SVEUČILIŠTE U RIJECI TEHNIČKI FAKULTET

TEHNIKA HLAĐENJA Nositelj kolegija: Izv. prof. dr. sc. Branimir Pavković, dipl. ing. Suradnik: Aleksandar Božunović, dipl. ing.

ii

SADRŽAJ 1. UVOD 1.1. PODRUČJE PRIMJENE TEHNIKE HLAĐENJA 1.2. TOPLINSKO OPTEREĆENJE HLADIONICE 1.3. TEMPERATURE U TEHNICI HLAĐENJA 1.4. FIZIKALNE POJAVE I OSNOVNI PROCESI U TEHNICI HLAĐENJA 1.4.1. Kompresijski rashladni uređaji (procesi s mehaničkom kompresijom pare) 1.4.2. Sorpcijski rashladni uređaji 1.4.3. Rashladni uređaji s mlaznim duhaljkama (ejektorski rashladni uređaji) 1.4.4. Hlađenje ishlapljivanjem 1.4.5. Vrtložna cijev 1.4.6. Termoelektrično hlađenje 1.4.7. Ekspanzija plinova uz dobivanje rada 1.4.8. Termomagnetsko hlađenje 1.4.9. Desorpcija plinova 2. PRORAČUN RASHLADNOG UČINKA ZA HLADIONICU 2.1. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED DOVOĐENJA TOPLINE KROZ STJENKE 2.2. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED HLAĐENJA I SMRZAVANJA PROIZVODA 2.3. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED HLAĐENJA VANJSKOG ZRAKA 2.4. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED ODVIJANJA BIOLOŠKIH

PROCESA U USKLADIŠTENIM PROIZVODIMA (TOPLINA DISANJA) 2.5. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED RADA LJUDI 2.6. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED RASVJETE 2.7. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED STVARANJA INJA NA ISPARIVAČU 2.8. TOPLINSKO OPTEREĆENJE USLIJED RADA VENTILATORA 2.9. EFEKTIVNO VRIJEME RADA I RASHLADNI UČINAK UREĐAJA

iii

3. KOMPRESIJSKI RASHLADNI PROCESI 3.1. PRIRODNO I PROCESNO HLAĐENJE 3.1.1. Prirodno hlađenje 3.1.2. Procesno hlađenje 3.2. RASHLADNI, OGRJEVNI I OGRJEVNO-RASHLADNI PROCESI 3.3. PLINSKI RASHLADNI PROCESI 3.3.1. Zračni rashladni proces (Jouleov rashladni proces) 3.3.2. Zračni rashladni uređaj s dvostepenom kompresijom i dvostepenom ekspanzijom 3.3.3. Približenje Carnotovu procesu 3.4. PARNI RASHLADNI PROCESI 3.4.1. Parni rashladni proces s jednostupanjskom kompresijom 3.4.1.1. Prigušivanje kondenzata 3.4.1.2. Suho usisavanje 3.4.1.3. Utjecaj pothlađivanja radne tvari u kondenzatoru 3.4.1.4. Pothlađivanje kondenzata hladnom parom radne tvari 3.4.2. Parni rashladni proces s jednostupanjskom kompresijom i isparivanjem na

dvije temperature (2 prigušna ventila) 3.4.3. Parni rashladni procesi s višestupanjskom kompresijom 3.4.3.1. Dvostupanjska kompresija s hladnjakom pare 3.4.3.2. Dvostupanjska kompresija s međuhladnjakom - odjeljivačem 3.4.3.3. Dvostupanjska kompresija s međuhladnjakom – odjeljivačem: prigušivanje

duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanje umjereno pothlađenog kondenzata u PVII

3.4.3.4. Dvostupanjska kompresija s međuhladnjakom – odjeljivačem: prigušivanje duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanje duboko pothlađenog kondenzata u PVII

3.4.3.5. Dvostupanjska kompresija s prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom - odjeljivačem

3.4.3.6. Dvostupanjska kompresija s prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem, s isparivanjem na dvije temperature

3.4.3.7. Trostupanjska kompresija s međuhladnjacima – odjeljivačima s isparivanjem na jednoj, dvije ili tri temperature

3.4.4. Kaskadni rashladni procesi

iv

4. RADNE TVARI ZA KOMPRESIJSKE PARNE PROCESE 4.1. POŽELJNA SVOJSTVA RADNIH TVARI 4.2. OZNAČAVANJE RADNIH TVARI (MEĐUNARODNO) 4.3. UTJECAJ RADNIH TVARI NA OKOLIŠ 4.4. OSNOVNE TERMODINAMIČKE OSOBINE RADNIH TVARI 4.5. FIZIOLOŠKO DJELOVANJE RADNIH TVARI 4.6. ODABIR RADNIH TVARI OVISNO O PRIMJENI 4.7. ODABIR KONSTRUKCIJSKIH MATERIJALA OBZIROM NA KORIŠTENE RADNE TVARI 4.8. POPIS I SVOJSTVA RADNIH TVARI 5. PRIJENOS TOPLINE IZMEĐU RASHLADNOG UREĐAJA I HLADIONICE 5.1. HLAĐENJE S NEPOSREDNIM ISPARIVANJEM 5.2. HLAĐENJE PUTEM MEDIJA ZA PRIJENOS TOPLINE 5.3. USPOREDBA HLAĐENJA S NEPOSREDNIM ISPARIVANJEM I

HLAĐENJA PUTEM MEDIJA ZA PRIJENOS TOPLINE 5.4. TVARI ZA PRIJENOS TOPLINE 5.4.1. Rasoline 5.4.2. Glikolne smjese 5.4.3. Halogenirani ugljikovodici 5.4.4. Ugljični dioksid CO2 5.4.5. Binarni led 6. KOMPRESORI 6.1. STAPNI KOMPRESORI (KOMPRESORI S OSCILIRAJUĆIM

STAPOVIMA) 6.1.1. Proces kompresije 6.1.2. Stupanj dobave kompresora 6.1.2.1. Utjecaj štetnog prostora – uzima se u obzir kroz 1λ 6.1.2.2. Utjecaj pada tlaka 1pΔ kod usisavanja - 2λ

v

6.1.2.3. Utjecaj zagrijavanja kod usisa - 3λ 6.1.2.4. Utjecaj propusnosti - 4λ 6.1.2.5. Utjecaj broja okretaja kompresora na stupanj dobave λ 6.1.3. Izmjena topline između plina i stijenke cilindra 6.1.4. Stupnjevi djelovanja 6.1.5. Odstupanje stvarnog rashladnog procesa od teoretskog 6.1.6. Kapacitet hlađenja kompresora – rashladni učinak 0Q 6.1.7. Višestupanjska kompresija 6.1.8. Razvodni sustavi stapnih kompresora 6.1.8.1. Automatski ventili 6.1.8.2. Razvod s rasporima 6.1.9. Regulacija dobave stapnih kompresora 6.1.9.1. Povremeni prekid pune dobave 6.1.9.2. Gruba promjena dobave 6.1.9.3 Kontinuirana regulacija dobave 6.2. ROTORNI KOMPRESORI (KOMPRESORI S ROTIRAJUĆIM

STAPOVIMA) 6.2.1. Kompresori s jednim rotorom 6.2.1.1. Lamelni kompresori 6.2.1.2. Kompresori s ekscentričnim rotorom 6.2.1.3. Vijčani kompresori s jednim vijkom 6.2.1.4. Kompresori sa spiralama (scroll) 6.2.2. Kompresori s dva rotora 6.2.2.1. Vijčani kompresori s dva vijka 6.2.2.2. Regulacija dobave rashladnih vijčanih kompresora 6.2.3. Indikatorski dijagram i promjenjivi protutlak 6.3. TURBOKOMPRESORI 6.3.1. Osnovne jednadžbe kod proračuna turbokompresora 6.3.2. Glavne jednadžbe strojeva na strujanje

vi

6.3.3. Višestepena kompresija 6.3.4. Radne karakteristike kompresora 6.3.5. Regulacija dobave turbokompresora 7. IZMJENJIVAČI TOPLINE RASHLADNIH UREĐAJA 7.1. ISPARIVAČI 7.1.1. Prijelaz topline kod isparivanja 7.1.2. Tipovi i konstrukcije isparivača 7.1.2.1. Podjela prema načinu isparivanja 7.1.2.1.1. Suhi isparivači 7.1.2.1.2. Potopljeni isparivači 7.1.2.2. Oblikovanje površine za prijenos topline 7.1.2.3. Podjela prema namjeni i izvedbi 7.1.3. Utjecaj temperature isparivanja na kaliranje proizvoda 7.1.4. Otapanje inja s površine zračnih hladnjaka 7.2. KONDENZATORI 7.2.1. Tipovi i konstrukcije kondenzatora 7.2.1.1. Podjela prema načinu hlađenja 7.2.2. Optočno hlađenje ishlapljivanjem – rashladni toranj 8. PRIGUŠNI VENTILI I ORGANI 8.1. RUČNI PRIGUŠNI VENTIL 8.2. REGULATORI RAZINE 8.2.1. Prigušni ventil s plovkom na strani niskog tlaka VPNT 8.2.2. Prigušni ventil s plovkom na strani visokog tlaka VPVT 8.3. REGULATOR STALNOG TLAKA 8.4. REGULATORI TEMPERATURE PREGRIJANJA

vii

8.4.1. Termoekspanzijski ventil TEV 8.4.2. Termoekspanzijski ventil s vanjskom egalizacijom tlaka 8.4.3. Elektronički ekspanzijski ventil 8.5. KAPILARE 9. CJEVOVODI ZA RADNU TVAR 9.1. PREPORUČENE BRZINE I PADOVI TLAKA 9.2. IZRAZI ZA IZRAČUNAVANJE PADA TLAKA U CJEVOVODIMA 9.2.1. Jednofazno strujanje - strujanje pare ili kapljevine 9.2.1.1. Pad tlaka uslijed trenja 9.2.1.2. Pad tlaka uslijed lokalnih otpora 9.2.2. Dvofazno strujanje - strujanje smjese pare i kapljevine 10. RADNE KARAKTERISTIKE KOMPRESIJSKIH RASHLADNIH UREĐAJA 10.1. KARAKTERISTIKA KOMPRESORA 10.2. KOMPRESOR I ISPARIVAČ 10.3. NESTACIONARNE PROMJENE NA POČETKU HLAĐENJA 10.4. REGULACIJA RADA RASHLADNOG UREĐAJA 11. APSORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI 11.1. DVOJNE SMJESE 11.1.1. Toplinske pojave kod miješanja (sa i bez odvođenja topline) 11.1.2. Merkelov h - ξ dijagram 11.1.3. Miješanje 11.1.3.1. Pravilo miješanja i temperatura miješanja 11.1.3.2. Miješanje uz dovođenje topline 11.1.4. Isparivanje 11.1.5. Ukapljivanje 11.1.6. Toplinske pojave kod isparivanja 11.1.7. Azeotropske smjese 11.1.8. Neprekidno isparivanje 11.1.9. Pravilo projekcija toplina 11.1.10. Apsorpcija 11.1.11. Prigušivanje 11.2. JEDNOSTUPANJSKI APSORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI

viii

11.2.1. JEDNOSTAVNI JEDNOSTUPANJSKI UREĐAJ 11.2.2. JEDNOSTUPANJSKI UREĐAJ S IZMJENJIVAČIMA TOPLINE 11.3. DVOSTUPANJSKI APSORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI 11.4. RESORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI 11.4.1. SLUČAJ S VELIKOM KOLIČINOM RASHLADNE VODE 11.4.2. SLUČAJ S OGRANIČENOM KOLIČINOM RASHLADNE VODE 11.5. TEORETSKA ZAGONSKA TOPLINA APSORPCIJSKOG RASHLADNOG

UREĐAJA, TOPLINSKI OMJER HLAĐENJA – RASHLADNI ODNOS 11.6. APSORPCIJSKE DIZALICE TOPLINE 11.7. APSORPCIJSKI TOPLINSKI TRANSFORMATORI 12. RASHLADNE SMJESE 13. SUHI LED 14. TERMOELEKTRIČNO HLAĐENJE 15. RASHLADNI UREĐAJI S MLAZNIM DUHALJKAMA (EJEKTORSKI RASHLADNI UREĐAJI) 16. UKAPLJIVANJE PLINOVA 16.1. UKAPLJIVANJE PLINOVA KASKADNIM HLAĐENJEM 16.2. UKAPLJIVANJE PREMA LINDEU 16.2.1. JEDNOSTAVNI UREĐAJ ZA UKAPLJIVANJE PLINOVA PO LINDEU 16.2.2. LINDEOV UREĐAJ S JEDNOSTAVNIM OPTOKOM I PREDOHLAĐIVANJEM POMOĆU RASHLADNOG UREĐAJA 16.2.3. LINDEOV UREĐAJ S DVOSTRUKIM OPTOKOM

ix

POPIS LITERATURE F. Bošnjaković: Nauka o toplini I , II, III, Tehnička knjiga Zagreb, 1970.

V. Brlek: Kompresor, Tehnička enciklopedija, Sv. 7, pp. 221-255.

V. Brlek: Rashladna tehnika, Tehnička enciklopedija, Sv. 11, pp. 430-468

S. Vujić i. dr.: Rashladni uređaji, Mašinski fakultet Beograd, 1988.

R. Budin, A. Mihelić-Bogdanić: Osnove tehničke termodinamike, Školska knjiga Zagreb, 1990.

H. L. von Cube, F. Steimle, H. Lotz, J. Kunis: Lehrbuch der Kältetechnik, Bd. 1, 2, C. F. Müller Verlag, Heidelberg, 1997.

R. Planck: Handbuch der Kältetechnik, Bd. 1-12, Springer Verlag, Berlin, 1954 -66.

H. Drees: Kühlanlagen, VEB Verlag Technik, Berlin, 1965.

ASHRAE: 2006. ASHRAE Handbook – Refrigeration, ASHRAE Atlanta GA, 2006.

Althouse, Turnquist, Bracciano: Modern Refrigeration and Air Conditioning, The Goodheart – Willcox Company, Tinley Park, 2000.

Breidenbach: Der Kälteanlagenbauer, Bd. 1 und 2, Vlg. C. F. Müller, Karlsruhe 1990.

Breidert: Projektierung von Kälteanlagen, C. F. Müller, Karlsruhe 1995.

Ciconkov: Refrigeration – Solved Examples, University of Skopje, 2001.

Dozenten der Kältetechnik an Fachhochschulen (Hrsg.): Aufgabensammlung Kältetechnik, C. F. Müller, Karlsruhe 1995.

IIR: Recomendations for the processing and handling of frozen foods, IIR Paris 1986.

Planck, Schmidt: Kälteanlagentechnik in Fragen und Antworten, Bd. 1 und 2, C.F. Müller Verlag, Heidelberg 1996.

Dossat, Horan: Principles of Refrigeration, Prentice Hall, Columbus Ohio, 2001

TEHNIKA HLAĐENJA

1

1. UVOD Tehnika hlađenja je grana tehnike koja se bavi postupcima i pojavama hlađenja tijela. Zadatak tehnike hlađenja je postizanje temperatura nižih od okoline i njihovo održavanje. Ona obuhvaća sve procese i postupke, kao i uređaje, postrojenja i komponente koji služe postizanju, održavanju i korištenju temperatura nižih od okolišne temperature. 1.1. PODRUČJE PRIMJENE TEHNIKE HLAĐENJA Tehnika hlađenja ima široku primjenu u raznim granama ljudske djelatnosti: - u prehrambenoj industriji: Pored konzerviranja hrane djelovanjem topline, sušenjem ili

fizikalno-kemijskom modifikacijom, hlađenje je još jedan, često korišten način konzerviranja.

- Konzerviranje hlađenjem dijelimo na hlađenje (do oko 0oC) i smrzavanje (ispod 0oC). Dok hlađenje ne utječe na promjenu okusa ili kvalitete namirnica, pri smrzavanju i ponovnom otapanju se oni mijenjaju. Brzina smrzavanja utječe na kvalitetu robe organskog porijekla. Brzim smrzavanjem u robi se stvara veći broj manjih kristala, pa se stijenke stanica pri smrzavanju manje oštećuju. Polaganim hlađenjem na temperaturama do –15oC u robi se stvara manji broj velikih kristala koji uzrokuju trganje staničnih stijenki, što nepovoljno utječe na kvalitetu robe. Osim veličine kristala na kvalitetu namirnica nakon odleđivanja utječe dehidracija proteina prilikom smrzavanja. Promjena kvalitete proteina uslijed dehidracije ovisi također o brzini smrzavanja i manja je kod brzog smrzavanja.

- Hlađenje i smrzavanje se koriste u mnogim fazama pripreme, prerade i distribucije životnih namirnica. Mesna industrija, mliječna industrija, proizvodnja i distribucija voća i povrća, proizvodnja piva i vina, brodovi – tvornice za preradu ribe...

- Primjeri: U voćarstvu je potrebno u najkraćem mogućem vremenu ohladiti voće nakon berbe. Cilj je sačuvati kvalitetu, izbjeći gubitak uslijed kvarenja, produžiti vijek trajanja. U proizvodnji vina mošt se hladi radi postizanja što bolje kvalitete vina. Na brodovima – tvornicama za preradu ribe, kao i u mesnoj industriji cilj je u skladu s tehnološkim zahtjevima ohladiti i smrznuti proizvod.

- Uređaji za smrzavanje mogu se podijeliti na:

- uređaji za smrzavanje u struji zraka - pločasti uređaji za smrzavanje - uređaji za smrzavanje špricanjem proizvoda hladnom tekućinom ili uranjanjem u

hladnu tekućinu (npr. solna otopina) - uređaji za smrzavanje špricanjem proizvoda tekućinom koja isparuje ili

umakanjem u takvu tekućinu (npr. tekući N2 koji kod tlaka 1 bar isparuje kod temperature –196oC, pa se površina proizvoda praktički trenutno smrzne)

Za smrzavanje u struji zraka, pri temperaturama oko –35oC, koriste se tuneli s prisilnom cirkulacijom zraka u kojima se proizvodi ne kreću (šaržni tuneli, uobičajenih kapaciteta 5- 30 tona na dan), kao i tuneli u kojima se proizvodi kreću na transporteru ili u fluidiziranom sloju (kontinualni tuneli, kapaciteta 2 – 6 tona na sat).

TEHNIKA HLAĐENJA

2

Nakon smrzavanja roba se skladišti u skladištima za smrznute namirnice. Ovisno o uvjetima temperature, vlažnosti i brzine strujanja zraka biti će i kvaliteta, odnosno vrijeme trajanja takvih namirnica. - u domaćinstvu: hlađenje i smrzavanje namirnica – kućanski hladnjaci i zamrzivači (riječ

frižider dolazi od imena tvornice Frigidaire) - u trgovini: dio hladnog lanca, tu su rashladne komore i vitrine u prodajnim prostorima. - u procesnoj i kemijskoj industriji: kontrola brzine odvijanja procesa, postizanje

odgovarajućih otopivosti kod smjesa, ukapljivanje plinova i njihovo skladištenje, hlađenje u naftnoj industriji u cilju uklanjanja voska, proizvodnja sintetičke gume, petrokemija, farmaceutska industrija.

- proizvodnja i obrada metala: razvlaživanje zraka za visoke peći, toplinska obrada, sklapanje dijelova s dosjedima da bi se izbjeglo grijanje

- laboratoriji: za ispitne stanice strojeva, vozila i uređaja koji rade pri niskim temperaturama, umjetna atmosfera

- u klimatizaciji: u cilju održavanja temperature i vlažnosti zraka, hlađenjem ili grijanjem (toplinske crpke) zraka ili medija za prijenos topline u klimatizacijskim postrojenjima.

- u medicini i biologiji : za lokalnu anesteziju, olakšavanje stanja bolesnika, usporavanje metabolizma, konzerviranje krvi ili dijelova tijela namijenjenih transplantaciji, kriokirurgija

- u transportu: Dio hladnog lanca kojeg čine proizvodnja, transport, distribucija i potrošnja. U cilju očuvanja kvalitete tijekom transporta namirnice se moraju održavati na željenoj temperaturi. Brodski rashladni uređaji služe za hlađenje skladišta robe, provijanta, kontejnera ili spremnika za transport ukapljenih plinova.

- u sportu: klizališta, bob staze, proizvodnja umjetnog snijega - i dr. 1.2. TOPLINSKO OPTEREĆENJE HLADIONICE

∑=

=8

1iio QQ && [kW]

1. Toplinsko opterećenje uslijed dovođenja topline kroz stijenke 2. Toplinsko opterećenje uslijed hlađenja i smrzavanja proizvoda 3. Toplinsko opterećenje uslijed hlađenja vanjskog zraka (namjerno i nenamjerno

provjetravanje) 4. Toplinsko opterećenje uslijed odvijanja bioloških procesa u uskladištenim proizvodima

(toplina disanja) 5. Toplinsko opterećenje uslijed rada ljudi 6. Toplinsko opterećenje uslijed rasvjete 7. Toplinsko opterećenje uslijed stvaranja inja na isparivaču 8. Toplinsko opterećenje uslijed rada ventilatora

TEHNIKA HLAĐENJA

3

1.3. TEMPERATURE U TEHNICI HLAĐENJA Temperature korištenja K Područje primjene 400 ... 355 (123 ... 80 oC) Dizalice topline (toplinske crpke) – visoke temperature 353 ... 323 (80 ... 50 oC) Dizalice topline (toplinske crpke) – srednje temperature 323 ... 293 (50 ... 20 oC) Dizalice topline (toplinske crpke) – niske temperature 293 ... 283 (20 ... 10 oC) Hlađenje u postrojenjima klimatizacije 283 ... 273 (10 ... 0 oC) Hlađenje namirnica u tzv. hladnom lancu 273 ... 263 (0 ... -10 oC) Proizvodnja leda za potrebe transporta, klizališta,

kristalizacija u industriji kalija 263 ... 240 (-10 ... -33 oC) Smrzavanje namirnica, sušenje smrzavanjem, ukapljivanje

propana, butana i amonijaka 240 ... 223 (-33 ... -50 oC) Specijalni postupci smrzavanja 223 ... 200 (-50 ... -73 oC) Simulacijske i ispitne komore, kruti ugljični dioksid 200 ... 150 (-73 ... -123 oC) Ukapljivanje etana i etilena, kriomedicina 150...100 (-123 ... -173 oC) Ukapljivanje zemnog plina 100...50 (-173 ... -223 oC) Ukapljivanje zraka, razdvajanje zraka, plemeniti plinovi

visokotemperaturna supravodljivost 50...20 (-223 ... -253 oC) Ukapljivanje neona i vodika, izdvajanje deuterija 20...4 (-253 ... -269 oC) niskotemperaturna supravodljivost, ukapljivanje helija 4-10-6 (-269 ...-273oC) mjerna tehnika, fizikalna istraživanja 1.4. FIZIKALNE POJAVE I OSNOVNI PROCESI U TEHNICI HLAĐENJA Za ostvarivanje hlađenja mogu se iskoristiti razne fizikalne pojave:

1. Promjena agregatnog stanja (kopnjenje krute tvari, isparivanje kapljevine, sublimacija) 2. Ishlapljivanje kapljevine 3. Desorpcija plinova 4. Strujanje velikim brzinama u vrtložnoj cijevi 5. Termoelektrični efekt 6. Ekspanzija komprimiranih plinova uz dobivanje mehaničkog rada 7. Prigušni efekt (Joule – Thomsonov efekt) 8. Termomagnetski efekt 9. Elektrokalorički efekt

Hlađenje odvojenim procesima (kopnjenje leda, isparivanje kapljevine, sublimacija suhog leda – krutog CO2) može trajati dok na raspolaganju stoji određena tvar. Nakon toga zalihu te tvari treba obnoviti. To su odvojeni procesi (diskontinuirani). Neprekidno hlađenje može se postići tako da se radna tvar pogodnim kružnim procesom nakon ostvarivanja efekta hlađenja ponovno vrati u prvobitno stanje uz utrošak energije. Tako npr., koristeći efekt hlađenja koji nastaje uslijed isparivanja, rade kompresijski rashladni uređaji, apsorpcijski rashladni uređaji i rashladni uređaji s mlaznim duhaljkama (ejektorski).

TEHNIKA HLAĐENJA

4

1.4.1. Kompresijski rashladni uređaji (procesi s mehaničkom kompresijom pare) Ovi uređaji rade s parom radne tvari, tj. proces pada u zasićeno područje. Dovođenje topline

0Q odvija se kod konstT =0 i konstp =0 a odvođenje topline Q je kod konstp = i u većem dijelu kod konstT = . Za rad uređaja troši se mehanički rad L . Faktor hlađenja ili rashladni

množilac je L

Q00 =ε .

Sl. 1.1. Jednostupanjski kompresijski rashladni uređaj

Radne tvari:, halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika (CFC, HCFC, HFC, trgovački naziv koji je vrlo čest je freoni), anorganske tvari (voda, CO2, amonijak), ugljikovodici (propan, izobutan), smjese radnih tvari. CFC – clorofluorocarbons, potpuno halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika, uglavnom metana i etana (npr. R12) HCFC – hydrochlorofluorocarbons, djelomično halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika koji sadrže vodik i klor (npr. R22) HFC – hydrofluorocarbons, djelomično halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika koji sadrže vodik i ne sadrže klor (R407C je smjesa triju HFC-a) 1.4.2. Sorpcijski rashladni uređaji Razlikuju se uređaji s kontinuiranim (tu se najčešće koriste apsorpcijski uređaji) i diskontinuiranim pogonom (najčešće adsorpcijski uređaji). Adsorpcijski rashladni uređaji Kod uređaja s diskontinuiranim pogonom često se koristi kruti adsorbent. Kod ovih uređaja se koriste procesi adsorpcije para ili plinova u krutim adsorbentima. Izvedba prikazana na slici sastoji se od isparivača, kondenzatora, sorbera (adsorber-desorber) u kojem je adsorbent i tri ventila.Obzirom da je adsorbent kruta tvar mora se proces odvijati naizmjence s krutom ili plinovitom radnom tvari. Tijekom jednog kompletnog procesa adsorpcije adsorbent veže na sebe adsorbat pri čenu odaje toplinu QA. Adsorbat koji isparuje oduzima od okoline toplinu Q0, pa se ostvaruje hlađenje. Udio adsorbata u adsorbensu mijenja se od početne vrijednosti xR do konačne xA

kompresor

isparivačkondenzator

prigušni ventil

L

Q Q0

TEHNIKA HLAĐENJA

5

Tijekom procesa desorpcije dovođenjem topline QD (npr. grijanje plinom) adsorbat se “istjeruje” iz adsorbenta. Odavanjem topline QC okolini ili grijanom mediju adsorbat se ukapljuje u kondenzatoru. Ventili služe za određivanje vremena pogona u određenom režimu.

Sl. 1.2. Sorpcijski sustav za hlađenje, diskontinuirani pogon Među takve uređaje spadaju i otvoreni sorpcijski rashladni uređaji koji kombiniraju sorpciju i hlađenje ishlapljivanjem. Za pogon koristimo toplinu, može i sunčevu energiju.

Sl. 1.3. Otvoreni sorpcijski sustav za hlađenje, shema i h,x-dijagram

Isparivač Kondenzator Isparivač KondenzatorIsparivač Kondenzator Isparivač Kondenzator

1. Adsorpcija 2. Desorpcija

Otpadni zrak

Sorpcijsko razvlaživanje

Ventilator

Regenerator

Grijač Ovlaživač Odvodni zrak

Filter Grijač OvlaživaVentilator

Dovodni zrak

10 9 8 7 6

5 4 3 2 1

0

h

x

1

2 h1 = const

h10 = const

5

6

7

8

9

10

3=4

TEHNIKA HLAĐENJA

6

Apsorpcijski rashladni uređaji Radne tvari za apsorpcijske rashladne uređaje su smjese, najčešće dvojne. Umjesto kompresora tu imamo tzv. termokompresor, koji se sastoji iz generatora, apsorbera, prigušnog ventila i crpke). Za pogon uređaja se troši toplina, a ne mehanički rad kao kod kompresijskih uređaja. Jednostavni apsorpcijski rashladni uređaj

Sl. 1.4. Jednostavni jednostupanjski apsorpcijski rashladni uređaj Uobičajene radne smjese su: voda – amonijak (H2O – NH3) litijev bromid - voda (LiBr - H2O)

Umjesto faktora hlađenja (rashladnog množioca) definira se toplinski omjer hlađenja hQ

Q0=ζ

Svaki bolji uređaj opremljen je izmjenjivačima topline. 1.4.3. Rashladni uređaji s mlaznim duhaljkama (ejektorski rashladni uređaji) Najčešća radna tvar za ove uređaje je voda. U tom su slučaju ovi rashladni uređaji primjenjivi za temperature iznad 0oC. (klimatizacija, prehrambena industrija, kemijska industrija, mljekare, pivovare), posebno tamo gdje je na raspolaganju vodena para. Moguća je primjena drugih radnih tvari s pogodnim položajem kritične točke i omjerom tlakova, pa se uređaji mogu koristiti za iskorištavanje otpadnih toplina ili sunčeve energije u svrhu hlađenja i na nižim temperaturama. Kod ovih se uređaja za pogon troši toplina, nema pokretnih dijelova i jednostavno je održavanje. Nedostatak je niska korisnost u usporedbi s kompresijskim parnim procesima, a kod korištenja vode kao radne tvari i nemogućnost postizanja nižih temperatura.

Generator

Apsorber

Kondenzator

Isparivač

RV 1

CrpkaRV2

Qh

Qa

Qk

Q0

TEHNIKA HLAĐENJA

7

Sl. 1.5. Rashladni uređaj s mlaznim duhaljkama (ejektorski rashladni uređaj) 1.4.4. Hlađenje ishlapljivanjem Kod ishlapljivanja prelaze molekule kapljevine preko granične površine između kapljevine i plina u nezasićeni plin koji struji iznad kapljevine. Pri ishlapljivanju se, ovisno o stanju granične površine i plina iznad kapljevine može pojaviti ugrijavanje ili ohlađivanje plina. Ishlapljivanjem se može postići relativno mali rashladni učinak ako je stanje zraka blisko zasićenju. Primjer primjene je hlađenje ishlapljivanjem u rashladnim tornjevima.

Sl. 1.6. Optočno hlađenje ishlapljivanjem u rashladnom tornju

Parni kotao

Mlaznica

Difuzor

Kondenzator Isparivač

Crpka RV

0Q

kQ

hQ

L 2

Ventilator

Odvajač kapljica Mlaznice

Ispuna

L1

Svježa voda Crpka

L1 Q

TEHNIKA HLAĐENJA

8

1.4.5. Vrtložna cijev Ako se u cijev kakva je prikazana na slici 1.7. tangencijalno upuhuje komprimirani zrak s temperaturom okoline, doći će uslijed pojava povezanih sa strujanjem veliki brzinama i djelovanjem centrifugalne sile do razdvajanja struje zraka na topliju i hladniju od okoline.

Sl. 1.7. Ranque – Hilschova vrtložna cijev

To je uočio Georges Ranque (1933.), dok Hilsch (1946.) opisuje konstrukcijske detalje. Često se naziva Ranque – Hilschova vrtložna cijev. Ovo hlađenje nije ekonomično. Primjenjuje se za male rashladne učinke, u rudnicima, vojnim vozilima, na alatnim strojevima. 1.4.6. Termoelektrično hlađenje Koristi se za manje rashladne učinke, za hlađenje elektroničkih sklopova, u svemirskoj tehnici i za vojne namjene. Nema pokretnih dijelova i vibracija, a uređaji nisu osjetljivi na utjecaj gravitacije.Termoelektričnom pojavom naziva se međusobna ovisnost strujanja topline i električne struje.

Sl. 1.8. Termoelektrični modul 1.4.7. Ekspanzija plinova uz dobivanje rada Jedna od primjena je Stirlingov rashladni stroj. Koristio se ponajviše za postizanje vrlo niskih temperatura (30-77 K) tamo gdje konvencionalni rashladni uređaji s parnim procesom nisu bili pogodni zbog ograničenja vezanih na radnu tvar i podmazivanje.

Ulaz zraka Izlaz toplog zraka

Izlaz hladnog zraka

Ventil

Ulaz zraka

A B

+ T

T0T0

Q0

2/0Q

L

2/0Q

TEHNIKA HLAĐENJA

9

Pojačan interes je u zadnje vrijeme, jer je uobičajena radna tvar helij koji ne šteti okolišu, a ima visok faktor hlađenja (kao i Carnotov). Nedostaci su vezani na složen konstrukciju, cijenu, pouzdanost i vijek trajanja. Trenutno još u fazi istraživanja. 1.4.8. Termomagnetsko hlađenje U tehnici niskih temperatura, za postizanje temperatura reda veličine 1 10-3 do 1 10-5 K. Koristi se ciklus adijabatske demagnetizacije paramagnetskih soli. Koristi se promjena entropije pri promjeni magnetskog polja. Primjenom Carnotova, Ericson ili Stirling procesa, može se uspostaviti razlika temperature. 1.4.8. Joulle Thomsonov efekt Kod realnih plinova moguće je prigušivanjem ostvariti rashladni efekt – promjenu temperature. O tome će biti riječi kod ukapljivanja plinova. 1.4.9. Desorpcija plinova U laboratorijima, za postizanje niskih temperatura (20-4 K). Periodični rad: I faza adsorpcija plina (helija) u aktivnom uglju, pri čemu se toplina adsorpcije odvodi hlađenjem pomoću isparivanja tekućeg vodika pod vakuumom. II faza: helij se uslijed odsisavanja desorbira iz aktivnog uglja, toplina desorpcije namiruje se toplinom akumuliranom u aktivnom uglju, zbog čega temperatura uglja opada. Ova metoda je niske energetske učinkovitosti, ali je jednostavna, pa se u laboratorijima koristi za niske temperature (20-4 K).

TEHNIKA HLAĐENJA

10

2. PRORAČUN RASHLADNOG UČINKA ZA HLADIONICU Toplinsko opterećenje hladnjače računa se kao suma

∑=

=8

1iio QQ && [kW]

1. Toplinsko opterećenje uslijed dovođenja topline kroz stijenke 2. Toplinsko opterećenje uslijed hlađenja i smrzavanja proizvoda 3. Toplinsko opterećenje uslijed hlađenja vanjskog zraka (namjerno i nenamjerno

provjetravanje) 4. Toplinsko opterećenje uslijed odvijanja bioloških procesa u uskladištenim

proizvodima (toplina disanja) 5. Toplinsko opterećenje uslijed rada ljudi

6. Toplinsko opterećenje uslijed rasvjete 7. Toplinsko opterećenje uslijed stvaranja inja na isparivaču 8. Toplinsko opterećenje uslijed rada ventilatora 2.1. Toplinsko opterećenje uslijed dovođenja topline kroz stjenke

( )ivui

n

iii

n

ii TTkAqAQ ,

11−== ∑∑

==

&& [W]

Indeks i odnosi se na pojedini građevinski element (zid, vrata, pod, strop i sl.), s različitim toplinskim tokom iq&

iA [m2] površina kroz koju se odvija prijelaz topline

ik [W/m2K] koeficijent prolaza topline

uT [oC] temperatura u hlađenom prostoru

ivT , [oC] temperatura susjednog prostora ili vanjska temperatura Koeficijent prolaza topline za višeslojni element građevinske konstrukcije računa se iz:

vu

k

α+

λδ

+α

=

∑ 111 [W/m2K]

gdje je uα [W/m2K] koeficijent prijelaza topline na unutarnjoj stijenci

vα [W/m2K] koeficijent prijelaza topline na vanjskoj stijenci δ [m] debljina pojedinog sloja u višeslojnoj građevinskoj konstrukciji λ [W/mK] toplinska vodljivost materijala iz kojeg je sloj izrađen Vrijednosti uα i vα ovise o uvjetima strujanja zraka oko površine na kojoj se odvija prijelaz topline. U proračunu se upotrebljavaju prosječne vrijednosti.

TEHNIKA HLAĐENJA

11

Tab. 1.1. Koeficijenti prijelaza topline Element građevinske konstrukcije α [W/m2K] Napomena Unutrašnji zid 8 Strop,toplinski tok prema gore 8 Strop, toplinski tok prema dolje 6 Pod, toplinski tok prema dolje 6 Pod, toplinski tok prema gore 7

Prirodna

cirkulacija zraka

Vanjski zid i krov izloženi vjetru 30 Unutarnje površine zidova 20 Vanjski zid u zavjetrini 20

Prisilna cirkulacija zraka

Kod prisilne cirkulacije zraka koeficijenti prijelaza topline mogu se izračunati i pomoću brojčanih izraza kao što su npr. uu w48,5 +=α [W/m2K], gdje je uw brzina

strujanja zraka u prostoru skladišta u m/s i 78,015,7 wv =α [W/m2K] pri čemu je w brzina vjetra u m/s. Temperatura s vanjske strane zida T može se razlikovati od projektne temperature zraka vpT zbog različitih utjecaja, npr. zračenja sunca na vanjske zidove i krov, utjecaja toplinskih mostova, promjena temperature u susjednim prostorijama. Svi ovi utjecaji mogu se više ili manje točno proračunati, a za praktične proračune mogu se uzeti u obzir pogodnim izborom temperature vT . Jedan od izraza za određivanje projektne temperature vanjskog zraka vpϑ [oC] je

mmvmvp ϑϑϑ 6,04,0 += [oC]

vmϑ [oC] srednja mjesečna temperatura najtoplijeg mjeseca u posljednjih 10 godina

mmϑ [oC] srednja vrijednost maksimalnih temperatura najtoplijeg mjeseca u posljednjih 10 godina. Za zidove okrenute jugu ili zapadu vrijedi zbog izraženijeg utjecaja sunca

6+= vpv TT [oC]. Tab. 1.2. Temperature susjednih prostorija Strop ispod ravnog krova 15+= vpv ϑϑ [oC] Strop ispod tavana 10+= vpv ϑϑ [oC] Pod na tlu 1510−=vϑ [oC] Nehlađene prostorije vpv ϑϑ 9,0= [oC] s vanjskim otvorima

vpv ϑϑ 75,0= [oC] bez vanjskih otvora Strojarnice vpv ϑϑ = [oC] Utjecaj sunčevog zračenja uzet je povećanjem temperature za južne i zapadne zidove, kao i za stropove. Prema potrebi, može se ovaj utjecaj i posebno računati.

TEHNIKA HLAĐENJA

12

Tab. 1.3. Temperature u skladištima Vrsta proizvoda Temperatura

oC rel. vl. zraka

% vrijeme

skladištenja Govedina svježa 0 do +1 88 do 92 1 do 4 tj Govedina smrznuta -23 do -18 90 do 95 9 do 12 mj Svinjetina svježa 0 do +1 85 do 90 3 do 7 d Svinjetina smrznuta -23 do -18 90 do 95 4 do 8 mj Riba svježa 0 do +4.5 90 do 95 5 do 20 d Riba smrznuta -23 do -12 90 do 95 8 do 10 mj Perad svježa 0 85 do 90 1 tj Perad smrznuta -30 do -10 85 do 90 3 do 12 mj Banane nezrele +11.5 85 3 tj Banane zrele +14 85 7 do 10 d Rajčice zrele +4 do +10 85 do 90 7 do 10 d Salata zelena 0 90 do 95 2 do 3 tj Jabuke -1 do +3 90 do 95 3 do 10 mj Smrznuto voće -23 do -18 85 do 90 6 do 12 mj Smrznuto povrće -23 do -18 90 do 95 6 do 12mj ..... ..... ..... ..... 2.2. Toplinsko opterećenje uslijed hlađenja i smrzavanja proizvoda Toplina za ohlađivanje, smrzavanje i hlađenje do temperature niže od temperature smrzavanja ovisi o vrsti, količini i načinu ohlađivanja i smrzavanja proizvoda. Ova obrada može se provoditi u specijalnim uređajima za brzo smrzavanje (kontinuirani tuneli ili uređaji za smrzavanje u kontaktu sa hladnim tekućinama), ali i u skladišnim komorama, u kojima roba nakon smrzavanja ostaje uskladištena.

psmh QQQQ ++=2 [kJ] Toplina za ohlađivanje robe

( )211 ppph TTcMQ −= [kJ] M [kg] masa robe koja se hladi

1pc [kJ/kgK] specifični toplinski kapacitet robe

1pT [oC] temperatura robe koja se unosi

2pT [oC] temperatura na koju se roba hladi Ako se roba smrzava i hladi na temperaturu nižu od temperature smrzavanja, onda je

hQ toplina za hlađenje robe do temperature smrzavanja, a 2pT je tada temperatura smrzavanja. Toplina koju treba odvesti da se roba smrzne kod konstantne temperature smrzavanja

MrQsm = [kJ]

TEHNIKA HLAĐENJA

13

r [kJ/kg] toplina smrzavanja Toplina za hlađenje već smrznute robe od temperature smrzavanja do konačne temperature

( )322 pppp TTcMQ −= [kJ]

3pT [oC] temperatura ispod temperature smrzavanja do koje se roba hladi

2pc [kJ/kgK] specifični toplinski kapacitet smrznute robe Potreban toplinski učinak

tQQ 2

2 =& [kW]

t vrijeme potrebno za hlađenje ili hlađenje i smrzavanje robe Vrijeme potrebno za hlađenje i smrzavanje robe t ovisi o • Vrsti robe • Veličini komada • Temperaturi • Brzini strujanja zraka Orjentacijski podaci daju se u sljedećoj tablici za rashlađivanje do temperature oko 0oC i i smrzavanje do –18oC. Vrijednosti za rashlađivanje vrijede kod temperature zraka u komori 0oC i brzine zraka 0,5 – 2,0 m/s, dok se podaci za smrzavanje odnose na temperaturu zraka –35oC i brzinu 2-3 m/s. Tab. 1.4. Vrijeme potrebno za hlađenje i smrzavanje robe Vrsta proizvoda Vrijeme za rashlađivanje

do 0oC (sati) Vrijeme za smrzavanje

do –18oC (sati) Goveđe polovice 24 do 30 16do 20 Svinjske polovice 24 do 30 12 do13 Riba u kalupima 50-70 mm 6do 8 3 do 4 Krupna riba 8 do 12 4 do 4,5 Voće i povrće u tavama 5 do10 3 do 4 ...... ..... .....

TEHNIKA HLAĐENJA

14

Tab. 1.5. Temperature smrzavanja, specifični toplinski kapaciteti i topline smrzavanja nekih namirnica Vrsta proizvoda Srednja

temperatura smrzavanja

[oC]

Specifična toplina [kJ/kgK]

Prije poslije smrzavanja

Toplina smrzava

nja [kJ/kg]

Govedina masna -1,7 do –2,2 2,51 1,47 172 Govedina nemasna -1,7 do –2,2 3,22 1,72 243 Svinjetina masna -1,7 do –2,2 2,14 1,34 131 Svinjetina nemasna -1,7 do –2,2 2,51 1,55 155 Teletina -1,7 do –2,2 2,97 1,63 209 Perad -1,7 3,35 1,80 247 Riba svježa -1,2 3,43 1,80 243 Riba masna -1,2 2,85 1,59 201 Banane nezrele -1 3,35 1,76 251 Banane zrele -3,3 3,35 1,76 251 Jabuke -2 3,85 1,76 281 Grašak -1,1 3,35 1,76 251 Grah - 1,26 1,00 42 Mahune -1,3 3,85 1,97 297 Rajčice -0,9 3,98 2,01 310 Pečurke -1 3.89 1.97 301 ..... ..... ..... ..... .....

Opterećenje hlađenih prostorija Ovisi o načinu rukovanja robom. Ako je to npr. skladište mesa kod kojeg se meso skladišti obješeno na kolosjeke, može se opterećenje Lm dati u kg/m kolosijeka. Kolosjeci se postavljaju obično na razmaku 0,7 – 0,9 m. Podaci mogu biti dani i kao Am u kg/m2 ukupne površine poda skladišta gA ili Akm u kg/m2 korisne površine poda skladišta kA . Korisnom se smatra površina na kojoj se može skladištiti roba. Kod određivanja korisne površine skladišta treba uzeti u obzir: • udaljenost od zidova 0,3 m • udaljenost od rashladnih tijela i kanala za zrak 0,4 m • širinu prolaza za mehanizaciju 2,2 m • širinu prolaza za skladište bez mehanizacije 1,2 m • širinu prolaza za kontrolu uskladištenih proizvoda 0,5 – 0,6 m Približno se kA može odrediti pomoću

Agk AA β= [m2]

TEHNIKA HLAĐENJA

15

Tab. 1.6. Vrijednosti faktora Aβ Građevinska površina gA [m2] Faktor Aβ

do 20 0,60 20-30 0,60-0,65 30-50 0,65-0,75 50-300 0,75-0,85

više od 300 0,85 Podaci o gustoći skladištenja ( Lm po metru duljine kolosjeka, Am po 1 m2 građevinske površine gA i Akm po 1 m2 korisne površine kA ) dani su u slijedećoj tablici. Tab. 1.7. Gustoća skladištenja

Vrsta proizvoda mL (kg/m)

mA (kg/m2)

mAk (kg/m2)

goveđe polovice do 280 do 250 do 350 svinjske polovice 220 200 250 ovčetina i janjetina 180 200 250 meso i iznutrice u blokovima - 300 50-60* uvjetno opterećenje za meso 250 230 300 perad - do 200 20-35* riba sitna i sred. u kalup., δ do 90 mm - - 30-60* srednja riba razmještena na police - - 30-40 vrlo krupna riba 180 200 250 voće i povrće - - do 300** ..... ..... ..... ....

* opterećenja se odnose na m2 površine police; po visini oko 10 polica ** u tavama i stalažama Masa proizvoda u sladištu računa se kao :

LLmM = [kg] ili gA AmM = [kg] ili kAk AmM = [kg] Podaci o gustoći skladištenja mogu se odnositi i na korisni volumen prostorije kV , pa se tada masa proizvoda u skladištu računa kao:

VkkmVM = [kg] Korisni volume prostorije je vgk VV β= [m3]

gV [m3] građevinski volumen prostorije

( ) AV ββ 9,075,0 −= za skladišta visine 3 – 6 m ( ) AV ββ 95,085,0 −= za skladišta visine veće od 6 m

TEHNIKA HLAĐENJA

16

Kad se proračunava korisni volumen tunela za brzo ohlađivanje ili smrzavanje, u kojima isparivači i ventilatori zauzimaju veliki prostor računa se

vgk VV β6,0= [m3] Podaci o Vkm daju se u slijedećoj tabeli, odvojeno za skladištenje smrznutih proizvoda, a odvojeno za skladištenje ohlađenih proizvoda Tab. 1.8. Specifično opterećenje po 1 m3 korisnog prostora skladišta - smrznuti proizvodi Vrsta proizvoda Vkm [kg/m3] Napomena Meso 350 Perad 350 u sanducima Riba 350

450 330

u sanducima na hrpi

u bačvama Teletina 300 Svinjetina 450 ..... ..... ..... Tab. 1.9. Specifično opterećenje po 1 m3 korisnog prostora skladišta - ohlađeni proizvodi Vrsta proizvoda Vkm [kg/m3] Napomena Jagode, smokve, šljive 270 Jabuke, breskve, marelice 300 Banane 140 Mahune 150 Kupus, cvjetača 140 Grah, riža, krastavci 290 Krumpir 180 Maslac 440

540 u paketima u bačvama

Vino 290 Pivo 200 u bocama 0,5 l sir 460 u kolutima ..... ..... ..... Kod komora za brzo smrzavanje, ove vrijednosti treba smanjiti za 20 – 30 %. PRIMJER: Ako se u tunelu za brzo smrzavanje građevinskog volumena 100 m3 , visine 3-6 m, smrzava meso, dobiva se iz ranijih izraza:

2457,0350 =⋅=Vkm kg/m3 ( ) 94082451008,08,06,06,0 =⋅⋅⋅⋅== Vkgv mVM β kg

TEHNIKA HLAĐENJA

17

Napomena: treba paziti, jer kod komora za brzo smrzavanje obično tlocrtna površina određuje koliko robe možemo unesti. Vrijednosti dobivene s Vkm treba provjeriti s onima dobivenim pomoću Akm ili Lm . 2.3. Toplinsko opterećenje uslijed hlađenja vanjskog zraka Zrak se može namjerno dovoditi u skladište kako bi se smanjila koncentracija plinova, uklonili mirisi uskladištene robe i omogućio rad ljudi u skladištu. Tada govorimo o namjernoj ventilaciji. Nenamjerno zrak dospijeva u prostoriju infiltracijom i prilikom otvaranja vrata radi manipulacije ili pregleda robe, radova u skladištu i sl. Toplina se računa kao

( )uvuv hhVQ −= ρ3& [kW]

vV [m3/s] količina vanjskog zraka koja dospijeva u prostoriju

uh [kJ/kgK]specifična entalpija zraka u prostoriji

vh [kJ/kgK] specifična entalpija vanjskog zraka

uρ [kg/m3] specifična gustoća zraka pri temperaturi prostorije Ako nemamo podataka iz tablica o gustoći zraka, može se ona izračunati iz jednadžbe stanja

RTp

=ρ

gdje je 287=R J/kgK, plinska konstanta za zrak, a T [K] temperatura zraka u skladištu. Tlak p se može usvojiti 100000 [Pa] . Nenamjerno doveden zrak (uslijed infiltracije i otvaranja vrata). Količina zraka tijekom 24 sata računa se na slijedeći način:

giv VnV = [m3 za 24 sata]

in je broj izmjena zraka u 24 sata, i dan je u tablici u nastavku koja vrijedi za skladišta u kojima je temperatura oko 0oC (ne za skladišta sa smrznutim proizvodima) Tab. 1.10. Broj izmjena zraka u 24 sata u hlađenim skladištima Građevinski volumen

gV (m3) Broj izmjena za 24 sata in

Građevinski volumen gV (m3)

Broj izmjena za 24 sata in

5,66 44,0 226,0 5,5 14,5 26,0 566,0 3,5 56,6 12,0 1130,0 2,3 113,0 8,2 2830,0 1,4

Za komore volumena većeg od 2830 m3, računa se po izrazu g

i Vn 75=

TEHNIKA HLAĐENJA

18

Broj izmjena zraka za skladišta sa smrznutim proizvodima (s temperaturama u skladištu od –18 do –35oC) dobiva se množenjem vrijednosti iz gornje tablice s vrijednošću 0,6. To je zbog rjeđeg otvaranja vrata u ovakvim skladištima. Broj izmjena zraka u tunelima i prostorima za hlađenje ili brzo smrzavanje jednak je broju otvaranja tunela (prostorije) tijekom 24 sata. Toplinski učinak za hlađenje zraka koji nenamjerno dospijeva u prostor je

( )uvugi hhVnQ −

⋅= ρ

3600243& [kW]

Namjerna ventilacija Najčešće se provodi radi održavanja koncentracije CO2 u dozvoljenim granicama Količina zraka potrebna za ventilaciju je

VCODOZVCO

COv rr

VV

,, 22

2

−=

&& [m3 /h]

Volumenski udio CO2 u vanjskom zraku iznosi 00034,00003,0,20

−=VCOr što je odgovarajuće MDK vrijednosti 300 do 340 PPM. Udio CO2 varira ovisno o tome da li je atmosfera čista ili npr. industrijska.

005,0,2=DOZVCOr dozvoljena koncentracija CO2 u prostoriji (5000 PPM).

Kako je volumenski udio CO2 u vanjskom zraku mali u usporedbi s dozvoljenim volumenskim udjelom, može se količina zraka odrediti približnim izrazom

DOZVCO

COv r

VV

,2

2≅ [m3 /h]

Volumen CO2 koji tijekom dana dospijeva u zrak može se izračunati iz jednadžbe stanja

pTR

MV COCOCO

2

22=

gdje je 1892=COR J/kgK, 100000=p Pa i uTT = [K]

Dnevnu masu CO2 koja nastaje od robe (voće i povrće) i uslijed boravka ljudi može se izračunati pomoću izraza

∑ ′′+′=i

COCOiiCO entetMM222

[kg dnevno]

2COe′ je masa CO2 koju odaje 1 kg proizvoda tijekom jednog sata na svojoj srednjoj temperaturi mT , a ovisi i o koncentraciji CO2 u zraku prostorije.

it [h] vrijeme za koje je i-ti proizvod izložen temperaturi mT

TEHNIKA HLAĐENJA

19

2COe ′′ [kg/h] masa CO2 koju odaje jedan radnik tijekom jednog sata rada u komori nt produkt broja radnika i radnih sati u hlađenom prostoru Tab. 1.11. Odavanje CO2 voća i povrća

Vrsta proizvoda 2COe′ [g/th] Temperatura mϑ

oC Jabuke 3 do 4

5 do 8 20 do 30

0 4 16

Limuni i naranče 3 do5 8 do10

2 16

Banane nezrele 15 do20 12 Banane zrele 35 do 40 20

Krumpir 3 do 5 4 do 8

0 10

.... ..... .... Tab. 1.12. Odavanje CO2 ljudi Vrsta rada

2COe ′′ [g/h] Mirovanje 30 Laki i srednje težak fizički rad 30 do 40 Težak fizički rad 40 do 70

Za proračun potrebne količine zraka za održavanje dozvoljene koncentracije CO2 mogu se koristiti i tablični podaci s unaprijed izračunatim količinama zraka za pojedine proizvode, uz 005,0

2=COr :

Tab. 1.13. Potrebne količine zraka za ventilaciju uz dozvoljenu koncentraciju

005,02=COr

Potrebna količina zraka (kg/th) na temperaturi oC Proizvod 0 4 8 12 16 20 24 28

Banane nezrele - - 1,4 2,8 5,0 7,4 10,3 Breskve 1,2 2,8 4,6 6,4 8,3 10,2 12,3 Naranče 0,35 0,55 0,8 1,25 1,75 2,25 2,75 3,35 ..... ..... ..... ..... ..... ..... ..... ..... ..... Poznavajući količinu zraka [m3 /h] potrebnog za održavanje dozvoljene koncentracije CO2 ispod dozvoljene granice, može se odrediti potreban toplinski učinak

( )uvuv hhVQ −= ρ3600

13& [kW]

U proračunu će se odrediti veličina 3Q& po prvom i drugom načinu i odabrati veća. Treba voditi računa da se vanjski zrak najčešće hladi u isparivaču klima komore kojom se on i dobavlja u prostor. Tada se toplina 3Q ne uključuje u učinak isparivača u rashladnom skladištu.

TEHNIKA HLAĐENJA

20

2.4. Toplinsko opterećenje uslijed odvijanja bioloških procesa u uskladištenim proizvodima (toplina disanja) Odnosi se samo na voće i povrće iznad temperature smrzavanja.

∑=i

diiqMQ4& [kW]

vrijednosti za diq dane su u tablicama (treba ih preračunati na W/kg). Tab. 1.14. Toplina disanja voća VOĆE dq [kJ/th] ϑ [oC] 0 2 5 10 15 20 Banane zelene - - 80-185 145-350 215-470 305-560 Banane zrele - - 145-210 235-420 315-595 340-870 Limun 21-35 26-47 38-70 60-115 85-115 110-215 Jabuke 20-40 40-50 50-75 75-110 100-210 155-260 ..... ..... ..... ..... ..... ..... ..... Tab. 1.15. Toplina disanja povrća POVRĆE dq [kJ/th] ϑ [oC] 0 2 5 10 15 20 Grašak 315-375 420-515 560-680 715-960 1310-1660 2060-2320Mrkva 35-100 80-120 100-140 115-155 260-350 325-490 Rajčica zrela 50-65 60-70 70-95 115-150 190-315 290-365 Gljive 410-435 445-470 530-575 870-910 1690-1750 2160-2290..... ..... ..... ..... ..... ..... ..... 2.5. Toplinsko opterećenje uslijed rada ljudi

tnqQ r=5 [kJ] n broj ljudi u prostoru t vrijeme boravka ljudi u prostoru [h], [s] Odavanje topline čovjeka ovisi o stupnju fizičke aktivnosti i uvjeta u prostoru (temperatura, brzina strujanja zraka). Vrijednosti za rq& u W dane su u tablici za slučaj srednje teškog fizičkog rada i različite temperature u prostoru Tab. 1.16. Odavanje topline ljudi

rq& [kW] uϑ [oC] rq& [kW] uϑ [oC] 0,212 10 0,351 -12,2 0,247 4,5 0,381 -17,8 0,278 -1,2 0,410 -23,3

dtQQ 5

5 =& [kW]

TEHNIKA HLAĐENJA

21

2.6. Toplinsko opterećenje uslijed rasvjete Odana toplina tijekom rada rasvjete

tPQ ras=6 [kJ] t [s] vrijeme uključenosti rasvjete

rasP [kW] priključna snaga rasvjetnih tijela

dtQQ 6

6 =& [kW]

Na gore opisani način računa se toplinsko opterećenje od drugih električnih uređaja. To su npr. viljuškari, transportne trake, uređaji za sortiranje i sl. Toplina rasvjete može se računati i na slijedeći način

rasrasrasgras NnAQ ηη ==6& [kW]

rasη stupanj uključenosti (npr za slučaj 8=τ h, vrijedi 33,0248 ==rasη )

A [m2] površina poda izoliranog skladišta 01,0=rasn kW/m2 uobičajena vrijednost za instaliranu snagu rasvjete za jedinicu

površine 2.7. Toplinsko opterećenje uslijed stvaranja inja na isparivaču Na površinama isparivača kondenzira i smrzava vodena para koja se nalazi u zraku prostorije. Para dolazi u zrak iz robe (kaliranje robe) i iz infiltriranog zraka. Vlaga iz zraka koji uslijed difuzije prodire u prostoriju kroz zidove i vlaga od ljudi može zanemariti.

( ) ( )( )[ ]∑ −−+−=j

ouusuvojj hhxxVhhwQ ρ7 [kJ]

Mwj C= - vlaga proizvoda (kaliranje) kg tijekom 24 sata Količina vlage koju oslobađa roba zavisi o vrsti robe, načinu pakovanja, temperaturi i vlažnosti zraka u skladištu, kao i o brzini strujanja zraka oko robe.

( )3psswj tcrh −−= [kJ/kg] - entalpija vlage u obliku leda na temperaturi na koju se ohlađuje proizvod

( )osswo tcrh −−= [kJ/kg] - entalpija vlage u obliku leda na temperaturi isparivanja 09,2=sc [kJ/kgK] specifični toplinski kapacitet leda

334=swr [kJ/kg] toplina smrzavanja leda

vV [m3] dnevno dovedena količina svježeg zraka

sx [kg/kg ]- sadržaj vlage u zraku koji uđe u komoru

TEHNIKA HLAĐENJA

22

uh [kJ/kg] entalpija vlage u zraku koji dospijeva u komoru (ako se radi o vani pripremljenom zraku) ili entalpija vlage u zraku u komori (tada se usvaja 0=uh jer se smatra da je toplina potrebna za ukapljivanje vlage kod 0oC već obuhvaćena u 3Q )

ux [kg/kg] - sadržaj vlage u zraku u komori

dtQQ 7

7 =& [kW]

Tab. 1.17. Podaci o kaliranju proizvoda, a time i vlazi koju oni odaju

Vrsta proizvoda % kaliranja Napomena Ohlađivanje mesa 1 do 3% za rashlađivanje do +4oC

uz 3=w m/s i 30−=uϑoC

Skladištenje ohlađenog mesa 1% za vrijeme od 5 dana

uz 1do1−=uϑoC

i 95do85=uϕ % Smrzavanje mesa u kalupima 0,3 do 0,34% za vrijeme smrzavanja mesa Smrzavanje obješenog mesa svinjske polovice goveđe četvrtine

1,5%

1,7 do 2%

za vrijeme smrzavanja uz 3=w m/s i 35−=uϑ

oC

Skladištenje smrznutog mesa svinjske polovice goveđe četvrtine

1,1 do 3%

2,3 do 3,3%

za vrijeme od 3-6 mjeseci uz 38-do81−=uϑ

oC i 1,0=w m/s

Ohlađivanje ribe 0,5 do 1% Za vrijeme ohlađivanja Smrzavanje ribe 1,2 do 3% za vrijeme smrzavanja

uz 3=w m/s i 35−=uϑoC

Skladištenje smrznute ribe 0,2 do 4 % za vrijeme od 1 mjeseca uz 20−=uϑ

oC i mirujući zrak

..... ..... ..... 2.8. Toplinsko opterećenje uslijed rada ventilatora Ne može se točno odrediti dok nije poznat pad tlaka i protok zraka kroz isparivač. Da bi se ta toplina procijenila, koristi se faktor a

∑=

=7

18 a

iiQQ && [kW]

Tab. 1.18. Udio toplinskog opterećenja od rada ventilatora a 0 za skladišta bez prisilne cirkulacije zraka 0,1 za skladišta s prisilnom cirkulacijom zraka 0,15 – 0,2 za komore za brzo rashlađivanje 0,20 – 0,25 za tunele za brzo smrzavanje

TEHNIKA HLAĐENJA

23

2.9. Efektivno vrijeme rada i rashladni učinak uređaja Rashladni učinak uređaja za hlađenje i njegovih komponenti određuje se tako da tijekom dana pokriju potrebe za hlađenjem u vrijeme eft koje je kraće od 24 sata, da bi ostalo vrijeme za poslove oko redovnog održavanja rashladne instalacije, otapanje inja s isparivača, održavanje i sl. , kao i zbog rezerve kapaciteta u slučaju kvara ili neočekivano velikog toplinskog opterećenja.

def

oR ttQQ = [kW]

Za eft se u praksi usvajaju slijedeće vrijednosti 12 – 14 sati za hladnjake u domaćinstvima 14 – 16 sati za komercijalne rashladne uređaje 16 – 20 sati za industrijske rashladne uređaje

TEHNIKA HLAĐENJA

24

3. KOMPRESIJSKI RASHLADNI PROCESI 3.1. PRIRODNO I PROCESNO HLAĐENJE Hlađenje može biti prirodno, pri čemu hlađeno tijelo predaje toplinu okolišu čija je temperatura niža od temperature tijela, ili procesno, pri čemu se hlađenom tijelu oduzima toplina i predaje okolišu čija je temperatura viša od temperature hlađenog tijela. 3.1.1. Prirodno hlađenje

Sl. 3.1. Prirodno hlađenje Prirodno se hlađenje odvija samo od sebe, jer pri okTT > , hlađeno tijelo temperature T nepovrativo teži toplinskoj ravnoteži s okolišem temperature okT . Uz pretpostavku da su za vrijeme izmjene topline Q (površina 21ba = 34ca) temperature T i okT konstantne, entropija

hlađenog tijela promijeniti će se za TQST −=Δ a entropija okoline će se povećati za

okok T

QS =Δ . Sveukupna promjena entropije je 011>⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=Δ+Δ=Δ∑ TT

QSSSok

Tok jer je

okTT > . Ovaj je proces nepovrativ i događa se sam od sebe kao prirodan proces. 3.1.2. Procesno hlađenje Potrebno je kad se hlađeno tijelo mora hladiti na temperaturu okTT <0 . Toplinu 0Q odvodimo hlađenom tijelu kod konstantne temperature 0T , a predajemo je okolini kod temperature okT .

TEHNIKA HLAĐENJA

25

Entropija hlađenog tijela se smanji za 0

00 T

QST −=Δ a entropija okoline se poveća za

okok T

QS 0=Δ . Sveukupna promjena entropije bila bi 01100 <⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=Δ+Δ=Δ∑

ookTok TT

QSSS a

to se protivi drugom glavnom zakonu termodinamike i ne može se dogoditi samo od sebe. Međutim, upravo hlađenjem na temperaturu oT nižu od temperature okoliša okT bavi se rashladna tehnika.

Sl. 3.2. Procesno hlađenje Da bi se omogućio prijenos topline 0Q s niže oT na višu temperaturu okT mora se dodatnim procesom, okolini pored 0Q dovesti i neka toplina QΔ (4ecb) nastala pretvaranjem nekog drugog oblika energije i tako se dobije dodatni pozitivni prirast entropije kSΔ prikazan na slici 3.2. dužinom b-c. Ukupni je prirast entropije treba biti barem 0=Δ∑ S , pa se dobiva

00

000 =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

Δ+=Δ+Δ+Δ=Δ∑ T

QT

QTQ

SSSSokok

Tkok , iz čega slijedi 0

00

TQ

TQQ

ok

=Δ+ .

Minimalni iznos energije za kompenzaciju negativnog prirasta sumarne entropije iznosi

odatle0

0

TTTQQ ok

o−

=Δ . Da bi se proces mogao praktički provesti, trebati će dovoditi više

energije nego što je to QΔ , pa će sveukupna promjena entropije biti 0>Δ∑ S . Kod kompresijskih je rashladnih procesa mehanički rad potrebna kompenzacijska energija,

pa vrijedi0

0

TTTQL ok

o−

= .

Odatle slijedi faktor hlađenja (rashladni množilac), pomoću kojeg se može ocijeniti dobrota rashladnog procesa. faktor hlađenja predstavlja toplinu 0Q koja se može podići od temperature 0T na temperaturu okoline okT utroškom jedinice mehaničkog rada L .

TEHNIKA HLAĐENJA

26

0

000 TT

TL

Q

okC −

==ε .

Sl. 3.3. Prikaz Carnotovog procesa hlađenja u T,s- dijagramu Faktor hlađenja (rashladni množilac) je to povoljniji (viši) što je manja razlika temperatura

0TT − . Za konstantnu temperaturu 0T faktor je hlađenja viši što je niža temperatura T . Za konstantnu temperaturu T , faktor je hlađenja viši što je viša temperatura 0T .

Sl. 3.4. Utjecaj temperatura T i 0T na faktor hlađenja

Iz naprijed prikazanog razmatranja slijedi i glavno načelo rashladne tehnike: ne hladiti niže nego je to neophodno. Carnotov proces je najpovoljniji ako se radi o hlađenju između stalnih temperatura. Često treba hladiti tijela konačnog toplinskog kapaciteta, čija se temperatura mijenja tijekom hlađenja. Tada je najpovoljniji onaj kružni proces koji se najbolje prilagođava promjenama temperatura hlađenog tijela i okoliša (u širem smislu). Dakle, postoje i drugi teoretski ravnopravni kružni procesi Carnotovu kružnom procesu (Sl. 3.5). S nekima od ovih procesa pozabavit ćemo se kasnije.

0

5

10

15

20

25

30

250 255 260 265 270 275 280

T =290 K

T =310 K

T =340 K

T =300 K

ε0C

T0

T

s

2

14

3T

T0

l

q0

sΔ

TEHNIKA HLAĐENJA

27

Proces Carnot Lorenz Ackeret–Keller

Ericson Stirling Joule

Promjena stanja

2 izentrope 2 izoterme

2 izentrope 2 politrope

2 izobare 2 izoterme

2 izohore 2 izoterme

2 izentrope 2 izobare

Tijek procesa u T,s- dijagramu

Faktor hlađenja

12

1,4TT

T−

( ) ( )4132

41TTTT

TT−−−

−

12

1,4TT

T−

12

1,4TT

T−

( ) ( )4132

41TTTT

TT−−−

−

Slika 3.5. Rashladni procesi i njihovi faktori hlađenja

3.2. RASHLADNI, OGRJEVNI I OGRJEVNO-RASHLADNI PROCESI Upravo zbog sposobnosti ljevokretnih rashladnih procesa da utroškom energije podižu toplinu s niže na višu temperaturnu razinu, nazivaju se i dizalicama topline. Iako se svakim ljevokretnim kružnim procesom prenosi toplina s niže temperature na neku višu temperaturu, razlikuju se tri vrste takvih procesa.

1. Kad se takvim kružnim procesom prenosi toplina od niske temperature na višu okolišnu temperaturu, proces se naziva rashladnim procesom.

2. Ako se takvim kružnim procesom prenosi toplina s okolišne temperature na neku višu temperaturu, npr. radi grijanja, takav se proces naziva ogrjevnim procesom, a uređaj se uobičajeno naziva dizalicom topline (toplinskom crpkom)

3. Treći su ogrjevno-rashladni procesi kod kojih se toplina prenosi s temperature niže od okolišne na temperaturu višu od okolišne.

Sl. 3.6. Rashladni proces (A), ogrjevni proces (B) i ogrjevno-rashladni proces (C) u T,s- dijagramu

T

s

TG

TH

Tok

A B C

q0

q0

q0

l

l

l

TG

Tok

TH

TEHNIKA HLAĐENJA

28

3.3. PLINSKI RASHLADNI PROCESI Radna tvar je tijekom cijelog procesa u plinovitom agregatnom stanju. Plinski rashladni procesi mogu se podijeliti u dvije grupe, ovisno o promjeni temperature tijekom dovođenja ili odvođenja topline. U prvoj su grupi procesi s približno konstantnom temperaturom radne tvari pri dovođenju topline, kao što je Ackeret – Keller (Ericson) proces ili Stirling proces. U drugu grupu spadaju procesi s promjenjivom temperaturom radne tvari pri dovođenju ili odvođenju topline kao što je Jouleov proces. 3.3.1. Zračni rashladni proces (Jouleov rashladni proces) Teorijski Jouleov ciklus sastoji se iz dvije izentropske i dvije izobarne promjene stanja.

Sl. 3.7. Zatvoreni zračni rashladni proces

Sl. 3.8. p,v- dijagram za zatvoreni zračni rashladni proces Rad kompresije je jednak površini b-1-2-a-b u p,v-dijagramu. Rad ekspanzije je jednak površini b-4-3-a-b u p,v-dijagramu. Ukupni je rad ek lll −=

Rashladni prostor

2

1

3

4

Le

Q0

Q

KompresorEkspander

Hladnjak zraka

p0 p0

p p

Tok

TH

Lk

v

p p

p0

2

1 4

3 a

b

is is

TEHNIKA HLAĐENJA

29

Sl. 3.9. T,s- dijagram za zatvoreni zračni rashladni proces U rashladnom se prostoru po jednom kilogramu zraka dovodi toplina

( )41410 TTchhq p −=−= [J/kg] , cp je specifični toplinski kapacitet pri konstantnom tlaku [J/kg K] Da bi zrak kao radna tvar mogao preuzeti toplinu 0Q iz prostora, mora biti HTT <4 i HTT <1 . Tek za izmjenjivač beskonačno velike površine moglo bi u krajnjem slučaju biti HTT =1 . Zrak stanja 1 komprimira se izentropski od tlaka 0p na tlak p . Temperatura na kraju kompresije je okTT >2 . Nakon kompresije zrak stanja 2 vodi se u hladnjak gdje se odvodi toplina Q , pri čemu se zrak pri konstantnom tlaku hladi na temperaturu 3T . Za izmjenjivač konačne površine treba biti okTT >2 i okTT >3 , a tek za izmjenjivač beskonačno velike površine bilo bi okTT =3 . Toplina odvedena u hladnjaku zraka po jednom kilogramu zraka

( )3232 TTchhq p −=−= [J/kg] Specifični rad potreban za 1 kg zraka

( ) ( ) ( )43124312 TTcTTchhhhlll ppek −−−=−−−=−= [J/kg] (ovdje pretpostavljamo da je specifična toplina konstantna).

T

s

1 TH

2

3

4

p0

p

Tok l

q0

TEHNIKA HLAĐENJA

30

Budući da se radi o izentropskoj kompresiji, vrijedi:

κκ 1

04

3

1

2

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛==

pp

TT

TT

pa se dobiva izraz

( )⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=−=

−

111

1

041

4

34

1

21

κκ

ppTTc

TTTc

TTTclll pppek [J/kg]

Faktor hlađenja (rashladni množilac) za ovaj proces je

( )

( ) 1

1

1

1

0

1

041

41000

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−=

−== −−

κκ

κκ

ε

pp

ppTT

TTll

ql

q

ek

i smanjuje se s povećanjem omjera p/p0.

Sl. 3.10. Ovisnost 0ε o omjeru p/p0 za zrak (κ = 1,4) Poželjno je dakle da omjer tlakova bude čim manji, ali tu je ograničenje, jer mora biti

1

3

1

0 TT

pp

>⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−κκ

, a kod 1

3

1

0 TT

pp

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−κκ

rashladni učinak iščezava.

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0

0ε

p/p0

TEHNIKA HLAĐENJA

31

Ako se uzme u obzir da kompresija i ekspazija nisu izentropske, već politropske, rashladni je učinak manji. Sl. 3.11. T,s- dijagram za zatvoreni jednostupanjski zračni rashladni proces s gubicima Sa sl. 3.11 vidi se da je rashladni učinak manji a rad veći. Stupnjevi korisnog djelovanja kompresora kreću se oko 85,0...7,0=kη , a ekspandera 8,0...7,0=eη . Tada se pri kompresiji

troši više rada , tj. vrijedi kk

k ll>

η, a pri ekspanziji dobiva manje rada, tj vrijedi eee ll <η .

Uzevši u obzir izraze od ranije za 0ε , 0q i l dobiva se:

( ) ( )

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−=

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−=

−==

−−−

ek

ek

ekS

TTpp

TT

ppT

ppT

TTll

ql

q

ηη

ηη

εκκ

κκ

κκ

41

1

0

411

04

1

0

1

41000

111

Budući je ( )4141 TTTT

ek

−>⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛− η

η, mora biti i faktor hlađenja manji, tj 00 εε <S .

Protok mase M& radne tvari koja mora cirkulirati uređajem za postizanje rashladnog učinka 0Q& je:

( )41

0

0

0

TTcQ

qQM

p −==

&&&

Potrebna je snaga lMP && = . Prikazani je proces zatvoren, tj. radna tvar kruži u zatvorenom sustavu. U takvom je procesu moguće i korištenje drugih radnih tvari (npr. He, CO2) umjesto zraka. Kod zatvorenih procesa tlak 0p može biti viši od atmosferskog, čime gabariti uređaja mogu biti manji, ali njegovi dijelovi moraju imati veću čvrstoću.

T

s

1 TH

2

3

4

p0

p

Tok l

q0

TEHNIKA HLAĐENJA

32

Zračni rashladni procesi mogu biti otvoreni na “hladnoj” strani. Time se izbjegava ugradnja izmjenjivača topline na strani hladionice, čime se poboljšava faktor hlađenja. Tlak 0p je tada jednak atmosferskom tlaku. U ovom slučaju vlaga iz hladionice ulazi u rashladni uređaj i skuplja se u ekspanderu u obliku leda. Zračni rashladni procesi mogu također biti otvoreni i na “toploj” strani, čime izbjegavamo ugradnju izmjenjivača za prijenos topline na okolinu. Primjenom višekratne kompresije moguće je ostvariti uštedu na radu i smanjiti temperature na kraju kompresije. Moguće je predvidjeti izmjenu topline unutar procesa, a moguće je međuhlađenje između pojedinih stupnjeva kompresije, pri čemu se ta toplina prenosi na okoliš. Različiti zračni ciklusi otvoreni na “hladnoj” strani prikazani su na slici 3.12. Sl. 3.12. Zračni ciklusi otvoreni na hladnoj strani: Red 1 – jednostupanjska kompresija; Red 2: dvostupanjska kompresija, Red 3: Dvostupanjska kompresija s međuhlađenjem; Kolona A:

Bez unutarnje izmjene topline; Kolona B: S unutarnjom izmjenom topline; Kolona C: otvoreni na obje strane

Svi procesi sa slike 3.12 mogu biti također i zatvoreni na hladnoj strani. Moguće je primijeniti i višekratnu ekspanziju, kako je to prikazano u nastavku.

1

2

3

A B C

TEHNIKA HLAĐENJA

33

3.3.2. Zračni rashladni uređaj s dvostupanjskom kompresijom i dvostupanjskom ekspanzijom

Sl. 3.13. Shema zatvorenog zračnog rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom i dvostupanjskom ekspanzijom.

Toplina odvedena u međuhladnjaku

( )32321 TTchhq p −=−= Toplina odvedena u hladnjaku zraka

( )54542 TTchhq p −=−= Rashladni učinak je 02010 qqq +=

( )676701 TTchhq p −=−= ( )818102 TTchhq p −=−=

1 8

7

6

5

4

3

2

q2

q01

q02

q1

p

pm0

p

pm

p0 p0

pm0

Tok

TH

TEHNIKA HLAĐENJA

34

Za sliku 3.15: crtamo p i p0, Tok i Th i temperature Tok+ΔT i Th-ΔTh. Izotermu podijelimo na dva dijela tako da Δs bude jednak.

Sl. 3.14. Zatvoreni zračni rashladni proces s dvostupanjskom kompresijom i dvostupanjskom ekspanzijom. T,s-dijagram

IIq0 je predočen površinom a-b-1-8-7-6-a. U odnosu na jednostupanjsku ekspanziju dobili

smo veći rashladni učinak za 0qΔ .

000 qqq III Δ+= Onoliko koliko se povećao 0q , tj za 0qΔ , smanjio se i potrebni rad s jedne strane, ali on se smanjuje i za qΔ . Kod jednostupanjskog procesa ukupni rad Il bi bio jednak površini 1-c-5-d a za dvosupanjski je proces rad IIl jednak površini 1-2-3-4-5-6-7-8-1, dakle manji je za 0qΔ i za qΔ

qqll III Δ−Δ−= 0 Faktor hlađenja (rashladni množilac) je

I

I

I

I

II

IIII l

qqql

qql

q 0

0

0000 >

Δ−Δ−Δ+

==ε

Faktor hlađenja povećao se u odnosu na jednostupanjsku kompresiju i ekspanziju.

T

Tok

TH

s

1

2

3

4

5

6

7

8

q0

Δq0

Δq

a b

c

d

p0

pm0 pm

p

TEHNIKA HLAĐENJA

35

3.3.3. Približenje Carnotovu procesu Korištenjem višestupanjske kompresije i ekspanzije mogli bismo se približiti Carnotovu procesu. U praksi bi to poskupilo izradu uređaja.

Sl. 3.15. Približavanje Jouleovog procesa Carnotovom kroz višekratnu kompresiju i ekspanziju

Nedostaci plinskih rashladnih uređaja

1. Udaljavanje od temperatura T i 0T kod zatvorenih i otvorenih procesa. U otvorenom procesu to je udaljavanje nešto manje, ali tada radna tvar može biti samo zrak

2. Toplinski je kapacitet zraka mali, pa su potrebne velike količine zraka u optoku. Rashladni uređaji su zbog toga veliki i skupi. Za zatvorene procese može se kao radna tvar odabrati neki plin koji ima veći toplinski kapacitet od zraka. Npr. za He je

2,5=pc kJ/kgK i 67,1=κ a za H2 je 2,14=pc kJ/kgK i 4,1=κ . 3. Potreban rad je razlika rada kompresije i ekspanzije. Povećanje rada kompresije i

smanjenje rada ekspanzije uslijed gubitaka, faktor hlađenja postaje daleko manji od teoretskog.

Danas se zračnim procesima posvećuje više pažnje. Kad je temperatura hlađenja iznad 0oC, radi se s otvorenim procesima (klimatizacija, podzemni hodnici u rudnicima, radne prostorije za proizvodnju eksploziva i osjetljivih proizvoda, hlađenje kabina zrakoplova).

T

s

ušteda na radu

povećanje rashladnog učinka

TEHNIKA HLAĐENJA

36

3.4. PARNI RASHLADNI PROCESI Korištenjem višestepene kompresije i ekspanzije mogli smo približiti Jouleov proces Carnotovu procesu. Međutim, kod zraka kao radne tvari, proces se odvija daleko u pregrijanom području.

Sl. 3.16. Područja primjene plinskog i parnog rashladnog procesa 3.4.1. Parni rashladni proces s jednostupanjskom kompresijom Parni rashladni uređaji rade s radnom tvari kod koje proces pada u zasićeno područje, pa je dovođenje topline kod konstantne temperature 0T i tlaka 0p , dok je odvođenje topline kod konstantne temperature T i tlaka p . To je moguće jer su u zasićenom području izoterme ujedno i izobare. Unutar zasićenog područja može se i praktički provesti Carnotov proces kao najbolji između temperatura T i 0T .

Sl. 3.17. Shematski prikaz jednostupanjskog parnog rashladnog uređaja koji radi po Carnotovom procesu

T

s

1 bar (-197°C) h` h``

To

T0

4

3

1 p0

p

2

Ekspander Kompresor

Kondenzator

Isparivač 1

23

4

is is

p p

p0 p0

Q0 T0

Q

Lk

Le

TEHNIKA HLAĐENJA

37

Radna tvar u isparivaču isparuje kod konstantne temperature 0T i tlaka 0p , a kondenzira u kondenzatoru kod konstantne temperature T i tlaka p . Za T,s-dijagram ucrtavamo T i 0T , p i 0p . Stanje 2 leži na x=1, ispod je 1 na 0T . Stanje 3 leži na x=0, ispod je 4 na 0T . 1-2 izentropska kompresija 2-3 odvođenje topline Q, radna tvar kondenzira pri konstantnoj temperaturi T i tlaku p 3-4 izentropska ekspanzija 4-1 dovođenje topline Q0, radna tvar isparuje pri konstantnoj temperaturi 0T i tlaku 0p Promjene stanja u kružnom procesu idu po dvije izentrope i dvije izobare, koje su ujedno i izoterme.

Sl. 3.18. T,s- dijagram Carnotovog ljevokretnog procesa u području zasićene pare

0q - specifični rashladni učinak – odnosi se na 1 kg l - specifični rad

Sl. 3.19. p,v- dijagram Carnotovog ljevokretnog procesa u području zasićene pare

2

1

3

4

T

s

q0

l p0

p

T p

T0

p0

TH

Tok

v

p

x=0 x=1

p,T

p0,T0

1

2 3

4

p

p0

l lk le

b

a

isis

TEHNIKA HLAĐENJA

38

Specifični rashladni učinak 410 hhq −= [kJ/kg] Potreban rad za izentropsku kompresiju 1 kg radne tvari 12 hhlk −= [kJ/kg] Rad dobiven izentropskom ekspanzijom 1 kg radne tvari 43 hhle −= [kJ/kg] Potreban rad 04312 )()( qqhhhhlll ek −=−−−=−= [kJ/kg] Toplina koja se odaje od radne tvari na okolinu (npr. rashladnu vodu) 32 hhq −= [kJ/kg] U p,v-dijagramu rad kompresije kl je predočen površinom a-1-2-b-a, a rad dobiven izentropskom ekspanzijom el predočen je površinom a-4-3-b-a. Ukupni je potreban rad

ek lll −= predočen površinom 1-2-3-4-1 .

Protok mase radne tvari potreban da bi se ostvario rashladni učinak 0Q& je 0

0

qQM&

& = [kg/s],

gdje je 0Q& izražen u W ili u kW a q u kJ/kg ili J/kg, i on je puno manji nego je to kod plinskih procesa. Kako nema prekoračenja potrebne temperature ni iznad T , ni ispod 0T , za provedbu opisanog procesa troši se minimalni potreban rad. Opisani parni proces identičan je s Carnotovim, pa mu je i faktor hlađenja jedak Carnotovom

0

000 TT

Tl

qC −

==ε . – vidi se da faktor hlađenja ovisi samo o temperaturi a ne o radnoj tvari.

3.4.1.1. Prigušivanje kondenzata Upotrebom jednostavnog prigušnog ventila sniženje tlaka vrele kapljevine stanja 3 se postiže uz konstantnu entalpiju radne tvari. To znači da se odustaje od iskorištavanja rada ekspanzije, ali on je ionako mali, pa i trenje u mehanizmu ekspandera može biti dovoljno da ga poništi. Sl. 3.20. Shematski prikaz jednostpanjskog parnog rashladnog uređaja s prigušnim ventilom

Kondenzator

Isparivač

Prigušni ventil Kompresor

Q0 T0

Q T

23

5

p0 p0

p p 3 2

5 11

1 L

TEHNIKA HLAĐENJA

39

Rad koji treba utrošiti je veći, dok je rashladni učinak manji. Površinom a-b-5-4-a predočeno je smanjenje rashladnog učinka i povećanje rada. prigušivanje je nepovrativ proces, dakle povlači za sobom gubitak na radu.

Sl. 3.21. T,s- dijagram ljevokretnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom Površina 4-5-b-a-4 jednaka je površini 4-3-6-4 (to slijedi iz uvjeta h3=h5), pa se potreban rad može prikazati i površinom 6-1-2-3-6. Rashladni učinak 0q jednak je razlici entalpija na izlazu i ulazu isparivača

31510 hhhhq −=−= [kJ/kg] jer je 31 hh = . Što je veća razlika temperatura T i 0T , to su gubici uslijed prigušivanja veći. Sl. 3.22. Promjena rashladnog učinka sa smanjenjem temperature isparivanja u T,s- dijagramu Rashladni učinak 0q je manji a rad je veći kod 0T ′ nego kod 0T .U oba slučaja okolišu se predaje ista toplina q . Zato se faktor hlađenja smanjuje.

T

s

T,p

T0,p0

T0’,p0’

3

55’ 1’

1

2

q0’

q0

p p0

p0’

1

23

6 5h=konst

a b

p

p0

s

T

l

q0Δq0

4

c

TEHNIKA HLAĐENJA

40

Za veličinu gubitaka prigušivanja mjerodavna je i blizina kritične točke. Npr. kod CO2, kritična točka leži kod temperature 31=kϑ

oC, što je blizu temperature rashladne vode. Kod neznatnog povišenja temperature rashladne vode, moglo bi se dogoditi da rashladni učinak potpuno iščezne.

Sl. 3.23. Promjena rashladnog učinka s povećanjem temperature kondenzacije u T,s- dijagramu

3.4.1.2. Suho usisavanje To je usisavanje suhozasićene pare. Provodi se da bi se spriječilo skupljanje kapljevite radne tvari u kompresoru i tako zaštitio kompresor od hidrauličkog udara. Sl. 3.24. Shematski prikaz jednostupanjskog parnog rashladnog uređaja s prigušnim ventilom

i suhim usisavanjem

T

s

p’’ p’ p

p0

1 1’

2

2’ 2’’

33’

3’’

5 5’’5’

q0 q0’’

h=konsth=konst

h=konst

Kondenzator

Kompresor is

Isparivač

Prigušni ventil

Odjeljivač

2

1

3

5

Q0

Q

p0 p0

p p

L

TEHNIKA HLAĐENJA

41

Vlažna para iz isparivača i prigušnog ventila struje u prošireni prostor odjeljivača, pa se brzina strujanja znatno smanjuje i para više ne može sa sobom nositi kapljice, nego se one talože na dno odjeljivača i vraćaju u isparivač kao kapljevina. Ostala para, oslobođena kapljica, postaje suhozasićena ( 1=x ). Nju usisava kompresor i komprimira do tlaka p (stanje 2). U kondenzatoru se hladi i kondenzira do stanja 3. Nakon prigušnog ventila stanje radne tvari je 5. Kada bi se usisavala vlažna para, kompresija bi tekla od stanja 1’.

Sl. 3.25. T,s- dijagram jednostupanjskog parnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom i suhim usisavanjem

Takvim se postupkom povećava specifični rashladni učinak, ali se također povećava i utrošeni mehanički rad. Površina c-1'-1-d-c predstavlja povećanje rashladnog učinka u odnosu na slučaj kada se usisava vlažna para 1'. Prednost je što se ovakav proces sa sigurnošću može primijeniti u realnim rashladnim uređajima. Ako se promatra T,s - dijagram, vidi se da je ostalo malo sličnosti s termodinamički najboljim Carnotovim procesom. Ipak, ostala je velika termodinamička prednost parnog procesa, a to je da se čitav rashladni učinak predaje radnoj tvari pri konstantnoj temperaturi isparivanja, a može se reći da se najveći dio topline predaje okolišu također pri konstantnoj temperaturi kondenzacije.

Sl. 3.26. p,h- dijagram jednostupanjskog parnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom i suhim usisavanjem

q0

T

s

11’

23

5

T, p

T0, p0

p0

p

a b c d

l h=konst

2`

6

p

h

1

2 3

5

p, T

p0, T0

x=0 x=1

is

TEHNIKA HLAĐENJA

42

Specifični rad 12 hhl −= [kJ/kg] Specifični rashladni učinak 31510 hhhhq −=−= [kJ/kg] (govorimo učinak, iako se ustvari radi o razlici specifičnih entalpija) Toplina odvedena u kondenzatoru po 1 kg radne tvari 32 hhq −= [kJ/kg]

Faktor hlađenja 12

3100 hh

hhl

q−−

==ε

Protok radne tvari 0

0

qQM&

& = [kg/s]

Suhim se usisavanjem može provesti proces i kada je temperatura okoliša T viša od kritične temperature Tkr. To je često slučaj kod korištenja CO2 , čija je kritična temperatura =krϑ 31oC ( 304=krT K), a kad je rashladna voda kondenzatora više temperature. U ovom slučaju, kada je krTT > , povećanjem tlaka na kraju kompresije ( pp ′→ ) može se povećati rashladni učinak, ali se i potrebni rad povećava. Do koje se granice isplati povećanje

tlaka koje za rezultat ima povećanje faktora hlađenja može se odrediti iz uvjeta 00 =∂∂

pε , uz

konstT = i konsth =1 . Sl. 3.27. T,s- dijagram nadkritičnog jednostepenog rashladnog procesa s prigušnim ventilom i

suhim usisavanjem

2`

1

T

p’ p pkr

K

p0

2

33’

55’

q0

s

l

TEHNIKA HLAĐENJA

43

3.4.1.3. Utjecaj pothlađivanja radne tvari u kondenzatoru

Sl. 3.28. Skica kondenzatora i dijagram promjene temperatura radne tvari i rashladnog sredstva u kondenzatoru

Slikom je prikazan shematski prikaz kondenzatora. Strujanje vode i radne tvari je protusmjerno. U kondenzatoru se toplina predaje od radne tvari rashladnoj vodi ili nekoj drugoj tvari (npr. zrak) koja služi za hlađenje. Radna tvar kondenzira, a rashladna voda se ugrijava, i to tim više što je njen protok manji. Temperatura kondenzacije mora biti viša od temperature rashladne vode, jer se toplina od radne tvari predaje rashladnoj vodi. Pretpostavka da odmah na početku imamo temperaturu kondenzacije je u redu, jer u cijevi struji para, ali se čestice na stjenci odmah kondenziraju.

12 WWw TTT −=Δ je promjena temperature vode i kreće se uobičajeno oko 4 – 6 K, ali ovisi o raspoloživoj količini vode. Ako je na raspolaganju manji protok vode, ova će razlika temperatura biti veća.

2WTTT −=′′Δ - razlika temperature kondenzacije i temperature vode na izlazu. Kreće se uobičajeno od 5 do 7 K. što je manji protok vode, to je viša temperatura kondenzacije T , a time je rashladni učinak 0q manji. Ako je površina kondenzatora dovoljno velika, kondenzat će se pothladiti za nekoliko stupnjeva. Pothlađivanje može biti u kondenzatoru ili u izmjenjivaču topline u koji radna tvar ide nakon kondenzatora.

ulaz pare radne tvari

izlaz kapljevine (kondenzata)

ulaz vode

izlaz vode

TW1

TW2

TW1

TW2

T

F

ΔTW

ΔT’’ ΔT’

T kondenzacije radne tvari

TEHNIKA HLAĐENJA

44

Pothlađivanje utječe na povećanje rashladnog učinka.

Sl. 3.29. Shematski prikaz jednostupanjskog parnog rashladnog uređaja s prigušnim ventilom, suhim usisavanjem i pothlađivanjem radne tvari u izmjenjivaču topline - pothlađivaču

Usisavanje je suho (stanje 1 leži na liniji x=1). Stanje 3' je pothlađena kapljevina na ulazu u prigušni ventil. Pothladila se pri konstantnom tlaku konstp = . Linija konstantnog tlaka

konstp = je jako blizu linije 0=x . rad ostaje isti, što se ne vidi tako dobro u T,s - dijagramu, kao u p,h - dijagramu.

Sl. 3.30. p,h- dijagram jednostupanjskog parnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom, suhim usisavanjem i pothlađivanjem radne tvari u izmjenjivaču topline - pothlađivaču

Izmjenjivač (pothlađivač)

Kondenzator

Isparivač

Kompresor

Prigušni ventil

Odjeljivač

2

1

3

3’

5’

Qiz

Q

Q0

L

p

h

1

2 3 3’

5’

is

p,T

p0 ,T0

x=1 x=0

TEHNIKA HLAĐENJA

45

Sl. 3.31. T,s- dijagram jednostepenog parnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom, suhim

usisavanjem i pothlađivanjem radne tvari u izmjenjivaču topline - pothlađivaču Specifični rad 12 hhl −= [kJ/kg] Specifični rashladni učinak '510 hhq −= [kJ/kg] (govorimo učinak, iako se ustvari radi o razlici specifičnih entalpija) Toplina odvedena u kondenzatoru po 1 kg radne tvari 32 hhqk −= [kJ/kg] Toplina odvedena u izmjenjivaču po 1 kg radne tvari '33 hhqiz −= [kJ/kg] Ako se pothlađivanje zbiva u kondenzatoru, onda je toplina odvedena u kondenzatoru '32 hhqk −= [kJ/kg]

Protok radne tvari 0

0

qQM&

& = [kg/s]

Odvedena toplina u kondenzatoru kk qMQ && = [kW] Snaga za pogon kompresora (izentropska kompresija) lMP && = [kW]

Faktor hlađenja (rashladni množilac) l

qP

Q 000 ==

&

&ε

T

s

1

p0

q0

2 3

3’

5 5’

T, p

T0, p0 l

p

TEHNIKA HLAĐENJA

46

3.4.1.4. Pothlađivanje kondenzata hladnom parom radne tvari Pothlađivanje tekuće radne tvari prije ulaska u prigušni ventil može se provesti pomoću hladne pare radne tvari koja izlazi iz isparivača. Sl. 3.32. Shematski prikaz jednostupanjskog parnog rashladnog uređaja s prigušnim ventilom, suhim usisavanjem i pothlađivanjem radne tvari u internom izmjenjivaču za prijenos topline

od hladne pare na izlazu isparivača na kapljevinu koja izlazi iz kondenzatora

Sl. 3.33. T,s- dijagram jednostupanjskog parnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom, suhim usisavanjem i pothlađivanjem radne tvari u internom izmjenjivaču za prijenos topline

od hladne pare na izlazu isparivača na kapljevinu koja izlazi iz kondenzatora Kondenzatu se odvodi toplina pri tlaku p , a pari se dovodi toplina pri tlaku 0p . Stanje 1’ je određeno predanom toplinom i vrijedi 3311 ′′ −=− hhhh .

Kompresor Kondenzator

Pothlađivač (izmjenjivač)

IsparivačPrigušni ventil

1’

2’

3

3’

5’ 1

1

Q0

Q

p0

p0

p0 p0

p p

p

T

s

l

q0Δ

Δ l1

1

1’t

2’t

p0

p

2

33

55

T

T , p

T0 , p0

TEHNIKA HLAĐENJA

47

Rashladni se učinak povećao za 0qΔ , ali na račun većeg potroška rada. Za povećanje 0qΔ potreban je dodatni rad lΔ . Za ovakav tip pothlađivača, u teoretskom se slučaju pari može povećati temperatura do T . Rashladni je učinak 31510 ′′ −=−= hhhhq [kJ/kg]. Potreban je rad 12 ′′ −= hhl [kJ/kg] Toplina odvedena u kondenzatoru 32 hhq −= ′ [kJ/kg] Izmijenjena toplina u izmjenjivaču 1133 hhhhqiz −=−= ′′ [kJ/kg]

Faktor hlađenja 12

3100

′′

′

−−

==hhhh

lqε

Povećan je rashladni učinak za 0qΔ , ali je povećan i potreban rad za lΔ . Za svaki promatrani slučaj (različite temperature T i 0T i različite radne tvari) treba odrediti da li je termodinamski povoljniji ovakav proces ili proces s usisom suhozasićene pare.

Sl. 3.34. p,h- dijagram jednostupanjskog parnog rashladnog procesa s prigušnim ventilom, suhim usisavanjem i pothlađivanjem radne tvari u internom izmjenjivaču za prijenos topline

od hladne pare na izlazu isparivača na kapljevinu koja izlazi iz kondenzatora Teoretski se može para zagrijati do T , a pritom se kondenzat ohladi do neke temperature

PT koja je viša od 0T . To je stoga što je specifični toplinski kapacitet kondenzata viši od specifičnog toplinskog kapaciteta pare.

p

h

1 1’

2 2’ p

p0

33’

5’ 5

x=0 x=1

TEHNIKA HLAĐENJA

48

3.4.2. Parni rashladni proces s jednostupanjskom kompresijom i isparivanjem na dvije temperature (2 prigušna ventila) Kod manjih komercijalnih uređaja može se pojaviti potreba za hlađenjem na više temperatura. Ako je jednostepena kompresija opravdana, primjenjuju se uređaji s dva ili više prigušnih ventila. Kod uređaja s dva prigušna ventila, jedan dio radne tvari se prigušuje od tlaka p na tlak mp u prigušnom ventilu PVI, a drugi od tlaka p na tlak 0p u prigušnom ventilu PVII. Radna tvar iz PVI ulazi u isparivač II, gdje preuzima toplinu mQ . Iz isparivača II izlazi para stanja 5. Ova se para prigušuje u ventilu za održavanje konstantnog tlaka VKT na tlak 0p (stanje 6) i miješa sa parom 8 tlaka 0p koja izlazi iz isparivača III u kojem je preuzela toplinu

0Q . Kompresor siše pregrijanu paru 1 tlaka 0p nastalu miješanjem pare 6 i 8 i komprimira ju u jednom stupnju do tlaka p (stanje 2). U kondenzatoru se radna tvar ohladi i kondenzira do stanja 3, s kojim ulazi u prigušne ventile. Sl. 3.35. Shematski prikaz rashladnog uređaja s jednostepenom kompresijom i isparivanjem na dvije temperature Specifični rashladni učinci

35450 hhhhq m −=−= [kJ/kg] 38780 hhhhq −=−= [kJ/kg]

Protok radne tvari kroz PVI m

mI q

QM0

&& = [kg/s], protok radne tvari kroz PVII

0

0

qQM II

&& = [kg/s]

Ukupni je protok radne tvari kroz kompresor III MMM &&& += [kg/s] Entalpija pare koju siše kompresor slijedi iz toplinske bilance mješališta:

K

KP

II PVI VKT

III PVII NV

Q0

Qm

L

Q

p p

p0

pm p0

p0

p0

p

p

23

4 5 6

7 888

1

PV – prigušni ventil NV – nepovratni ventil VKT- ventil za održavanje konstantnog tlaka KP - kompresor K - kondenzator I - isparivač

TEHNIKA HLAĐENJA

49

861 hMhMhM III&&& += , pa je

III

III

MMhMhMh

&&

&&

++

= 861 [kJ/kg]

Snaga za pogon kompresora ( )12 hhMP −= && [kW] Učinak odveden u kondezatoru ( )32 hhMQ −= && [kW]

Faktor hlađenja P

QQ m&

&& += 0

0ε - ne može se izračunati sa specifičnim rashladnim učincima i

radom kompresora. Sl. 3.36. T,s- dijagram rashladnog procesa s jednostupanjskom kompresijom i isparivanjem na dvije temperature Sl. 3.37. p,h- dijagram rashladnog procesa s jednostupanjskom kompresijom i isparivanjem na dvije temperature Ovakav proces se koristi kod manjih uređaja, i za po mogućnosti manji mQ& , jer bi kod većih

mQ& gubici prigušivanja (od 5 do 6) bili preveliki.

T

s

p

pm

p0 p , T

pm , Tm p0 , T0

2

1 8 6

7

4

3

5

h=konsth=konst

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0

p

pm

p0

3

4 5

6 7 8 1

2

TEHNIKA HLAĐENJA

50

3.4.3. Parni rashladni procesi s višestupanjskom kompresijom Temperatura isparivanja mijenja se kao posljedica promjenjive temperature hlađenja, dok se temperatura kondenzacije mijenja kao posljedica promjenjive temperature rashladne vode. Povećanjem razlike temperatura isparivanja 0T i kondenzacije T raste razlika tlakova, što ima za posljedicu povećanje rada kompresije. Pri povećanju razlike tlakova p i 0p rastu i gubici prigušivanja što dodatno smanjuje specifični rashladni učinak 0q . Dakle, povećanjem razlike temperatura isparivanja i kondenzacije faktor hlađenja se naglo smanjuje. Veći kompresijski omjer 0ppx = razlog je i smanjenju volumetrijskog stupnja dobave kompresora λ . Kako je dobava kompresora tVV λ= , gdje je tV teoretska dobava kompresora, kompresor će usisavati sve manji volumen pare, odnosno sve manju masu radne tvari. U tom slučaju za isti rashladni učinak, kompresor treba biti veći, a udio gubitaka u odnosu na 0q raste. Veći kompresijski omjer ima također za posljedicu višu temperaturu pare na izlazu iz kompresora, što može prouzročiti probleme s podmazivanjem. Uobičajeno se dvostupanjska kompresija primjenjuje kad je:

• kompresijski omjer 1080 −>= ppx (Prijelaz na dvostupanjsku kompresiju ovisi i o primijenjenoj radnoj tvari, pa se treba razmotriti i drugi kriterij, a to je:)

• temperatura na kraju kompresije 1401352 −>ϑ oC Dvostupanjskom se kompresijom ostvaruje i ušteda na radu, ali to nije glavni razlog za njenu primjenu. 3.4.3.1. Dvostupanjska kompresija s hladnjakom pare Sl. 3.38. Shematski prikaz rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom i hladnjakom

pare između stupnjeva

KPII

KPI

PV

P

K

I

OD

Qr

Q

Qp

Q0

1

2

3

45

6

7 p0 p0

p0

pm

pm

p p

p

K – kondenzator KPI – kompresor I st. KPII–kompresor II st I - isparivač OD – odjeljivač PV – prigušni ventil H – hladnjak pare P – pothlađivač

H

TEHNIKA HLAĐENJA

51

Sl. 3.39. T,s- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i hlađenjem pare

između stupnjeva Temperatura radne tvari stanja 3 ovisi o temperaturi rashladne vode koja protječe kroz hladnjak pare. Tlak mp može se odabrati u skladu s temperaturom raspoložive rashladne vode, ili u skladu sa zahtjevom da ušteda na radu bude maksimalna. Ako se poštuje zahtjev

maxll Δ=Δ , vrijedi pppppxppm 0

000 === . U tom slučaju treba i hladilo kojim

hladimo radnu tvar od stanja 2 do stanja 3 biti pogodne temperature. Sl. 3.40. p,h- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i hlađenjem pare

između stupnjeva Rad kompresije ( ) ( )3412 hhhhlll III −+−=+= [kJ/kg]

s

T p

pm

p0 p , T

pm , Tm

p0 , T0 h=konst

1

2

3

4

5 6

7

q0

Δl

p

h

p

pm

p0 p0 , T0

pm , Tm

p , T

1

2 3

4 6 5

7

TEHNIKA HLAĐENJA

52

Toplina odvedena u kondenzatoru 54 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u pothlađivaču 65 hhqp −= [kJ/kg] Toplina odvedena u hladnjaku pare 32 hhqr −= [kJ/kg] Specifični rashladni učinak 710 hhq −= [kJ/kg] 67 hh =

Protok radne tvari za ostvarivanje rashladnog učinka 0Q& je 0

0

qQM&

& = [kg/s]

Snaga za izentropsku kompresiju lMP && = [kW]

Stvarno potrebna snaga : is

ePPη

&& = [kW]

Toplina odvedena u kondenzatoru qMQ && = [kW] Toplina odvedena u međuhladnjaku rr qMQ && = [kW] Toplina odvedena u pothlađivaču pp qMQ && = [kW]

Faktor hlađenja l

qP

Q 000 ==

&ε - kroz cijeli uređaj je isti protok radne tvari.

3.4.3.2. Dvostupanjska kompresija s međuhladnjakom - odjeljivačem Para radne tvari koja dolazi iz isparivača komprimira se u niskotlačnom kompresoru od tlaka

0p na tlak mp (od stanja 1 na stanje 2). 1M& kg/s pare 2 koja izlazi iz kompresora prvog stupnja hladi se u međuhladnjaku (odjeljivaču) pri tlaku mp na temperaturu zasićenja mT . To se događa na račun isparivanja tekuće faze radne tvari stanja 7. U kompresor drugog stupnja ulazi 2M& kg/s suhozasićene pare 3. 2M& je veće od 1M& za M ′& , tj. za količinu radne tvari koja je isparila da bi se ohladila para iz prvog stupnja od stanja 2 do stanja 3. Na izlazu iz kompresora drugog stupnja para 4 je tlaka p i temperature 4T . Nakon kondenzacije i pothlađivanja stanje kapljevine je 6. Jedan mali dio kapljevine ( M ′& ) prigušuje se u PVII na tlak mp i odlazi u međuhladnjak (odjeljivač), dok se glavnina kapljevine 1M& prigušuje u PVI na tlak 0p i odlazi sa stanjem 8 u odjeljivač (isparivač).

Tlak mp se određuje tako da se osigura najveća ušteda na radu, pa je pppm 0= . Rad niskotlačnog kompresora (kompresora prvog stupnja) 12 hhll NTI −== [kJ/kg] Rad visokotlačnog kompresora (kompresora drugog stupnja) 34 hhll VTII −== [kJ/kg] Specifični rashladni učinak 61810 hhhhq −=−= [kJ/kg] Toplina odvedena u kondenzatoru 54 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u pothlađivaču 65 hhq p −= [kJ/kg]

TEHNIKA HLAĐENJA

53

Sl. 3.41. Shematski prikaz rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom i

međuhladnjakom - odjeljivačem

Sl. 3.42. T,s- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom

- odjeljivačem Sl. 3.43. p,h- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom

- odjeljivačem

KPIKPII

K

P

ODPVI

PVIIMHO

I

Q

Qp

Q0

LNTLVT

1

2 134

5

6

6

6 8

7

2M&

M ′&

1M&

p0

p0 p

p

p

pm pm

pm

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0 1

2 3

4 5 6

7

8

T

1

2

3

45

6

7

8

p

p , T

pm , Tm

p0 , T0

pm

p0

q0

s

TEHNIKA HLAĐENJA

54

Za ostvarivanje rashladnog učinka 0Q& treba protok 1M& kroz prigušni ventil PVI biti

81

0

0

01 hh

QqQM

−==

&&& [kg/s]

Bilanca mase za međuhladnjak (odjeljivač) glasi '12 MMM &&& += Iz bilance topline u međuhladnjaku (odjeljivaču) 72132 hMhMhM ′+= &&& i bilance mase slijedi protok M ′&

73

321 hh

hhMM−−

=′ && [kg/s]

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

+=′+=73

721

73

32112 1

hhhhM

hhhhMMMM &&&&& [kg/s]

Potrebna snaga za izentropsku kompresiju:

( ) ( )342121 hhMhhMPPPPP VTNTIII −+−=+=+= &&&&&&& [kW] Toplina odvedena u kondenzatoru

( )542 hhMQ −= && ]kW] Toplina odvedena u pothlađivaču

( )652 hhMQiz −= && ]kW]

Faktor hlađenja ( )

( ) ( )

( )( ) ( )34

73

7212

81

3473

72121

81100

hhhhhhhh

hh

hhhhhhhhM

hhMP

Q

−−−

+−

−=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−−

+−

−==

&

&

&

&ε

TEHNIKA HLAĐENJA

55

3.4.3.3. Dvostupanjska kompresija s međuhladnjakom – odjeljivačem: prigušivanje duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanje umjereno pothlađenog kondenzata u PVII

Sl. 3.44. Shematski prikaz rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom – odjeljivačem, prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVI i

prigušivanjem umjereno pothlađenog kondenzata u PVII

Sl. 3.45. T,s- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom – odjeljivačem, prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanjem

umjereno pothlađenog kondenzata u PVII

KPIKPII

K

P

ODPVI

PVIIMHO

I

Q

Qp

Q0

LNTLVT

1

2 134

5

6

6

6 9

7

2M&

M ′&

1M& 8 p0 p0

p0 pm pm

pm

p

p

p

T

s

1

2

3

456

7 8

p

p , T

pm , Tm

p0 , T0

pm

p0

q0

9

TEHNIKA HLAĐENJA

56

Sl. 3.46. p,h - dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom – odjeljivačem, prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVI i

prigušivanjem umjereno pothlađenog kondenzata u PVII Rad niskotlačnog kompresora (kompresora prvog stupnja) 12 hhll NTI −== [kJ/kg] Rad visokotlačnog kompresora (kompresora drugog stupnja) 34 hhll VTII −== [kJ/kg] Specifični rashladni učinak 910 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u kondenzatoru 54 hhqk −= [kJ/kg] Toplina odvedena u izmjenjivaču – pothlađivaču 65 hhq p −= [kJ/kg] Toplina odvedena kapljevini 1M& u međuhladnjaku (odvajaču) 86 hhqm −= [kJ/kg] Za ostvarivanje rashladnog učinka 0Q& treba protok 1M& kroz prigušni ventil biti

91

0

0

01 hh

QqQM

−==

&&& [kg/s]

Bilanca mase za međuhladnjak (odjeljivač) glasi '12 MMM &&& += Iz bilance topline u međuhladnjaku (odjeljivaču) 721816132 hMhMhMhMhM ′++−= &&&&& i bilance mase slijedi protok M ′&

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

+−−

=′73

32

73

861 hh

hhhhhhMM && [kg/s]

potrebno je u međuhladnjak dovoditi više radne tvari stanja 7 nego za prethodni slučaj, a njenim isparivanjem se hladi para iz kompresora prvog stupnja od stanja 2 do stanja 3, i kapljevina od stanja 6 do stanja 8.

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0 1

2 3

4 5 6

9

8

7

TEHNIKA HLAĐENJA

57

Protok mase radne tvari kroz drugi stupanj kompresora

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−+−=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

+−−

+=′+=73

72861

73

32

73

86112 1

hhhhhh

Mhhhh

hhhh

MMMM &&&&& [kg/s]

Potrebna snaga za izentropsku kompresiju:

( ) ( )342121 hhMhhMPPPPP VTNTIII −+−=+=+= &&&&&&& [kW] Toplina odvedena u kondenzatoru

( )542 hhMQ −= && [kW] Toplina odvedena u pothlađivaču

( )652 hhMQp −= && [kW] Faktor hlađenja

( )

( ) ( )

( )( ) ( )34

73

728612

91

3473

7286121

91100

hhhh

hhhhhh

hh

hhhh

hhhhhhM

hhMP

Q

−−

−+−+−

−=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−−+−

+−

−==ε

Vidi se da je faktor hlađenja veći nego je to bilo za slučaj dvostepene kompresije s jednostepenim prigušivanjem i međuhladnjakom, bez dubokog pothlađivanja kondenzata (slučaj 2).

TEHNIKA HLAĐENJA

58

3.4.3.4. Dvostupanjska kompresija s međuhladnjakom – odjeljivačem: prigušivanje duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanje duboko pothlađenog kondenzata u PVII

Sl. 3.47. Shematski prikaz rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom – odjeljivačem, prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVI i

prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVII Sl. 3.48. T,s- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom – odjeljivačem, prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanjem duboko

pothlađenog kondenzata u PVII

KPIKPII

K

P

OD

PV

MHO

I

Q

Qp

Q0

LNTLVT

1

2 134

5

6

7

6 9

8

2M&

M ′&

1M&7

PVII

PVI

p0

p0

pm

pm

pm

p

p p p

T

s

1

2 3

456

8 7

p

p , T

pm , Tm

p0 , T0

pm

p0

q0

9

TEHNIKA HLAĐENJA

59

Sl. 3.49. p,h- dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom i međuhladnjakom – odjeljivačem, prigušivanjem duboko pothlađenog kondenzata u PVI i prigušivanjem duboko

pothlađenog kondenzata u PVII

Rad niskotlačnog kompresora (kompresora prvog stupnja) 12 hhll NTI −== [kJ/kg] Rad visokotlačnog kompresora (kompresora drugog stupnja) 34 hhll VTII −== [kJ/kg] Specifični rashladni učinak 910 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u kondenzatoru 54 hhqk −= [kJ/kg] Toplina odvedena u pothlađivaču 65 hhqiz −= [kJ/kg] Toplina odvedena kapljevini 1M& u međuhladnjaku (odvajaču) 76 hhqm −= [kJ/kg] Za ostvarivanje rashladnog učinka 0Q& treba protok 1M& kroz prigušni ventil biti

91

0

0

01 hh

QqQM

−==

&&& [kg/s]

Bilanca mase za međuhladnjak (odjeljivač) glasi '12 MMM &&& += Iz bilance topline u međuhladnjaku (odjeljivaču) 821726232 hMhMhMhMhM ′++−= &&&&& Iz bilance mase slijedi protok M ′&

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

+−−

=′63

32

63

761 hh

hhhhhhMM& [kg/s]

potrebno je u međuhladnjak dovoditi više radne tvari stanja 8 nego za prethodni slučaj, a njenim isparivanjem se hladi para iz kompresora prvog stupnja od stanja 2 do stanja 3, i kapljevina od stanja 6 do stanja 7.

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0 1

2 3

4 5 6

8

9

7

TEHNIKA HLAĐENJA

60

Protok mase radne tvari kroz drugi stupanj kompresora, uz 87 hh =

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−+−+−=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

+−−

+=′+=63

721

63

3276631

63

32

63

76112 1

hhhhM

hhhhhhhhM

hhhh

hhhhMMMM &&&&&&

Potrebna snaga za izentropsku kompresiju:

( ) ( )342121 hhMhhMPPPPP VTNTIII −+−=+=+= &&&&&&& [kW] Toplina odvedena u kondenzatoru

( )542 hhMQ −= && kW] Toplina odvedena u izmjenjivaču – pothlađivaču

( )652 hhMQp −= && ]kW] Faktor hlađenja

( )

( ) ( )

( )( ) ( )34

63

727612

91

3463

7276121

91100

hhhh

hhhhhh

hh

hhhh

hhhhhhM

hhMP

Q

−−

−+−+−

−=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−−+−

+−

−==

&

&ε

TEHNIKA HLAĐENJA

61

3.4.3.5. Dvostupanjska kompresija s prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom - odjeljivačem Sl. 3.50. Shematski prikaz rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom, prigušivanjem

u dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem Sl. 3.51. sT , - dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom, prigušivanjem u

dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem Sl. 3.52. hp, - dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom, prigušivanjem u

dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem

KPIKPII

K

P

ODPVII

PVI MHO

I

Q

Qp

Q0

LNTLVT

1

2 134

5

6 8

6

9

2M&

1M&

7

p0 p0

p0

pm pm

pm

p

p

T

s

1

2 3

45

6

8 7

p

p , T

pm , Tm

p0 , T0

pm

p0

q0

9xm 1-xm

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0 1

2 3

4 5 6

8

9

7

TEHNIKA HLAĐENJA

62

Rad niskotlačnog kompresora (kompresora prvog stupnja) 12 hhll NTI −== [kJ/kg] Rad visokotlačnog kompresora (kompresora drugog stupnja) 34 hhll VTII −== [kJ/kg] Specifični rashladni učinak 910 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u kondenzatoru 54 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u izmjenjivaču – pothlađivaču 65 hhqp −= [kJ/kg]

Za ostvarivanje rashladnog učinka 0Q& treba protok 1M& kroz prigušni ventil PV II biti

91

0

0

01 hh

QqQM

−==

&&& [kg/s]

Iz bilance topline u međuhladnjaku (odjeljivaču) slijedi protok mase radne tvari kroz drugi stupanj kompresora

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

=73

8212 hh

hhMM && [kg/s]

Potrebna snaga za izentropsku kompresiju:

( ) ( )342121 hhMhhMPPPPP VTNTIII −+−=+=+= &&&&&&& [kW] Toplina odvedena u kondenzatoru

( )542 hhMQ −= && [kW] Toplina odvedena u pothlađivaču ( )652 hhMQp −= && [kW]

Faktor hlađenja ( )

( ) ( )

( )( ) ( )34

73

8712

91

3473

82121

91100

hhhhhhhh

hh

hhhhhhhhM

hhMP

Q

−−−

+−

−=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−−

+−

−==

&

&

&

&ε

TEHNIKA HLAĐENJA

63

3.4.3.6. Dvostupanjska kompresija s prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem, s isparivanjem na dvije temperature

Sl. 3.53. Shematski prikaz rashladnog uređaja s dvostupanjskom kompresijom, prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem, s isparivanjem na dvije temperature U isparivaču II isparivanje se odvija pri tlaku 0p i temperaturi 0T , a u isparivaču III isparivanje se odvija pri tlaku mp i temperaturi mT . Tlak mp se sada ne odabire po kriteriju najmanjeg utroška rada, već po potrebnoj temperaturi isparivanja mT . Sl. 3.54. sT , - dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom, prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem, s isparivanjem na dvije temperature

KPIKPII

K

P

OPVII

PVI

MHO

II

Q

Qp

Q0

LNTLVT

1

2 134

5

6 8

6

9

2M&

1M&

7

p0 p0

p0

pm pm

pm

p

p III

8

3 pm

Q0m

mM&

T

s

1

23

45

6

8 7

p

p , T

pm , Tm

p0 , T0

pm

p0

q0

9q0m

TEHNIKA HLAĐENJA

64

Sl. 3.55. hp, - dijagram rashladnog procesa s dvostupanjskom kompresijom, prigušivanjem u dva prigušna ventila i međuhladnjakom – odjeljivačem, s isparivanjem na dvije temperature

Rad niskotlačnog kompresora (kompresora prvog stupnja) 12 hhll NTI −== [kJ/kg] Rad visokotlačnog kompresora (kompresora drugog stupnja) 34 hhll VTII −== [kJ/kg] Specifični rashladni učinak po 1 kg radne tvari koja dolazi u isparivač II 910 hhq −= [kJ/kg] Specifični rashladni učinak po 1 kg radne tvari koja dolazi u isparivač III 730 hhq m −= [kJ/kg] Toplina odvedena u kondenzatoru 54 hhq −= [kJ/kg] Toplina odvedena u izmjenjivaču – pothlađivaču 65 hhqp −= [kJ/kg]

Za ostvarivanje rashladnog učinka 0Q& treba protok 1M& kroz prigušni ventil PVII (isparivač II) biti

91

0

0

01 hh

QqQM

−==

&&& [kg/s]

Iz bilance topline i mase u međuhladnjaku (odjeljivaču) slijedi protok mase radne tvari kroz drugi stupanj kompresora

mMhhhhMM ′+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

= &&&

73

8212 [kg/s]

Za ostvarivanje rashladnog učinka mQ0

& treba u MHO doteći kroz PVI

73

0

hhQ

M mm −=′

&& [kg/s] .

To je više od masenog protoka kapljevite radne tvari kroz isparivač III (71 x

MM m

m −=′

&& [kg/s] )

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0 1

2 3

4 5 6

8

9

7

TEHNIKA HLAĐENJA

65

Potrebna snaga za izentropsku kompresiju:

( ) ( )342121 hhMhhMPPPPP VTNTIII −+−=+=+= &&&&&&& [kW] Toplina odvedena u kondenzatoru

( )542 hhMQ −= && [kW] Toplina odvedena u pothlađivaču ( )652 hhMQp −= && [kW] Kod određivanja faktora hlađenja treba voditi računa da je za ostvarivanje 0Q& i mQ& potrebno utrošiti različitu kompenzacijsku energiju (mehanički rad), pa bi faktor hlađenja trebalo odrediti za svaki od tih učinaka posebno. Kada se u donji izraz uvrsti 01 =M& dobije se faktor

hlađenja P

QmII &

&=0ε za slučaj da se samo isparivaču III dovodi toplina, a uvrštenjem

0=mM& dobije se faktor hlađenja P

QII &

&0

0 =ε za slučaj da se samo isparivaču II dovodi toplina.

Bez obzira na spomenuti nedostatak, donji izraz može dobro poslužiti za međusobnu usporedbu sličnih procesa, kao omjer koji pokazuje koliko se ukupno troši energije za rad procesa.

Faktor hlađenja ( ) ( )

( ) ( )3473

821121

7391100

hhMhhhhMhhM

hhMhhMP

QQ

m

mm

−⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡′+

−−

+−

−+−=

+=

&&&

&&

&

&&ε

Ovako izračunat faktor hlađenja ne može se koristiti za usporedbu procesa i radnih tvari, jer ovisi o konkretnim vrijednostima 0Q& i mQ0

& , ali može poslužiti za uspoređivanje raznih mogućnosti rješenja za neki konkretan slučaj s isparivanjem kod dvije temperature.

TEHNIKA HLAĐENJA

66

3.4.3.7. Trostupanjska kompresija s međuhladnjacima – odjeljivačima s isparivanjem

na jednoj, dvije ili tri temperature

Sl. 3.56. Shematski prikaz rashladnog uređaja s trostupanjskom kompresijom i međuhladnjacima – odjeljivačima, s isparivanjem na tri temperature

Ovaj način rada koristi se uglavnom kod amonijačnih uređaja, za temperature isparivanja oko –60oC. Moguće je hlađenje na tri temperature 0T , mT i 1mT (temperature zasićenja za tlakove

0p , mp i 1mp ), ali ne moraju se sve mogućnosti iskoristiti. Ako je cilj jedino hlađenje na temperaturi 0T , treba razmotriti i druga rješenja, kao što su kaskadni rashladni uređaji. Sl. 3.57. sT , - dijagram rashladnog procesa s trostupanjskom kompresijom i međuhladnjacima

– odjeljivačima, isparivanje na tri temperature

KPIKPII

K

P

OD PVIIPVI

II

Q

Qp

Q0

LNT LVT

1

2 1 34

8 9 10 12

2M&

1M&

7

p0 p0

p0

pm pm1 pm p

p

IIII

11

3 pm

Q0m

2mM&

13 12

3M&

5 6

KPIII

7

PVIII 2M&

III

pm1

pm1

LST

10

3M&

MHO2 MHO1

2mM&

pm pm1

Q0m1

1mM&5

14

T

s

1

2 3

45

87

p

p , T

pm , Tm

p0 , T0

pm

p0

q0

10

q0m

6

11

pm1 , Tm19

12

13

pm1

14

TEHNIKA HLAĐENJA

67

Sl. 3.58. hp, - dijagram rashladnog procesa s trostepenom kompresijom, trostepenim prigušivanjem i međuhladnjakom – odjeljivačem, isparivanje na tri temperature

3.4.4. Kaskadni rashladni procesi Za niske temperature hlađenja (npr. –70 do –100oC) već je jako sužen izbor uobičajenih radnih tvari. Neke su radne tvari pri tim temperaturama već blizu ledišta (NH3 na –80oC, R134a na –101oC). Specifični volumen pare radne tvari je vrlo velik, pa su potrebni veliki kompresori.

Sl. 3.59. Shematski prikaz kaskadnog rashladnog uređaja s jednostepenim procesima u pojedinoj kaskadi

Rješenje za ovakve slučajeve hlađenja su dva rashladna kruga s dvije različite radne tvari od kojih je jedna pogodna za primjenu u području viših, a druga u području nižih temperatura. Kondenzator rashladnog kruga niže temperature (donje kaskade) je ujedno isparivač rashladnog kruga više temperature (gornje kaskade). Toplina IQ& odvedena u kondenzatoru

p

h

p , T

pm , Tm

p0 , T0

1

2 3

4

7 8

10 9 5

6

1112

13

pm1 , Tm1

14

QII

Q0

LII LI

QI = Q0II

KI

KII

KPII KPI

PVI PVII

III II

R22 ili R717 R23 ili R13

TEHNIKA HLAĐENJA

68

donje kaskade dovodi se isparivaču gornje kaskade i predstavlja toplinu isparivanja IIQ0& za

gornju kaskadu. Vrijedi dakle III QQ 0′= && . Kondenzator i isparivač izvedeni su kao jedan izmjenjivač topline. Pojedini stupnjevi kaskadnog rashladnog uređaja mogu biti i rashladni procesi s dvostepenom kompresijom i dvostepenim prigušivanjem. Za primjer prikazan na slici, kao radna tvar gornje kaskade, za temperature do –55oC odabran je amonijak R717 (to može biti i R22 za temperature isparivanja koje se kreću oko –65oC), a kao radna tvar donje kaskade, za postizanje temperatura koje se kreću oko –90oC etan R170 (mogu se koristiti još i etilen R150 do temperatura isparivanja –100oC, kisik R732 do –195oC, dušik R724 do temperatura isparivanja oko -180oC). Temperatura kondenzacije donje kaskade mora biti nešto viša (za

IKTΔ ) od temperature isparivanja gornje kaskade, da bi se u izmjenjivaču topline ostvario prijelaz topline. Sl. 3.60. Shematski prikaz kaskadnog rashladnog uređaja s dvostepenim procesima u

pojedinom stupnju Sl. 3.61. sT , - dijagram kaskadnog rashladnog procesa s dvostepenim procesima u pojedinom

stupnju Tu vrijedi ( ) ( )IIIIRIIR hhMhhM 9171764170 −=− && .

KII

1II 2I 3II4II

5II

6II 7II 8II 9II 9I 8I

1I 3I 4I

III KI II

6I IZII

QII

QizII Q0II=QI

Q0I MHOII MHOI

PV1II PV2II PV1I PV2I

KVT1 KNT1 KVT1I KNT1I

R 717 R 170

Tok

1II2I

3II

4II

5II

7II 8II

9II

9I 1I 3I

4I

6I

R 717 R 170

5I

7I8I

2II6II

T T

s s

pII, TII

pmII, TmII

p0II, T0II

p0I, T0I

pI,

pI

ΔT

ΔT0

Th

ΔTIK

TEHNIKA HLAĐENJA

69

4. RADNE TVARI ZA KOMPRESIJSKE PARNE PROCESE Na radnu tvar postavlja se niz zahtjeva. To su zahtjevi vezani na očuvanje okoliša, zahtjevi za određena termodinamička, fizikalna i kemijska svojstva. Također je važan i utjecaj na čovjeka i na robu. 4.1. POŽELJNA SVOJSTVA RADNIH TVARI Idealna radna tvar trebala bi imati sljedeća svojstva: Svojstva vezana na zaštitu okoliša: ne smije utjecati na razgradnju ozonskog sloja (prisutnost klora u molekuli radne tvari nije prihvatljiva) utjecaj na efekt staklenika mora biti čim manji produkti razgradnje radne tvari ne smiju ugroziti okoliš Termodinamička svojstva povoljan faktor hlađenja velika toplina isparivanja nizak specifični toplinski kapacitet mali specifični volumen kod uobičajenih temperatura isparivanja Fizikalna svojstva kritična točka mora ležati iznad uobičajene temperature rashladne vode točka smrzavanja mora ležati niže od temperature hlađenja mora biti lakši ili teži od ulja tako da se ulje u odjeljivaču može izdvojiti mora imati nisku dinamičku viskoznost mora imati visoku toplinsku vodljivost Kemijska i sigurnosna svojstva ne smije biti zapaljiv ne smije biti eksplozivan ne smije kemijski reagirati s uljem za podmazivanje, naročito u prisustvu vlage ne smije reagirati s metalima u rashladnom uređaju pri radnim uvjetima koji tu vladaju po mogućnosti treba biti niske otrovnosti po mogućnosti treba biti bez mirisa poželjno je lagano otkrivanje prisutnosti u zraku treba imati nisku cijenu

TEHNIKA HLAĐENJA

70

Radne tvari ne posjeduju sva ova svojstva i ispunjavaju ih samo djelomično. tako je npr. NH3 toksičan i ima jak miris. Prije freona koristio se CO2 koji ima kritičnu temperaturu 31oC i kritični tlak 73,8 bar. (U novije vrijeme ponovno raste interes za njegovim korištenjem). 4.2. OZNAČAVANJE RADNIH TVARI (MEĐUNARODNO) Neka se tvar može opisati svojom kemijskom formulom ili nazvati stručnim odnosno komercijalnim nazivom. Nastojeći da se označivanje radnih tvari u rashladnoj tehnici svede na kratke i jasne oznake, međunarodno je prihvaćen jedinstveni način njihova označivanja. Za svaku radnu tvar u rashladnim uređajima oznaka započinje velikim slovom R i iza njega slijede dvije ili tri brojke. Radne tvari anorganskog porijekla karakterizira prva brojka koja je uvijek 7 a preostale dvije brojke predstavljaju zaokruženu vrijednost molekularne mase tvari. npr.: amonijak NH3 R717 voda H2O R718 ugljični dioksid CO2 R744 zrak - R 729 sumporni dioksid SO2 R 764 Radne tvari organskog porijekla u rashladnoj tehnici su neki ugljikovodici, posebno derivati metana (CH4) i etana (C2H6). Derivati su dobiveni tako da je nekoliko ili svi atomi vodika kod metana odnosno etana zamijenjeno odgovarajućim brojem atoma fluora (F), klora (Cl) ili broma. Za tu grupu radnih tvari međunarodna oznaka počinje također slovom R, a zatim slijede dvije ili tri brojke. Posljednja brojka označava broj fluorovih atoma u molekuli. Pretposljednja brojka označava broj vodikovih atoma uvećan za jedinicu, a brojka ispred toga broj ugljikovih atoma umanjen za jedinicu. U spojevima sa samo jednim atomom ugljika ta bi brojka bila 0 i ne piše se, pa takvi spojevi imaju u oznaci samo dvije brojke npr. metan CH4 je R50, ali je za etan C2H6 oznaka R170. U molekuli mogu biti još i atomi klora ali oni ne ulaze u oznaku. Ukoliko ima i atoma broma onda se to označuje dodavanjem slova B i brojem koji označuje broj njegovih atoma, npr. R13B1 je oznaka za trifluormonobrommetan CF3Br. Da bi se iz oznake za radnu tvar jednostavno odredio broj atoma koji je čine, treba brojčanoj oznaci radne tvari pribrojiti broj 90 (“pravilo 90”). U takvom zbroju, prva znamenka označava broj atoma ugljika, druga broj atoma vodika, a treća broj atoma fluora. Broj atoma klora određuje se onda po izrazu Cl=2(C+1)-H-F.

TEHNIKA HLAĐENJA

71

Azeotropske smjese. To su dvojne smjese koje pri isparivanju ponašaju kao jednostavne tvari, tj. ne mijenja im se temperatura i sastav. Označavaju se brojevima koji počinju s 5 ili 6. Označavanje nije prema međunarodnom dogovoru, već su oznake komercijalne. R500 je azeotropska smjesa R12/R152a u masenom omjeru 73,8/26,2%. R502 je azeotropska smjesa R22/R115 u masenom omjeru 48,8/51,2%. R504 je azeotropska smjesa R32/R115 u masenom omjeru 48,2/51,8%. R505 je azeotropska smjesa R12/R31 u masenom omjeru 78/22%. R507 je azeotropska smjesa R134a/R125 u masenom omjeru 50/50%. Zeotropske smjese. To su smjese dviju ili više radnih tvari, za koje je karakteristična promjena temperature i sastava ravnotežne pare i kapljevine pri isparivanju. Imaju oznake koje počinju brojem 4. Označavanje također nije prema međunarodnom dogovoru, već su oznake komercijalne. R404A je zeotropska smjesa R125, R143 i R134a u masenom omjeru 44/52/4% R407C smjesa R125, R32 i R134a u masenom omjeru 25/23/52% Halogeni derivati metana i etana (freoni) Ovdje se navode neke od češće primjenjivanih radnih tvari. Na slikama desno prikazana su neka nepoželjna svojstva odgovarajućih radnih tvari. Za upotrebu su pogodne radne tvari koje se nalaze u području koje nije iscrtkano. Derivati metana

Sl. 4.1. Derivati metana i njihova svojstva Nazivi kemijskih spojeva nekih derivata metana R 11 CFCl3 monofluortriklormetan R12 CCl2F2 difluordiklormetan R13 CF3Cl trifluormonoklormetan

oznakaformulatemp.ispar.za p=1 bar

TEHNIKA HLAĐENJA

72

R22 CHF2Cl difluormonoklormetan R23 CHF3 trifluormetan R40 CH3Cl metilklorid Derivati etana

Sl. 4.2. Derivati etana i njihova svojstva

oznakaformulatemp.ispar. za p=1 bar

TEHNIKA HLAĐENJA

73

Nazivi kemijskih spojeva nekih derivata etana R123 CHCl2 CF3 trifluordikloretan R152a CHF2CH3 difluoretan R134a CH2FCF3 tetrafluoretan 4.3. UTJECAJ RADNIH TVARI NA OKOLIŠ Neke radne tvari sustava tehničkog hlađenja utječu na oštećenje ozonskog sloja. Montrealskim protokolom ograničena je proizvodnja i potrošnja takvih radnih tvari. Ozon O3 nastaje u atmosferi prirodnim putem i apsorbira štetno sunčevo zračenje u ultraljubičastom spektru. Oko 90% ozona nalazi se u stratosferi koja se proteže od visine 10-15 km, pa do 50 km iznad zemlje. Veće koncentracije ozona u nižim slojevima troposfere (10 do 15 km visine) su štetne i opasne po život. Emisija u atmosferu tvari koje oštećuju ozonski sloj posljedica je proizvodnje izolacijskih materijala, proizvodnje i potrošnje aerosola, korištenja otapala za čišćenje masnoća, gašenja požara halonima, propuštanja iz rashladnih uređaja ili njihovog nekontroliranog ispuštanja pri popravku ili uništenju rashladnih uređaja. Klor, brom i fluor, koji su također sadržani i u halogenim derivatima metana i etana narušavaju prirodnu ravnotežu ozona u atmosferi i utječu na smanjenje njegove koncentracije.

Sl. 4.3. Promjena globalne koncentracije ozona

Geografska širinaGeografska širinaJug Sjever

Prosječna promjenaPodručje nesigurnosti

Prosječne promjene od 1964 do 1980.

Promjene od 1980 do 2000.

Prosječna promjenaPodručje nesigurnosti

Globalna ukupna promjena ozona.

Prom

jena

ozo

na %

Prom

jena

ozo

na %

Godina

Geografska širinaGeografska širinaJug Sjever

Prosječna promjenaPodručje nesigurnosti

Prosječne promjene od 1964 do 1980.

Promjene od 1980 do 2000.

Prosječna promjenaPodručje nesigurnosti

Globalna ukupna promjena ozona.

Prom

jena

ozo

na %

Prom

jena

ozo

na %

Godina

TEHNIKA HLAĐENJA

74

Globalne totalne koncentracije ozona smanjile su se prosječno za nekoliko postotaka tijekom protekla dva desetljeća. Na gornjem dijagramu na slici 4.3. dana je usporedba s promjenama u periodu 1964 do 1980. Između 1980 i 2000, najveće je smanjenje zbog erupcije vulkana Mt. Pinatubo 1991. Od 1997 do 2001 ukupno smanjenje je oko 3% od prosjeka 1964-1980. Na donjem dijelu slike 4.3. su promjene ozona od 1980 do 2000 na različitim gografskim širinama. Smanjenje koncentracije ozona ima za posljedicu porast raka kože u životinja i ljudi, slabljenje imuniteta a time porast zaraznih bolesti, remećenje ravnoteže flore i faune, odumiranje planktona što utječe na remećenje prehrambenog lanca u oceanima i smanjenje broja vrsta koje žive u njima. Cilj Montrealskog protokola je smanjiti prisustvo klora i broma u stratosferi. Predviđanja koncentracije dana su na gornjem dijelu slike 4.4.. Bez mjera propisanih Protokolom predvidivo je povećanje koncentracije halogenih plinova. Linija “zero emissions” odnosi se na slučaj da su sve emisije svedene na nulu s početkom 2003. Donji dio slike 4.3. pokazuje predviđanja povećanja broja slučajeva raka kože bez odredbi Protokola i predviđanja kako će se taj broj reducirati poštujući odredbe Protokola. Sl. 4.4. Predviđanja koncentracije klora u atmosferi i procjene promjene broja novih slučajeva

raka kože kod ljudi Bečka konvencija o zaštiti ozonskog omotača (1985.) i iz nje proizašao Montrealski protokol (1987.) sa amandmanima iz Londona (1990.), Kopenhagena (1992.), Beča (1995.) i Pekinga (1999) ograničuju proizvodnju i uporabu halogeniranih ugljikovodika. U Hrvatskoj je na snazi Uredba o tvarioma koje oštećuju ozonski sloj, a njene odredbe u potpunosti su sukladne s međunarodnom regulativom.

Efektivni klor u atmosferi

Povećanje broja slučajeva raka kože

Učinci Montrealskog protokola

Pred

viđe

na z

astu

plje

nost

(par

ts p

er tr

ilion

)Sl

učaj

evi r

aka

na m

ilion

stan

ovni

ka g

odiš

nje

Efektivni klor u atmosferi

Povećanje broja slučajeva raka kože

Učinci Montrealskog protokola

Pred

viđe

na z

astu

plje

nost

(par

ts p

er tr

ilion

)Sl

učaj

evi r

aka

na m

ilion

stan

ovni

ka g

odiš

nje

TEHNIKA HLAĐENJA

75

Druga je posljedica emisije štetnih tvari u atmosferu globalno zagrijavanje, koje nastaje kao posljedica efekta staklenika. Plinovi kao CO2, CH4, NO2, HFC-i, PFC-i, SF6 – staklenički plinovi uglavnom propuštaju kratkovalno sunčevo zračenje, ali su slabo propusni za dugovalno zračenje Zemljine površine. Zato dio energije koji dospijeva na Zemlju kroz atmosferu ostaje zarobljen kao u stakleniku i uzrokuje porast temperature. Time se narušava ukupna energetska bilanca Zemlje. Naprijed navedeni utjecaji vrednuju se pomoću slijedećih kriterija: Potencijal razgradnje ozona ODP (Ozone Depletion Potential) ODP je funkcija sposobnosti razgradnje klora i broma, kao i vremena postojanosti u atmosferi. Za R11 je usvojena referentna vrijednost ODP=1. Za ostale radne tvari izražava se ODP relativno prema R11. Potencijal globalnog zagrijavanja GWP (Global Warming Potential) Potencijal globalnog zagrijavanja GWP neke tvari oslobođene u atmosferu je broj koji govori koliki je relativni utjecaj te tvari na stvaranje efekta staklenika u odnosu na utjecaj 1 kg CO2. CO2 trajno ostaje u atmosferi, te je stoga uvijek potrebno navesti za koji je vremenski period GWP izražen (20, 100 ili 500 godina). Totalni ekvivalentni utjecaj na globalno zagrijavanje TEWI (Total Equivalent Warming Impact) Računskim izrazom dobiva se vrijednost relativnog (u odnosu na CO2) utjecaja jednog rashladnog sustava na globalno zagrijavanje.

( ) ( )[ ] ( )βEnαMnL godrec ⋅⋅+−⋅+⋅⋅= 1GWPGWPTEWI Prvi pribrojnik na desnoj strani odnosi se na propuštanje radne tvari iz postrojenja, gdje je L [kg/god] godišnje propuštanje radne tvari iz postrojenja a n [god] vrijeme ukupnog rada postrojenja. Drugi se pribrojnik odnosi na gubitke radne tvari u okoliš tijekom reciklaže, gdje je M [kg] količina radne tvari u postrojenju, a recα faktor recikliranja koji prikazuje udio radne tvari koji se izgubi u atmosferu tijekom njenog vađenja, pročišćavanja i ponovnog povratka u postrojenje. Prva dva pribrojnika uzimaju u obzir neposredni utjecaj postrojenja na zagrijavanje, a treći se pribrojnik odnosi na posredni utjecaj istog postrojenja. Naime, za svoj rad postrojenje troši energiju, obično električnu, za čiju se proizvodnju u nekoj elektrani može odvijati izgaranje koje za rezultat ima emisiju CO2. Faktor β [kg/kWh] predstavlja emisiju CO2 za proizvedenu energiju, a godE [kWh] godišnji utrošak energije u postrojenju. Na slici 4.5. su prikazani ODP I GWP za neke radne tvari.

TEHNIKA HLAĐENJA

76

Sl. 4.5. ODP i GWP za neke radne tvari

Često se susrećemo sa nazivima CFC, HCFC i HFC. Njihovo je značenje slijedeće: CFC – clorofluorocarbons, potpuno halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika, uglavnom metana i etana (npr. R12) HCFC – hydrochlorofluorocarbons, djelomično halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika koji sadrže vodik i klor (npr. R22) HFC – hydrofluorocarbons, djelomično halogenirani derivati zasićenih ugljikovodika koji sadrže vodik i ne sadrže klor (R407C je smjesa triju HFC-a) Proizvodnja i potrošnja CFC (među kojima su R11 i R12 i R502) trebala je biti potpuno obustavljena do 1996. godine. U Hrvatskoj je ova potpuna zabrana stupila na snagu 2006. godine. Zamjena za R11 zasada mogu biti R134a (koji je razvijen kao zamjena za R12) i R123. R12 treba zamijeniti sa drugim radnim tvarima. Zamjenske tvari su za sada R134a i R152a, a izgledno je da to bude i R290. Montrealski je protokol predviđao u početku prekid korištenja HCFC (među kojima je i R22) u novoj opremi i novoizgrađenim instalacijama do 2020. godine. Kako je u Europskoj uniji za sada važeći propis koji predviđa prekid korištenja HCFC u novoj opremi i novoizgrađenim

ODP

GWP (CO2) 100 g

TEHNIKA HLAĐENJA

77

instalacijama do 2014. godine, a neke su zemlje uvele i kraće rokove, npr u Švedskoj do 1998. Austriji do 2002., Švicarskoj do 2005., Italiji do 2008. Ukidanje distribucije R22 u Hrvatskoj predviđeno je bilo do 2030. godine ("Uredba o tvarima koje oštećuju ozonski omotač" iz 1999. godine), a sadašnji propisi ("Uredba o tvarima koje oštećuju ozonski sloj" iz 2005. godine) predviđaju zabranu potrošnje do kraja 2015. godine, a od početka 2006. godine dozvoljena je uporaba samo za održavanje ili popravak rashladnih uređaja. Napomena: Kad se govori o zamjeni radne tvari, treba znati da niti jedna zamjenska radna tvar nema ista svojstva kao i radne tvar koju treba mijenjati. Treba voditi računa o promjeni učina, djelovanju na materijal iz kojeg je izrađen rashladni uređaj, utjecaju na ulje za podmazivanje i nizu drugih utjecaja. Azeotropske smjese kao zamjenske radne tvari Tu dolazi u obzir R507 azeotropska smjesa 50%R143a i 50% R125 kao zamjena za R502 Zeotropske smjese kao zamjenske radne tvari R404A smjesa 44% R125, 52% R143 i 4% R134a (zamjena za R12 i R502) R407C smjesa 25% R125, 23% R32 i 52% R134a R407A smjesa 40% R125, 20% R32 i 40% R134a Ugljikovodici kao zamjenske radne tvari R290 propan C3H8 R600a izobutan C4H10

Tab. 4.2. Ekološki prihvatljive radne tvari

Radna tvar

Sastav Zamjena za

GWP100 Primjena Napomena

R134a R12, R22 1300 Kućanski aparati i mali komercijalni rashladni uređaji

Prikladna za retrofiting

R152a R12 140 Automobilski rashladni uređaji (u istraživanju)

Umjereno zapaljiva

R600a R12,R134a 20 Kućanski aparati Zapaljiva, eksplozivna

R404a 143a/125/134a 52/44/4 %

R502 ,R22 3260 Pokretne hladnjače za smrznutu robu

Pseudo azeotropska RT

R407C 32/125/134a 23/25/52 %

R22 1526 Klimatizacija Klizanje temperature

R417a 600/134a/l 25 3,5/50/46,5 %

R22 2138 Rashladnici vode, rashladne vitrine

Klizanje temperature

R410A 32/125 50/50 %

- 1725 Split sustavi za hlađenje Visok tlak

R23 R13 11700 Kaskadni rashladni uređaji Visok GWP R744 1 Kaskadni rashladni uređaji Previsok tlak,

Tkr - niska R717 R22 0 Industrijsko hlađenje Otrovna

TEHNIKA HLAĐENJA

78

4.4. OSNOVNE TERMODINAMIČKE OSOBINE RADNIH TVARI

Sl. 4.6. Zasićena područja nekih radnih tvari u T,s-dijagramu

Iz dijagrama Sl. 4.6. razvidan je položaj kritične točke u odnosu na područje rada uređaja. Također se može odrediti toplina isparivanja pri određenim temperaturama. Krivulje zasićenja radnih tvari Ove krivulje prikazuju vezu tlaka i temperature zasićenja radnih tvari. Poželjno je da tlakovi pri temperaturi isparivanja budu nešto viši od okolišnog, kako ne bi došlo do mogućnosti usisavanja zraka u sustav. Također je poželjno da tlakovi pri uobičajenim temperaturama kondenzacije ne budu previsoki. Iz krivulja zasićenja mogu se odrediti kompresijski omjeri za zadane temperature isparivanja i kondenzacije. Npr, za R22, 20−=oϑ

oC → 455,20 =p bar 30+=ϑ oC → 880,11=p bar

839,4455,2880,11

0

==pp

TEHNIKA HLAĐENJA

79

Sl. 4.7. Krivulje zasićenja nekih radnih tvari Tab. 4.3. Kompresijski omjeri za neke radne tvari

Temperatura isparivanja Temperatura kondenzacije

-60 +30

-30 +30

-15 +30

0 +60

CO2 - 5,05 3,15 - Amonijak 53,28 9,77 4,94 4,85 R22 31,6 7,24 4,0 6,08 Metil – klorid 41,87 8,5 4,48 5,43 SO2 78 12,14 5,63 7,35 R11 - 13,8 6,28 7,88 R12 33,03 7,43 4,01 4,96 R113 - - 7,92 10,15 R134a - 9,53 4,69 5,99 R152a 38,69 8,5 4,63 5,67 Propan (R290) 25,33 6,46 3,74 4,47 Izobutan (R600a) 45,1 8,82 4,55 5,56

Npr. za 30−=oϑ

oC i 30+=ϑ oC za NH3 bi trebalo razmotriti potrebu korištenja dvostepenog rashladnog stroja, dok bi kod R22 to bio jednostepeni.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

R22R23R717R744R404a lR404a vR600aR290R11R134aR12R113R152a

p MPa

ϑ oC

TEHNIKA HLAĐENJA

80

4.5. FIZIOLOŠKO DJELOVANJE RADNIH TVARI Tab. 4.4. Fiziološko djelovanje radnih tvari Stupanj štetnosti

Volumni udio

Djelovanje

1 0,5 – 1,0 % uzrokuje smrt unutar 5 minuta 2 0,5 – 1,0 % uzrokuje smrt unutar 1 sata 3 2,0 – 2,5 % uzrokuje smrt unutar 1 sata ili ostavlja trajne štetne posljedice 4 2,0 – 2,5 % uzrokuje tek nakon 2 sata primjetno škodljive posljedice 5 do 20 % ne uzrokuje ni nakon 2 sata nikakvih trajnih oštećenja 6 više od 20% ne uzrokuje ni nakon 2 sata nikakvih posljedica

Underwriters Laboratories USA [1] U grupu 1 spada R764 (SO2), u grupu 2 spada R717 (NH3), u grupu 3 – 4 spada metilklorid R40 (CH3Cl), u grupu 4-5 spada R113, u grupu 5 spadaju R744, R11, R22, R500, u grupu 5-6 spadaju ugljikovodici metan R50, etan R170, i propan R290,. te R134a, R123, R501, R502 i R507. U grupu 6 spadaju voda R718, R12, R13, R114 i zeotropske smjese R404A, R407A i R407C. 4.6. ODABIR RADNIH TVARI OVISNO O PRIMJENI Tab. 4.5. Preporuka za odabir radnih tvari

Temperatura hlađenja [oC] Područje primjene +20/0 0/-15 -15/-45 <-45 Industrija R717, (R22)

R227, R407C R717, (R22)

R407B, R407C

Industrijska klimatizacija,

dizalice topline

R404A, R407C (R22), R717 R227, R124

Komercijalna klimatizacija,

dizalice topline

R134a, (R22) R404A, R407C

Ugostiteljstvo, kućanstvo, transport

R134a, R404A (R22)

R404A, R134a R407C, R407A

(R22)

Znanost R134a (R22), R717 R134a

R717, R407A R290, R170

Treba voditi računa da su ovo samo danas važeće preporuke, posebno glede zaštite okoliša, da izbor radne tvari ovisi i o drugim ranije spomenutim kriterijima i da se mogu očekivati intenzivna istraživanja na razvoju novih radnih tvari. R717 (amonijak) ne miješa se s mazivim uljem, pa se ulje lagano izdvaja iz pojedinih dijelova postrojenja. Amonijak se lako otapa u vodi.

TEHNIKA HLAĐENJA

81

Freon i njihove smjese čine homogene smjese s mazivim uljima (oni su otapala za ulja, npr. R11 se koristi za odmašćivanje). Zbog toga ulje kruži rashladnim ređajem. freoni se ne otapaju u vodi. 4.7. ODABIR KONSTRUKCIJSKIH MATERIJALA OBZIROM NA KORIŠTENE RADNE TVARI Tab. 4.6. Preporuka za odabir materijala metalnih dijelova konstrukcije Radna tvar ugljični

čelik nehrđajući

čelik bakar mjed morska

bronca aluminij

amonijak PP PP N N N N freoni P PP PP PP PP PP

PP – preporučljivo P- prihvatljivo N-nedopušteno Tab. 4.7. Preporuka za odabir brtvenih materijala Radna tvar klingerit PVC,elasto

meri bakar guma perbunan

neopren amonijak PP PP N P N

freoni PP P PP N P

TEHNIKA HLAĐENJA

82

4.8. POPIS I SVOJSTVA RADNIH TVARI Tab. 4.8. Svojstva radnih tvari

R Ime Sastav ili formula

M [kg/kmol]

tf

[°C] tb

[°C]

tkr

[°C]

pkr

[MPa] γ gltΔ

(1MPa) [°C]

RADNE TVARI ANORGANSKOG PORIJEKLA

R717 R718 R744

Amonijak Voda

Ugljični dioksid

NH3 H2O CO2

17,03 18,02 44,01

-77,66 0,01

-56,57

-33,33 100,00 -78,40

135,25 374,20 31,06

11,33 22,10 7,38

1,314

1,292

0 0 0

RADNE TVARI ORGANSKOG PORIJEKLA

Ugljikovodici

R170 R290 R600 R600a R1270

etan propan butan

izobutan propilen

CH3CH3 CH3CH2CH3

CH3CH2CH2CH3 CH(CH3)2CH3 CH3CH=CH2

30,07 44,10 58,12 58,12 42,08

-182,80 -187,28 -138,29 -159,60 -185,20

-88,60 -42,09 -0,54 -11,61 -47,69

32,18 96,70

152,01 134,70 92,42

4,87 4,25 3,80 3,64 4,66

1,191 1,133 1,103 1,103 1,154

0 0 0 0 0

Klorofluorougljikovodici

Klorofluorougljici (CFC) i Bromofluorougljici (BFC) R11 R12 R13

R13B1 R113 R114 R115

triklorofluorometan diklorodifluorometan klorotrifluorometan bromtrifluorometan

1,1,2-trikloro-1,2,2-trifluoroetan 1,2-dikloro-1,1,2,2-tetrafluoretan

kloropentafluoroetan

CCl3F CCl2F2 CClF3 CBrF3

CCl2FCClF2 CClF2CClF2 CClF2CF3

137,37 120,91 104,46 148,91 187,38 170,92 154,47

-110,47 -157,05 -183,15 -168,0 -36,22 -94,15 -99,39

23,71 -29,75 -81,30 -57,70 47,59 3,59

-38,94

197,96 111,97 29,20 67,10

216,06 145,68 79,95

4,41 4,14 3,92 3,96 3,39 3,26 3,12

1,136 1,133 1,146

0 0 0 0 0 0 0

Hidroklorofluorougljici (HCFC)

R22 R123 R124

R141b R142b

klorodifluorometan 2,2-dikloro-1,1,1-trifluoroetan 2-kloro-1,1,1,2-tetrafluoroetan

1,1-dikloro-1-fluoroetan 1-kloro-1,1-difluoroetan

CHClF2 CHCl2CF3

CHClFCF3 CH3CCl2F CH3CClF2

86,47 152,93 136,48 116,95 100,50

-157,42 -107,15 -199,15 -103,30 -131,15

-40,81 27,82 -11,96 32,05 -9,00

96,15 183,68 122,28 204,20 137,10

4,99 3,66 3,62 4,25 4,12

1,182 1,107 1,102 1,122 1,123

0 0 0 0 0

Hidrofluorougljici (HFC) R14 R23 R32 R125 R134a R143a R152a R236fa

tetrafluorometan trifluorometan difluorometan

pentafluoroetan 1,1,1,2-tetrafluoroetan

1,1,1-trifluoroetan 1,1-difluoroetan

1,1,1,3,3,3-heksafluoropropan

CF4 CHF3

CH2F2 CHF2CF3 CH2FCF3 CH3CF3

CH3CHF2 CF3CH2CF3

88,00 70,01 52,02

120,02 102,03 84,04 66,05

152,04

-183,51 -155,18 -136,81 -100,63 -103,30 -111,81 -118,59 -93,63

-128,1 -82,10 -51,65 -48,14 -26,07 -47,22 -24,02 -1,44

-45,64 25,92 78,11 66,18

101,06 72,89

113,26 124,92

3,75 4,84 5,78 3,63 4,06 3,78 4,52 3,20

1,198 1,249 1,102 1,118 1,127 1,152 1,082

0 0 0 0 0 0 0 0

Azeotropske smjese R500 R502 R503

R12/R152a (73,8/26,2) R22/R115 (48,8/51,2) R23/R13

(40,1/59,9)

99,30 111,60 87,25

-33,60 -45,30 -87,50

102,10 80,73 18,43

4,17 4,02 4,27

1,142 1,129 1,168

0 0 0

R507 R508A R508B

R125/R143a (50/50)

R23/R116 (39/61)

R23/R116 (46/54)

98,86 100,10 95,39

-47,10 -87,40 -87,40

70,75 11,01 12,06

3,72 3,70 3,83

1,115 1,127 1,134

0 0 0

R509A R22/R218 (44/56)

123,96 -40,40 87,20 4,03 0

TEHNIKA HLAĐENJA

83

Tab. 4.8. nastavak

R Ime Sastav ili formula M [kg/kmol]

tf [°C]

tb [°C]

tkr [°C]

pkr [MPa]

γ gltΔ

(1MPa) [°C]

Zeotropske smjese R401A R401B R401C R402A

R22/R152a/R124 (53/13/34)

R22/R152a/R124 (61/11/28)

R22/R152a/R124 (33/15/52)

R125/R290/R22 (60/2/38)

94,44 92,84 101,00 101,60

-34,40 -35,70 -30,50 -49,20

105,30 103,50 109,90 76,03

4,61 4,68 4,40 4,23

1,148 1,153 1,134 1,128

4,23 3,75 5,07 1,23

R402B R403A R403B R404A R405A R406A R407A R407B R407C R407D R407E R408A R409A R409B R410A R410B R411A R411B R412A R413A

R125/R290/R22 (38/2/60)

R290/R22/R218 (5/75/20)

R290/R22/R218 (5/56/39)

R125/R143a/R134a (44/52/4)

R22/R152a/R142b/RC318 (45/7/5,5/42,5)

R22/R600a/R142b (55/4/41)

R32/R125/R134a (20/40/40)

R32/R125/R134a (10/70/20)

R32/R125/R134a (23/25/52)

R32/R125/R134a (15/15/70)

R32/R125/R134a (25/15/60)

R125/R143a/R22 (7/46/47)

R22/R124/R142b (60/25/15)

R22/R124/R142b (65/25/10) R32/R125

(50/50) R32/R125

(45/55) R1270/R22/R152a

(1,5/87,5/11) R1270/R22/R152a

(3/94/3) R22/R218/R142b

(70/5/25) R218/R134a/R600a

(9/88/3)

94,71

91,99

103,26

97,60

111,90

89,86

90,11

102,90

86,20

90,96

83,78

87,01

97,43

96,67

72,59

75,57

82,36

83,07

92,17

103,95

-47,20

-44,00

-43,80

-46,60

-32,90

-32,70

-45,20

-46,80

-43,80

-39,40

-42,80

-45,50

-35,40

-36,50

-51,60

-51,50

-39,70

-41,60

-36,40

-29,30

83,03

91,20

88,70

72,14

106,00

116,50

81,91

74,38

86,05

91,56

88,76

83,34

106,90

104,40

70,17

69,46

99,06

95,95

107,50

101,40

4,53

4,69

4,40

3,74

4,29

4,88

4,49

4,08

4,63

4,48

4,73

4,42

4,69

4,71

4,77

4,67

4,95

4,95

4,88

4,24

1,145

1,116

1,120

1,15

1,135

1,119

1,141

1,133

1,145

1,146

1,149

1,152

1,173

1,166

1,176

1,179

1,49

0,46

6,48

7,90

5,07

3,23

5,59

5,23

5,77

0,29

6,46

5,49

0,1

0,14

1,61

0,74

TEHNIKA HLAĐENJA

84

5. PRIJENOS TOPLINE IZMEĐU RASHLADNOG UREĐAJA I HLADIONICE 5.1. HLAĐENJE S NEPOSREDNIM ISPARIVANJEM Kod neposrednog je hlađenja hladnjak zraka izveden kao isparivač rashladnog uređaja. Isparivač je smješten u hladionici (ili u odvojenom prostoru kroz koji cirkulira zrak iz jedne ili više hladionica) i toplina se predaje od zraka na radnu tvar koja pritom isparuje. Cirkulacija zraka preko površine isparivača može biti prirodna ili prisilna (pomoću ventilatora). Razlika temperature zraka i temperature isparivanja koja mora biti niža od temperature zraka, kreće se obično od 8 do 12 K.

Sl. 5.1. Shematski prikaz rashladnog uređaja s neposrednim isparivanjem u zračnom hladnjaku

5.2. HLAĐENJE PUTEM MEDIJA ZA PRIJENOS TOPLINE U nekim je slučajevima potrebno ili ekonomski opravdano koristiti medij za prijenos topline iz hladionice do isparivača - sekundarni nosilac topline, koji se hladi u isparivaču. Potrebno je predvidjeti dva odvojena cjevovoda: sustav primarne radne tvari (primarni krug) i sustav sekundarnog nosioca topline za prijenos topline (sekundarni krug). Sl. 5.2. Shematski prikaz rashladnog uređaja s posrednim hlađenjem hladionice putem medija

za prijenos topline

Hladionica

Isparivač

Kondenzator

PVKompresor

Th T0

T

Tok

Kondenzator Kompresor

Isparivač - hladnjak kapljevine

Hladionica

Hladnjak zraka

PV

Crpka

T0 T

T1

T2

TEHNIKA HLAĐENJA

85

Ako se u sekundarnom krugu ugradi toplinski spremnik, to je sustav s prijenosnikom topline i akumulacijom energije. Hladi se akumulacijski bazen u kojeg je uronjen isparivač radne tvari. Sustav je sigurniji u pogonu u slučaju nestanka pogonske energije nego što su to sustavi neposrednog hlađenja i sustavi posrednog hlađenja bez akumulacije. Pogodan je za slučaj neujednačenog rashladnog učinka tijekom dana. Rashladni uređaj može tada biti manjeg rashladnog učinka od maksimalno potrebnog učinka hladionice.

Sl. 5.3. Shematski prikaz rashladnog uređaja s prijenosnikom topline i akumulacijom

5.3. USPOREDBA HLAĐENJA S NEPOSREDNIM ISPARIVANJEM I HLAĐENJA PUTEM MEDIJA ZA PRIJENOS TOPLINE Prednosti sustava za hlađenje s medijem za prijenos topline su u tome što radna tvar ne može doći u dodir s hlađenom robom u slučaju propuštanja (ne može doći do oštećenja robe, npr. osjetljivog voća kod korištenja amonijaka), temperature u hladionici mogu se jednostavnije regulirati proporcionalnim umjesto dvopoložajnim regulatorima. Za veće razgranate sustave hlađenja općenito je potrebno manje primarne radne tvari nego kod sustava s neposrednim hlađenjem. Nedostaci su sustava s medijem za prijenos topline veći investicijski i pogonski troškovi skopčani sa manjim faktorom hlađenja. Uz pretpostavku da se koristi ista radna tvar i da su temperature hladionice i okoline jednake za oba promatrana slučaja, temperatura isparivanja biti će kod posrednog sustava niža, a temperatura kondenzacije viša (Sl. 5.4). Time će faktor hlađenja biti niži i rashladni uređaj veći. Za veće razgranate sustave potrebno je dobro razmotriti sa svih gledišta (investicijskog, pogonskog, ekološkog, održavanje, sigurnost) da li je povoljnije koristiti sustav posrednog ili neposrednog hlađenja.

Hladionica

Hladnjakzraka

Akumulacijski bazen

Crpka

PV Kondenzator

Kompresor

Isparivač

TEHNIKA HLAĐENJA

86

Sl. 5.4. Usporedba procesa s neposrednim isparivanjem i procesa s medijem za prijenos

topline u sT , - dijagramu 5.4. TVARI ZA PRIJENOS TOPLINE Ove tvari trebaju pri temperaturama koje se javljaju u hladionici i isparivaču ostati u tekućem agregatnom stanju. Kao tvari za prijenos topline koriste se: 5.4.1. Rasoline Rasuline su otopine soli u kapljevini, najčešće vodi. NaCl + H2O – otopina natrijevog klorida (kuhinjske soli) u vodi CaCl2 + H2O – otopina kalcijevog klorida u vodi 5.4.2. Glikolne smjese To su smjese raznih alkohola s vodom. C2H4(OH)2 + H2O – smjesa etilen glikola i vode C3H6(OH)2 + H2O – smjesa propilen glikola i vode

Th Th

Th

T0

Tok T , p

T0 , p0 T’0 , p’0

T , p

T T

T T

F F

s s

q0 q’0

p

p0

p

p’0

T0

T2 T1

ΔT ΔT’

ΔT’ ΔT

zrak

primarna radna tvar

primarna radna tvar

zrak

sekundarni nosilac

TEHNIKA HLAĐENJA

87

Na slici 5.5. dane su temperature smrzavanja nekih smjesa soli i vode odnosno glikola i vode

kao funkcija sastava smjese. Sastav smjese definiran je izrazom WA

A

MMM+

=ξ , gdje je

indeksom W označena voda, a indeksom A sol ili glikol.

Sl. 5.5. Temperature smrzavanja smjesa soli i vode i smjesa glikola i vode kao funkcija sastava smjese

5.4.3. Halogenirani ugljikovodici R123 CHCl2 CF3 trifluordikloretan R152a CHF2CH3 difluoretan R134a CH2FCF3 tetrafluoretan 5.4.4. Ugljik dioksid CO2 Konfiguracija sustava slična je onoj prikazanoj na slici 5.2. Za cirkulaciju ukapljenog CO2 iz isparivača primarnog kruga koristi se crpka. Hladnjak zraka u hladionici izveden je kao isparivač za CO2. U isparivaču - hladnjaku zraka CO2 djelomično isparava (prijelaz topline ovdje je poboljšan zbog isparivanja). Ispareni se CO2 potom ukapljuje u isparivaču primarnog kruga. U usporedbi s nekim inače korištenim sekundarnim radnim tvarima, koje koriste

-60

-55

-50

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

CaCl2+H2O

NaCl+H2O

C3H6(OH)2+H2O

C2H4(OH)2+H2O

ξ [kgsoli/kgsmjese]

ϑ [°C]

TEHNIKA HLAĐENJA

88

latentnu toplinu otapanja (npr. binarni led), energija za cirkulaciju fluida kroz cjevovod je manja. Na slici 5.6 prikazan je faktor iskoristivosti prijenosa topline, za CO2 i smjese različitih tvari s vodom, koji je dobiven kao omjer koeficijenta prijelaza topline (k) i potrebne snage crpke za svladavanje otpora strujanja, a u funkciji je temperature medija. Pri tome je referentna vrijednost od 100% tog faktora prihvaćena za vodu temperature 10°C. Prednost CO2 iskazuje se kroz ujednačeno visoku vrijednost navedenog faktora u cijelom rasponu temperatura od -40°C do 20°C.

Slika 5.6. Faktor iskoristivosti prijenosa topline 5.4.5. Binarni led Binarni je led smjesa vode, leda i aditiva koju je moguće transportirati kroz cjevovode crpkom. Radi se o suspenziji najfinijih kristala leda koji plivaju u kapljevini. Dodatkom raznih aditiva vodi, može se temperatura smrzavanja ovakve suspenzije mijenjati od –1oC do –40oC. Ova suspenzija se proizvodi u posebnim za to konstruiranim isparivačima. U kapljevini se kristali leda formiraju pri temperaturi koju uvjetuje koncentracija aditiva. Veličina kristala ovisi o vrsti i količini aditiva, a kreće se od 0,01 do 0,1 mm. Kao aditivi, tj. tvari za snižavanje temperature smrzavanja dolaze u obzir soli NaCl, MgCl2, CaCl2, K2CO3, etanol C2H5OH, metanol CH3OH, etilenglikol C2H4(OH)2 propilenglikol C3H6(OH)2. Pri dovođenju topline mijenja se agregatno stanje i led iz suspenzije prelazi u kapljeviti oblik (sav ili djelomično). Pritom se entalpija smjese mijenja za:

LSWp rTch ξΔ+Δ=Δ [kJ/kg] gdje je pc specifični toplinski kapacitet kapljevine (za vodu je specifični toplinski kapacitet

187,4=Wc [kJ/kgK] ), TΔ razlika temperatura smjese na ulazu i izlazu iz hladnjaka,

-40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5Fakt

or is

koris

tivos

ti pr

ijeno

sa to

plin

e [%

]

0

20

40

60

80

100

120

0 5 10 15 20

CO2

Etilen glikol 40,2%

Propilen glikol 43,2%

R717 17,7 %

H2O

ϑ [°C]

TEHNIKA HLAĐENJA

89

334=SWr [kJ/kg] toplina smrzavanja vode, i LξΔ razlika masenih udjela leda prije i nakon otapanja. Maseni udio leda u smjesi leda i vode s aditivima definiran je izrazom

WAL

LL MM

M

++=ξ .

Za sekundarne nosioce topline koji ne mijenjaju agregatno stanje pri dovođenju topline vrijedi

Tch Δ=Δ [kJ/kg]. Volumenski protok sekundarnog nosioca topline za neki učinak 0Q& je

hQVΔ

=ρ

0&

& [m3/s]

Taj će protok biti manji za slučaj da se koristi binarni led kod kojega dolazi do fazne promjene. Tab. 5.1. vrijednosti za hΔ za različite TΔ i Lξ , kod korištenja vode bez aditiva.

TΔ [K] Lξ 0 2 4 6 8 10 14

0 0 kJ/kg 8 kJ/kg 17 kJ/kg 25 kJ/kg 34 kJ/kg 42 kJ/kg 59 kJ/kg 10 33 kJ/kg 42 kJ/kg 50 kJ/kg 59 kJ/kg 67 kJ/kg 75 kJ/kg 92 kJ/kg 20 67 kJ/kg 75 kJ/kg 83 kJ/kg 92 kJ/kg 100 kJ/kg 109 kJ/kg 125 kJ/kg30 100 kJ/kg 108 kJ/kg 117 kJ/kg 125 kJ/kg 134 kJ/kg 142 kJ/kg 159 kJ/kg40 133 kJ/kg 142 kJ/kg 150 kJ/kg 158 kJ/kg 167 kJ/kg 175 kJ/kg 192 kJ/kg

Primjer: Za sustav s hladnom vodom, npr. polazne/povratne temperature 6/12oC vrijedi

122,256187,4 =⋅=Δ=Δ Tch W [kJ/kg]. Za sustav s binarnim ledom polazne temperature –2oC i 6=ΔT oC, te s udjelom leda

2,0=Lξ dobiva se 9,913342,06187,4 =⋅+⋅=+Δ=Δ LSWW rTch ξ [kJ/kg]. Ovo znači da će za transport binarnog leda trebati znatno manji cjevovodi nego što je to potrebno za druge sekundarne nosioce topline. U usporedbi s hladnom vodom, protok je 3-8 puta manji, dok je pad tlaka pri strujanju kroz cjevovode 1,5 do 3 puta veći (suspenzija se ne ponaša kao Newtonski fluid, već po drugim zakonitostima). Općenito će potrošnja energije za pogon crpki biti manja. Kod primjene akumulacije, akumulator energije može biti znatno manji u nego kod korištenja sekundarnih nosioca topline koji ne mijenjaju agregatno stanje.

TEHNIKA HLAĐENJA

90

6. KOMPRESORI Kompresori su radni strojevi koji komprimiraju neki plin ili paru na viši tlak. Po načinu rada razlikujemo volumetrijske i kompresore građene na strujnom (dinamičkom) principu rada. Volumetrijski se princip rada sastoji u tome da se pomoću konstrukcijskih elemenata ostvari u kompresoru takav prostor koji osigurava smanjenje volumena plina ili pare na putu od ulaza do izlaza iz kompresora. Na volumetrijskom principu rada grade se stapni (kompresori s oscilirajućim stapom) i rotorni (nazivaju se još i kompresori s rotirajućim stapovima, a tu spadiju lamelni, s ekscentričnim rotorom, vijčani i scroll kompresori sa zavojnicom). Na strujnom (dinamičkom) principu rada grade se turbokompresori i ejektori. Plin se komprimira na dinamičkom strujnom principu, pri čemu se koristimo silama i pojavama koje se javljaju kod ubrzavanja i usporavanja plinske struje. Prema načinu vođenja plinske struje turbokompresori se izvode kao radijalni i aksijalni. Ejektori - mlazni kompresori također spadaju u kompresore koji rade na strujnom principu rada. O njima će biti govora u poglavlju koje se odnosi na rashladne uređaje s mlaznim duhaljkama (ejektorske rashladne uređaje). Vrlo česta podjela kompresora koji se koriste u tehnici hlađenja je na tzv. otvorene, poluhermetičke i hermetičke izvedbe, ovisno o načinu ugradnje pogonskog motora. Kod otvorenog kompresora pogonski je motor odvojen od kompresora, hlađen zrakom, a kompresor treba imati brtvenicu vratila, kako bi se spriječio izlaz radne tvari iz kompresora. Kod hermetičkih i poluhermetičkih kompresora elektromotor i kompresor ugrađuju se u isto zabrtvljeno kućište, a namotaji elektromotora hlađeni su strujom radne tvari koja ulazi u kompresor. Zbog dobrog hlađenja elektromotori su manji nego li je to slučaj s motorima otvorenih kompresora. Kod poluhermetičkog kompresora kućište je zatvoreno prirubnicom koja se može rastaviti za potrebe servisa, dok je kod hermetičkih kompresora kućište zavareno.

Sl. 6.1. Otvorena (a), poluhermetička (b) i hermetička (c) izvedba rashladnog kompresora

a) b) c)

TEHNIKA HLAĐENJA

91

6.1. STAPNI KOMPRESORI (KOMPRESORI S OSCILIRAJUĆIM STAPOVIMA) Po dobavi se stapni kompresori mogu podijeliti na male (do 10 m3/min), srednje (10 do 100 m3/min) i velike (iznad 100 m3/min). Dobava se, ukoliko to nije drukčije rečeno, odnosi na stanje plina na usisnom priključku. 6.1.1. Proces kompresije Teoretski se proces stapnog kompresora može prikazati u p,v-dijagramu kao proces koji se odvija između dva tlaka 1p i 2p . Kretanjem stapa unutar cilindra od GMT ka DMT usisava se plin iz prostora u kojem vlada stalni tlak 1p (promjena a-1), zatim se kretanjem stapa od DMT ka GMT plin komprimira (promjena 1-2) i istiskuje (promjena 2-b) u prostor u kojem vlada stalni tlak 2p . U slijedećem okretaju vratila ove se pojave ponavljaju, pa ih se naziva teoretskim ciklusom kompresora. To nije kružni proces u termodinamičkom smislu, već se ovim nazivom želi istaknuti cikličnost pojava. Sl. 6.2. p,V-dijagram procesa i shematski prikaz cilindra jednostepenog stapnog kompresora Ovako predočen proces je idealan proces. Pretpostavlja se da kompresor radi s idealnim plinom. Zanemaren je štetni prostor i njegov utjecaj, nije uzeta u obzir tromost ventila i stvarna brzina njihova otvaranja, te je zanemarena izmjena topline između plina i stijenke cilindra. Površina a-1-2-b-a u p,V-dijagramu predstavlja rad procesa između dva stalna tlaka (tehnički rad). Promjena stanja između 1 i 2 može biti:

a) izotermna (prilikom kompresije radnoj se tvari odvodi toplina tako da je konstT = )

b) izentropska konsts = ; 0=q ; κκ 1

1

2

1

2

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

pp

TT

c) politropska konsts ≠ ; Tcq nΔ= ; n

n

pp

TT

1

1

2

1

2

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= ;

1−−

=nncc vn

κ

pp2

p11

2 b

a

p1

p2

TEHNIKA HLAĐENJA

92

Sl. 6.3. Izotermna, izentropska i politropska kompresija s 1<n<κ u p,v-dijagramu Tehnički rad i odvedena toplina pri izotermnoj kompresiji :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

1

21

1

211 lnln

ppRT

ppVpLiz ; izLQ = ; konstT =

Tehnički rad i odvedena toplina pri izentropskoj kompresiji:

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=

−−

1pp

RT1

1pp

Vp1

L

1

1

21

1

1

211is

κκ

κκ

κκ

κκ ; 0=Q ; konstT ≠

Tehnički rad i odvedena toplina pri politropskoj kompresiji:

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=

−−

1pp

RT1n

n1pp

Vp1n

nLn

1n

1

21

n1n

1

211pol ; TMcQ nΔ= ;

1−−

=nncc vn

κ ;

konstT ≠

p

v

p1

p2 2iz 2is 2pol

pol 1<n<κ

iz n=1

is

1

TEHNIKA HLAĐENJA

93

6.1.2. Stupanj dobave kompresora Dobava kompresora je ona količina plina ili pare koju dobavlja kompresor, i ukoliko nije drukčije spomenuto, ta se količina odnosi na stanje koje vlada na usisnom priključku kompresora.

Teoretska je dobava nzsdznVV st 4

2π==& [m3/s]

gdje je sdVs 4

2π= stapajni volumen, d promjer cilindra, s stapaj, z broj cilindara i n [s-1]

brzina vrtnje. Stvarna je dobava manja i jednaka je te VV && λ= .

Stupanj dobave t

e

VV&

&=λ računa se kao 4321 λλλλλ = i manji je od 1.

6.1.2.1. Utjecaj štetnog prostora – uzima se u obzir kroz 1λ Iz konstrukcijskih razloga i razloga pogonske sigurnosti ne može se izbjeći mali prostor između stapa u GMT i glave cilindra. To je tzv. štetni prostor. On prvenstveno utječe na smanjenje dobave kompresora, dok na rad praktički ne utječe. S 0c označavamo omjer volumena štetnog prostora i stapajnog volumena.

ss

AsAs

VVc

S

0000 === (često se označava s 0ε , što smo izbjegli radi oznake faktora hlađenja)

Za kompresore uobičajene izvedbe 08,003,00 −=c . Kod viših tlakova i malog promjera cilindra ne mogu se ventili pogodno smjestiti, pa je )2,0(15,005,00 −=c . Indikatorski dijagram kompresora dan je na slijedećoj slici. Usisni i tlačni ventil rade automatski i otvaraju se uslijed razlike tlakova. Usisni se ventil otvara kod d, tj nešto malo ispod tlaka 1p . Uslijed toga što još nije do kraja otvoren, tlak i dalje pada do M1. U M1 ventil je potpuno otvoren. U 1' usisni se ventil zatvara. Kompresija teče od 1'. Kad stap prijeđe put koji odgovara volumenu bV postiže se tlak 1p u cilindru. Tlačni se ventil počinje otvarati u O, a maksimalno je otvoren u M2. Kad stap dođe u GMT, ostaje u cilindru 0V plina i tlačni se ventil zatvara. Kad se tlačni ventil zatvori, na putu stapa od GMT do d nema usisavanja, jer tu ekspandira plin iz štetnog prostora. Usisavanje se ne vrši na cijelom putu stapa s, već na putu s-a. Tlakovi pri usisu i istiskivanju nisu konstantni jer su i brzine strujanja različite zbog promjenjive brzine stapa, a na tlakove utječe i položaj pločice ventila (površina presjeka otvora ventila).

TEHNIKA HLAĐENJA

94

Sl. 6.4. Indikatorski dijagram jednostepenog procesa stvarnog kompresora Za 1λ vrijedi izraz

s

as

VVV −

=1λ

Kako je

n

a ppVVV

1

1

200 ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=+ iz čega slijedi

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= 1

1

1

20

n

A ppVV , dobiva se sa

S

A

VV

−=11λ izraz za 1λ :

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 11

1

1

201

n

ppcλ , gdje je

SVVc 0

0 =

Iz gornjeg se izraza vidi da 1λ ovisi o volumenu aV , koji je ovisan o štetnom prostoru 0V i toku linije ekspanzije iz štetnog prostora. Što je veći aV , dobava je manja. Negativni, štetni utjecaj štetnog prostora biti će to veći što je veći volumen štetnog prostora 0V , što je

kompresijski omjer 1

2

pp veći, odnosno eksponent politropske ekspanzije plina iz štetnog

prostora n bliže jedinici (politropa bliže izotermi).

V

p

p2

p1

Va Vs1 Vb

Vs V0

Δp1 p1

p'1

p2 O

M2

M1

d 1'

GMT DMT

TEHNIKA HLAĐENJA

95

6.1.2.2. Utjecaj pada tlaka 1pΔ kod usisavanja - 2λ

aS

S

VVV−

= 12λ

Pad tlaka na usisnom ventilu je 111 ppp ′−=Δ .

Može se sa zadovoljavajućom točnošću izračunati 2λ kao 1

1

1

11

1

12 1

pp

ppp

pp Δ

−=Δ−

=′

=λ

6.1.2.3. Utjecaj zagrijavanja kod usisa - 3λ Usisani se plin zagrijava od toplog usisnog ventila i stijenki cilindra, što uzrokuje povišenje temperature od 1T na usisnom priključku na 1′T . 1′T je temperatura na kraju usisa, odnosno na početku kompresije. Ovo povišenje temperature uzrokuje smanjenje dobave.

1

13

′

=TTλ

Temperaturu 1′T je teško odrediti računskim putem. Ova temperatura ovisi o načinu hlađenja kompresora, omjeru tlakova (kompresijskom omjeru 12 / pp ), broju okretaja, veličini i izvedbi kompresora i ventila. Ovisnost 3λ o kompresijskom omjeru 12 / pp i eksponentu politrope n prikazana je na

sljedećoj slici. Kako je n

n

pp

TT

1

1

2

1

2

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= , slijedi da veći kompresijski omjer rezultira manjim 3λ ,

te da veći eksponent politrope n također rezultira manjim 3λ . Za procjenu vrijednosti 3λ kod stapnih kompresora srednje veličine vrijedi empirijski izraz

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−= 1025,01

1

23 p

pλ

6.1.2.4. Utjecaj propusnosti - 4λ U stvarnom kompresoru postoji mogućnost propuštanja dijela mase plina za vrijeme komprimiranja mimo nedovoljno brtvljenog stapa i stijenke cilindra, kroz eventualno propusne usisne ventile, a također i uslijed protjecanja već komprimirane pare kroz tlačni ventil za vrijeme usisavanja (Vujić). Ovaj se gubitak uzima u obzir stupnjem propusnosti 4λ , koji se prema podacima u literaturi za kompresore u dobrom stanju kreće u granicama

98,095,04 −=λ . Povećanjem 0p

p opada vrijednost 4λ , a povećanjem broja okretaja

kompresora 4λ raste. Stupanj dobave 4321 λλλλλ = kreće se prema podacima u literaturi od 0,7 do 0,85, a ponekad je samo 6,0=λ . To ovisi o tipu kompresora. Podaci se mogu naći i za 97,093,02 −=λ pri temperaturi isparivanja –30oC, za 85,095,03 −=λ za kompresijske omjere u granicama

53−=x i za 98,095,04 −=λ .

TEHNIKA HLAĐENJA

96

6.1.2.5. Utjecaj broja okretaja kompresora na stupanj dobave λ Kompresor može raditi s promjenjivim brojem okretaja (npr. zbog regulacije njegove dobave). Ako isti kompresor radi s većim brojem okretaja od nominalnog, kraće vrijeme koje stoji na raspolaganju za dotok plina u cilindar, te veći otpori strujanja kroz ventile imaju za posljedicu smanjenje usisane količine plina, a time i stupnja dobave. Također se pri porastu broja okretaja iznad nominalnog za koji je kompresor projektiran, ventili zbog tromosti kasnije otvaraju i kasnije zatvaraju. Kasnije zatvaranje tlačnog ventila (iza GMT, na putu prema DMT) može uzrokovati povrat plina iz tlačnog kolektora u kome vlada tlak 2p u cilindar u kome je tlak već niži od 2p , a time i dodatno smanjenje stupnja dobave. Za svaki kompresor postoji optimalna brzina vrtnje n , za koju se dobiva najveća vrijednost stupnja dobave λ . Na slici 6.5. su prikazani indikatorski dijagrami dobiveni računalnom simulacijom za kompresor projektiran za nominalnu brzinu vrtnje 17,241 =n s-1 pri nominalnoj brzini vrtnje (tanja crta) i pri dvostruko većoj brzini vrtnje 33,482 =n s-1 (deblja crta). Sl. 6.5. Indikatorski dijagram za različite brzine vrtnje kompresora (n2> n1) 6.1.3. Izmjena topline između plina i stijenke cilindra Usisani plin miješa se u cilindru s plinom koji je zaostao u štetnom prostoru i grije se uslijed izmjene topline sa stijenkom cilindra koja je ugrijana za vrijeme kompresije. Pri gibanju stapa od GMT ka DMT dolazi do ekspanzije plina iz štetnog prostora, a nakon otvaranja usisnog ventila do usisa. Na putu od DMT ka GMT dolazi do kompresije, odnosno nakon otvaranja tlačnog ventila do istiskivanja plina. Kompresijom raste temperatura plina. Gibanjem stapa od DMT ka GMT, do točke II je temperatura plina u cilindru niža od temperature stijenke i toplina prelazi od stijenke cilindra na plin. Temperatura stijenke pada uslijed gubitka topline, a temperatura plina raste uslijed dovođenja topline i kao posljedica kompresije. Nakon točke II temperatura plina je viša od temperature cilindra, pa toplina počne prelaziti s plina na stijenku cilindra. Odvođenje topline od plina na stijenku cilindra traje tijekom istiskivanja, te na jednom dijelu puta stapa tijekom ekspanzije plina iz štetnog prostora. U točki I temperature stijenke i plina su jednake. Vidimo da je uslijed ove izmjene topline kod stvarnog kompresora kompresija politropska, s

p

V

p2

p1

n1

n2 n2> n1

TEHNIKA HLAĐENJA

97

promjenjivim eksponentom politrope n . Od 1 do II kompresija je s κ>n (dovođenje topline), dok je od II nadalje kompresija s κ<n (odvođenje topline). Sl. 6.6. Indikatorski dijagram s prikazom smjera toka topline pri promjenama stanja Sl. 6.7. Promjene stanja plina u T,s- dijagramu za kompresiju i ekspanziju prema sl. 6.6. Od 1-2 je kompresija usisanog plina od 1p do 2p . Na početku kompresije, od 1 do II toplina se plinu dovodi. To ima za posljedicu porast entropije. Pri ovoj je promjeni κ>n . Od II do 2 toplina se plinu odvodi. Entropija se smanjuje, κ<n . Zbog kompresije, temperatura plina i dalje raste. Rad potreban za kompresiju 1 kg plina od stanja 1 do stanja 2 predočen je površinom a-1-2-f-b-a u T,s- dijagramu. Od 3 do 4 je ekspanzija plina koji je zaostao u štetnom prostoru od 2p do 1p . Na početku ekspanzije temperatura ovog plina je 3T i vrijedi 23 TT < , jer je tijekom istiskivanja plinu odveden dio topline. Na početku ekspanzije, od 3 do I, toplina se plinu odvodi i entropija se smanjuje. Od I do 4 toplina se plinu dovodi, entropija mu raste, ali temperatura i dalje pada zbog ekspanzije. Rad potreban za ekspanziju 1 kg plina od stanja 3 do stanja 4 predočen je površinom d-4-3-e-c-d u T,s- dijagramu.

T

s

p2

p1

1

2 3

4 4'

II I

b c a d

f e

V

p

I

II

κ<n

κ>n

TEHNIKA HLAĐENJA

98

Ekspanzija se može odvijati i od stanja 3 do stanja 4'. To je slučaj za velike štetne prostore i male kompresijske omjere. Ekspanzija od stanja 3 do stanja 4. odnosi se na slučaj malih štetnih prostora i većih kompresijskih omjera. Rad kompresije odnosi se na 1 kg usisanog plina, a rad ekspanzije na 1 kg plina zaostalog u štetnom prostoru. (to znači da se rad kompresora ne može izračunati kao razlika ova dva rada). 6.1.4. Stupnjevi djelovanja Za vrijeme jednog stvarnog ciklusa izvrši se rad L koji se računa kao ∫−= VpL d .

Rad ili snaga koju troši neki stapni kompresor određuje se pomoću indikatorskog dijagrama. Indikatorski dijagram je u suštini p,V- dijagram pa će površina koja na njemu obuhvati lik ciklusa biti u nekom mjerilu stvarni rad stvarnog kompresora kod kojeg su obuhvaćeni svi dosad spomenuti utjecaji, odnosno odgovarati će vrijednosti integrala iz gornjeg izraza. Indikatorski se dijagram može dobiti mjerenjem tlaka i pomaka stapa na kompresoru. Omjer indiciranog rada i stapajnog volumena naziva se specifični indicirani (unutrašnji) rad [J/m3] ili srednji indicirani (unutrašnji) tlak [Pa].

∫ ∫ ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=−==

sssi V

VpVpVV

Lp dd1

Srednji indicirani tlak je onaj zamišljeni nepromjenjivi tlak koji bi, kad bi djelovao uzduž cijelog stapaja, trošio jednaki rad koji troši i stvarni kompresor promjera cilindra D i stapaja s . Na slici je prikazan indikatorski dijagram površine A i odgovarajuća jednaka površina čija širina u nekom mjerilu odgovara stapajnom volumenu, a visina srednjem indiciranom tlaku

ip . Iscrtkane površine na slici su jednake.

Indicirana se snaga (od stapa predana plinu) može računati po izrazu nspdP ii 4

2π=& za

jedan cilindar kompresora.

Sl. 6.8. Indikatorski dijagram i srednji indicirani tlak

p

V

pi

VS

TEHNIKA HLAĐENJA

99

Indicirani izentropski stupanj djelovanja: i

isiis P

P&

&=−η

isP& je snaga potrebna za izentropsku kompresiju.

iis−η pokazuje koliko je stvarni proces lošiji od idealnog (zbog viška rada za politropsku kompresiju, zbog otpora u usisnim i tlačnim ventilima, zbog zagrijavanja, propusnosti, nedovoljnog hlađenja kod višestepenih kompresora).

Mehanički stupanj djelovanja definiran je izrazom: e

im P

P&

&=η

gdje je eP& snaga na pogonskom vratilu kompresora.

mη obuhvaća gubitke trenja i ovisi o izvedbi, podmazivanju i održavanju.Kod višestepenih kompresora mη je to veći što je niži omjer tlakova u pojedinom stupnju. Dobre izvedbe 96,09,0 −=mη Višestepeni kompresori 93,088,0 −=mη Mali jednoradni kompresori 85,0=mη

Izentropski stupanj djelovanja: e

isis P

P&

&=η

Slijedi is

ise

PP

η

&& = , tj. stvarna (efektivna) je snaga veća od teoretske.

Izentropski stupanj djelovanja isη sadrži u sebi i mehanički stupanj djelovanja

e

is

e

i

i

ismiisis P

PPP

PP

&

&

&

&

&

&=== − ηηη

TEHNIKA HLAĐENJA

100

6.1.5. Odstupanje stvarnog rashladnog procesa od teoretskog Kod teoretskog smo procesa sve pojedinačne procese koji se odvijaju u rashladnom uređaju smatrali povrativima, dok oni to ustvari nisu. Pretpostavljena je bila izentropska kompresija

konsts = , tj. pretpostavili smo da nema izmjene topline između stijenki cilindra i pare. Nadalje, pretpostavili smo da u isparivaču i kondenzatoru, kao i u spojnim cjevovodima nema pada tlaka. Kod stvarnih se procesa isparivanje odvija u isparivaču uz promjenjivi tlak (uslijed pada tlaka pri strujanju), što uzrokuje i promjenjivu, sve nižu temperaturu isparivanja. Zbog toga kompresor u stvarnom rashladnom procesu siše paru radne tvari s nižeg tlaka nego što je to u teoretskom procesu. Komprimirana para utiskuje se u stvarni kondenzator pri većem tlaku nego u teoretskom procesu. Zbog pada tlaka pri strujanju kroz kondenzator, na izlazu iz kondenzatora biti će tlak niži od tlaka na ulazu.

Sl. 6.9. Odstupanje stvarnog rashladnog jednostepenog procesa od teoretskog Usisni i tlačni ventil otvaraju se automatski i to pri usisavanju zbog utjecaja podtlaka UVpΔ i pri istiskivanju pod utjecajem nadtlaka TVpΔ . Para izlazi iz isparivača kao suhozasićena, sa stanjem 1. Na putu od isparivača do kompresora pari se zbog dovođenja topline mijenja stanje od 1 do 2. Promjena stanja 2-3-4-M-5-6-7 odvija se pri prolazu pare kroz kompresor, od usisnog do tlačnog priključka. Promjena od stanja 2 do 3 je prigušivanje pri prolazu kroz usisni ventil, dok je promjena od 6 do 7 prigušivanje pare pri prolazu kroz tlačni ventil. Tu se u oba slučaja javlja porast entropije i mali pad temperature. Promjena od stanja 3 do 4 predstavlja dovođenje topline prilikom usisa. Stanje 4 je na kraju usisa i na početku kompresije. Od 4 do 5 odvija se kompresija uz izmjenu topline. Dok se proces kompresije 4-M-5 odvija uz pojačano odvođenje topline (npr. u kompresoru hlađenom vodom), proces 4-M'-5' odvijao bi se u slabije hlađenom kompresoru (npr. hlađenom zrakom).

T

s

T0, p0

T, p

p0-Δpe p0-Δpe- ΔpUV

p+Δpc p+Δpc+ ΔpTV

12

34

56

7

89

10

M

M'

5'6'

7'

p

p0

a cb d

e

f

g

TEHNIKA HLAĐENJA

101

Dok su stijenke cilindra toplije, odvija se prijelaz topline od stijenke na plin, entropija raste i temperatura plina raste. U M raste temperatura plina, ali nema izmjene između stijenke i pare. Od M do 5 toplina se od pare odvodi na stijenku, entropija se smanjuje,ali temperatura pare i dalje raste zbog kompresije. Promjena od 5 do 6 je hlađenje pare prije izlaska iz cilindra. Sa stanjem 7 para ulazi u kondenzator, a izlazi sa stanjem 8, pri tlaku nižem za cpΔ . Promjena od 8 do 9 je pothlađivanje kapljevine, pri čemu je pad tlaka zanemariv. Promjena od 9 do10 je prigušivanje u prigušnom ventilu od tlaka p na tlak 0p . Od 10 do 1 je promjena stanja pare prilikom isparivanja. Pritom tlak padne za epΔ . Iz dijagrama je vidljivo da se u usporedbi s teorijskim procesom specifični rashladni učinak smanjio (teoretski je specifični rashladni učinak predočen površinom b-c-e-10-b, dok je specifični rashladni učinak stvarnog procesa predočen površinom b-d-1-10-b). Potreban se rad povećao (rad teoretskog procesa predočen je površinom a-b-10-e-f-g-8-9-a, dok je rad stvarnog procesa predočen površinom a-b-10-1-2-3-4-5-6-7-8-9-a) 6.1.6. Kapacitet hlađenja kompresora – rashladni učinak 0Q

Sl. 6.10. T,s-dijagram jednostepenog parnog rashladnog procesa Specifični rashladni učinak 510 ′−= hhq [kJ/kg] Rashladni učinak 00 qMQ && = [kW]

Protok radne tvari 1

1 vV

VM ee

&&& == ρ [kg/s]

Stvarni volumenski protok radne tvari te VV λ= [m3/s]

Teoretska je dobava nzsdznVV st 4

2π== [m3/s]

T

s

T, p

T0, p0

p

p0

q0

T

T0

Tp

1

2

3'

5'

TEHNIKA HLAĐENJA

102

gdje je sdVs 4

2π= stapajni volumen, d promjer cilindra, s stapaj, z broj cilindara i n [s-1]

brzina vrtnje.

Tako je vnqzsdvq

nzsdqnzsdQ 0

2

1

02

01

2

0 444πλπλρπλ ===& [kW]

vq0 je volumetrijski rashladni učinak [kJ/m3]

Stupanj dobave λ ovisi o konstrukciji kompresora, omjeru tlakova (koji je funkcija temperatura isparivanja i kondenzacije), eksponentima politropske ekspanzije i kompresije, vrsti radne tvari

( )R,,,,,, 000

0 TTcnmppc λλλ =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

Specifični rashladni učinak je funkcija temperature isparivanja, temperature kondenzacije i temperature pothlađenog kondenzata, kao i vrste radne tvari

( )R,,, 000 TTTqq p= Gustoća 1ρ je funkcija tlaka isparivanja određene radne tvari ( )R,01 pρρ = .

Volumetrički rashladni učinak 101

00 ρq

vq

q v == [kJ/m3] mjerodavan je za radni volumen

kompresora. Ovisno o namjeni rashladnog uređaja mogu se definirati različiti normirani (etalonski) procesi, po kojima se mogu uspoređivati rashladni uređaji slične namjene. Jedan takav proces definiran je kod slijedećih temperatura:

30=ϑ oC 25=pϑ oC 150 −=ϑ oC

Rashladni učinak koji postiže rashladni uređaj sa određenim kompresorom kod tih temperatura naziva se nominalnim rashladnim učinkom kompresora

vnnn nqzsdQ 0

2

0 4πλ=& [kW]

Kod nekih je drugih temperatura 0,, TTT p , rashladni učinak vnqzsdQ 0

2

0 4πλ=& [kW]

Dijeljenjem prethodnih dviju jednadžbi dobiva se

TEHNIKA HLAĐENJA

103

vnn

v

vnn

v

n qq

nqzsd

nqzsd

QQ

0

0

0

2

0

2

0

0

4

4λλ

πλ

πλ==

&

&

Poznavanjem vrijednosti za nQ0

& koja se često daje u podacima za pojedini kompresor, može se odrediti njegov rashladni učinak kod nekih drugih temperatura

vnn

vn q

qQQ

0

000 λ

λ&& = [kW]

Kad se izračuna vq0 za različite radne tvari pri temperaturama 30=ϑ oC, 25=pϑ oC i 150 −=ϑ oC, dobivaju se slijedeće vrijednosti: Tab. 6.1. Volumetrijski rashladni učinci nekih radnih tvari Radna tvar 15−′′h [kJ/kg] 25h′ [kJ/kg] 0q [kJ/kg] 15−′′ρ [kg/m3] vq0 [kJ/m3]R 717 (NH3) 1444,0 317,7 1126,3 1,966 2214,31 R 744 (CO2) 436,6 274,9 161,7 60,64 9805,49 R 290 (C3H8) 557,6 265,6 292,0 6,506 1899,75 R 22 (CHF2Cl) 399,2 230,3 168,6 12,9 2178,81 R 134a (CH2FCF3) 389,6 234,5 155,1 8,287 1285,31

Odnos 428,431,221449,9805

3

2

0

0 ==vNH

vCO

qq

. Iz ovoga se vidi da je za postizavanje istog rashladnog

učinka, radni volumen kompresora koji radi s amonijakom 4,428 puta veći od radnog volumena kompresora koji radi s ugljičnim dioksidom. Za neke druge temperature, ovi se odnosi mijenjaju. 6.1.7. Višestupanjska kompresija Djelovanje stapnog kompresora prilagođuje se samo po sebi nametnutim vanjskim uvjetima rada. To znači da je kompresijski omjer 12 / ppx = u istom kompresoru promjenjiv i ovisan isključivo o tome kakav je tlak 1p u usisnom vodu ispred usisnog ventila, a kakav 2p iza tlačnog ventila. Kompresijski omjer je dakle veličina koja nije uvjetovana konstrukcijom ili veličinom stapnog kompresora, odnosno brzinom njegove vrtnje n . Porastom kompresijskog omjera 12 / ppx = , raste pri izentropskoj i politropskoj kompresiji konačna temperatura komprimiranog plina 2T . Ukoliko ova temperatura prekorači dozvoljenu temperaturu (ograničenje temperature je zbog opasnosti od promjene svojstava ulja za podmazivanje), treba primijeniti višestupanjsku kompresiju. Višestupanjski kompresori imaju hladnjak pare ili plina nakon svakog stupnja kompresije. Kod višestupanjske je kompresije konačna temperatura 2T znatno niža nego je to kod jednostepene.

TEHNIKA HLAĐENJA

104

Višestupanjska kompresija daje uštedu na radu, i što kompresor ima više stupnjeva, to je približenje izotermnoj kompresiji veće (pod uvjetom da se plin ili para ohlade na početnu temperaturu iza svakog stupnja). Povećanje kompresijskog omjera utječe na smanjenje stupnja dobave (utjecaj na 1λ i 3λ ). Kod višestupanjskih je kompresora stupanj dobave λ viši nego kod jednostupanjskih koji bi radili između istih tlakova. Za kompresiju plina od 1p do 3p primijenjena je dvostepena kompresija. Za odabir tlakova u pojedinim stupnjevima postavlja se kriterij maksimalne uštede na radu.

Ako je III LLL += , odnosno ⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

+⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=

−−

11

11

1

2

322

1

1

211

nn

nn

ppVP

nn

ppVP

nnL ,

uz 12211 RTVpVp ==

dolazi se do izraza za rad ⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=

−−

21

1

2

3

1

1

21

nn

nn

pp

ppRT

nnL

iz kojeg se vidi da za konstantne 1p i 3p vrijedi ( )2pLL = . Derivacijom ovog izraza po varijabli 2p i izjednačenjem s nulom dolazi se do zaključka da će

minimalni rad biti utrošen kad je 2

3

1

2

pp

pp

= .

U ovom će slučaju, usvoji li se da se eksponent politrope ne mijenja ( konstn = ), biti i rad u svakom stupnju jednak, a također će i povišenje temperature u svakom stupnju biti jednako. Minimalni je broj stupnjeva ograničen dozvoljenom temperaturom koja se ne smije prekoračiti. kako je već ranije rečeno, ta se temperatura kreće oko 1401352 −>ϑ oC.

Obično kada je 1080

−>=ppx , trebamo upotrijebiti dvostepenu kompresiju.

Višestupanjska kompresija utječe na povećanje stupnja dobave λ iz sljedećih razloga:

1. Uslijed manjih kompresijskih omjera 1

2

pp manji je aV u odnosu na slučaj jednostepene

kompresije, a time je veći s

as

VVV −

=1λ

2. Kod višestepene kompresije, uslijed manjih kompresijskih omjera cilindri su hladniji, pa je i zagrijavanje plina od toplog cilindra manje. Time je 3λ veći.

TEHNIKA HLAĐENJA

105

6.1.8. Razvodni sustavi stapnih kompresora 1. Slobodni razvod (ventili koji rade automatski) 2. Razvod s rasporima 6.1.8.1. Automatski ventili To su ventili koji se otvaraju automatski, već kod malih razlika tlakova. Postoje različite izvedbe ovakvih ventila. Izvedba ventila s koncentričnim rasporima sastoji se iz sjedišta ventila, pločice, opruga i odbojnika (graničnika).

Sl. 6.11. Presjek kroz ventil stapnog kompresora Sjedište ventila mora biti izrađeno iz kvalitetnog lijevanog željeza. Opterećeno je udarcima pločice, a kroz otvore na sjedištu ventila struje plinovi velikom brzinom. Kod viših tlakova sjedište se izrađuje i iz čelika. Ventilska pločica može biti izvedena iz jednog komada s odgovarajućim rasporima, ili iz više prstena. Često su izvedene kao opruge. Pločice moraju imati veliku otpornost na udar i čim je moguće manju masu. Debljina pločice ovisi o veličini ventila i tlaku, a kreće se od 0,8 do 4 mm. Pločice se izrađuju iz legiranih čelika. Opruge su potrebne za brzo i sigurno zatvaranje ventila. Ne smiju prouzročiti veliki otpor kod otvaranja. One također kod otvaranja sprečavaju udarac pločice na odbojnik. Rade se iz kvalitetnog čelika za opruge. Odbojnik služi za ograničenje podizaja pločice i za pridržavanje opruga. Često se koristi i za vođenje pločica. Izrađuje se iz lijevanog željeza ili čelika. Zahtjevi koji se postavljaju pred ventile:

• Masa pločice treba biti što manja, tako da sile uslijed ubrzanja kod otvaranja i zatvaranja ventila budu što manje i da udarac pločice na sjedište i odbojnik bude što manji.

• Presjeci za strujanje trebaju biti što veći, kako bi pad tlaka bio čim manji.

b1

dm1

b2

hmax h

dm2

usp sjedište

sjedište

pločica

opruge odbojnik

TEHNIKA HLAĐENJA

106

• Mala ugradbena mjera. • Velika pogonska sigurnost i trajnost.

Treba paziti i na izbor maziva, da ne bi došlo do zauljivanja ventila (sljepljivanje). Ventili se mogu smjestiti u glavi cilindra ili u samom cilindru. Ukoliko presjek jednog ventila nije dovoljan, može se uzeti više njih. Usisni i tlačni ventili obično su jednaki, kako bi broj rezervnih dijelova bio manji. Kod tlačnih je ventila vrijeme otvorenosti kraće, jer je i manji volumen plina koji kroz njih mora proteći. Ima izvedbi kod kojih su usisni i tlačni ventili ujedinjeni u jedno kućište radi boljeg iskorištenja prostora. Geometrijske karakteristike ventila Jednadžba kontinuiteta glasi

sisim uAAu =

4

2πdA = - površina stapa

mu - srednja stapna brzina

siA - površina otvora u sjedištu ventila - stvarni prolazni presjek za strujanje

siu - srednja brzina plina kroz sjedište ventila Odatle je:

si

msi u

AuA =

Za primjer prikazan na slici 6.10. vrijedi:

∑=+=′ bdbdbdA mmmsi πππ 2211 Obično je bbb == 21 , pa vrijedi

∑=′ msi dbA π Stvarni prolazni presjek za strujanje plina siA manji je od siA'

sisi AA ϕ=′ (faktor 1>ϕ )

ϕsi

siAA′

= - stvarni prolazni presjek za strujanje plina

U ovisnosti o tlaku i izvedbi ventila ϕ se kreće u granicama od 1,2 do 1,35 što znači da je za 20 do 35% umanjena površina zbog veza prstenastih otvora.

TEHNIKA HLAĐENJA

107

Za kružne prstenaste otvore bez učvršćenja sisi AA =′ , a inače je sisi AA >′ . Površina raspora rA za podignutu pločicu je:

( ) ( ) ( ) ( )[ ] ∑=++−+++−= mmmmmr dhhbdbdbdbdA πππππ 22211 pri čemu je bbb == 21

Odnos površina bh

dbdh

AAx

m

m

si

rv

ϕϕππ 22

===∑∑

Odatle slijedi podizaj pločice

ϕ2vbxh =

vx ovisi o tome da li je kompresor brzohodni ili sporohodni. Orijentacijske vrijednosti su slijedeće:

3,0=vx za brzohodne kompresore 7,0=vx za sporohodne kompresore

ogvsporohodngvbrzohodno xx < , pa je podizaj kod brzohodnih kompresora manji.

Sl. 6.12. Podizaj pločice h u ovisnosti o broju okretaja i tlaku.

spu - brzina strujanja kroz raspore. Brzine spu ne smiju biti prevelike. Na slijedećem su dijagramu prikazane maksimalne brzine spu , u ovisnosti o vrsti plina i tlaku.

6 5 4 3

2

1

0,6100 200 300 400500 1000 2000

n min-1

p = 1bar

25

1050

100200

5000.8

h [mm]

TEHNIKA HLAĐENJA

108

Sl 6.13. Maksimalne brzine spu , u ovisnosti o vrsti plina i tlaku 6.1.8.2. Razvod s rasporima Na tlačnoj je strani ventil, a umjesto usisnih ventila su raspori u cilindru. Ovakav se razvod primjenjuje uglavnom kod kompresora malih rashladnih uređaja, jer su gubici u odnosu na slobodan razvod veći.

Sl. 6.14. Razvod s rasporima

p

V

p1 2'

1

2

3

DMTGMT

TV

raspor

1 2 4 6 10 20 40 60 100 200400 6001000p bar

usp ms-1

010 20 30 40 506070 80 90

100 110 120

vodik

amonijak

freon (tlačni v.)

freon (usisni v.)

zrak

TEHNIKA HLAĐENJA

109

Kod kretanja stapa iz GMT prema DMTplin zaostao u štetnom prostoru ekspandira (promjena 1 –2). Tlak u cilindru padne dosta niže od tlaka na usisnom priključku. Dok se raspori ne oslobode, nema usisavanja. Nakon otvaranja raspora napuni se cilindar na tlak 1p (promjena 2 – 2’). Od 2 do 3 stap se kreće ka DMT, a od 3 do 2 stap se kreće od DMT ka GMT, ali usis još uvijek traje. U 2’ raspori se zatvore i kompresija može početi. Potreban je rad veći nego kod razvoda s automatskim ventilima. 6.1.9. Regulacija dobave stapnih kompresora Potrebna dobava kompresora nije uvijek jednaka dobavi za koju je kompresor odabran. Kod rashladnih kompresora je rashladno opterećenje promjenjivo i nije jednako rashladnom kapacitetu za koji je instalacija projektirana. Zbog toga je potrebna regulacija dobave kompresora. Kako je količina plina koju kompresor dobavlja u nekom vremenu t jednaka

nztVV sλ= , dobavu možemo mijenjati promjenom vremena rada kompresora t , promjenom brzine vrtnje n , promjenom broja radni cilindara z ako se radi o kompresoru s više cilindara i promjenom stupnja dobave λ . 6.1.9.1. Povremeni prekid pune dobave Povremeno uključivanje i isključivanje kompresora – Djeluje se na pogonski motor kompresora. Tlak u spremniku plina ili temperatura u hlađenoj prostoriji mijenjati će se tijekom vremena unutar zadanih granica. Učestalost promjena između gornje i donje dozvoljene vrijednosti tlaka ili temperature ovisi o potrošnji plina ili rashladnom učinku i o razlici gornje i donje granice temperature ili tlaka. Povremeno potpuno zatvaranje usisnog voda kompresora – Djeluje se na ventil koji zatvara usisni vod, dok kompresor nastavlja raditi u praznom hodu. Kod višestepenih je kompresora ovo potrebno napraviti samo na niskotlačnom stupnju. Zbog većeg podtlaka u cilindru može doći do usisavanja ulja. Indikatorski je dijagram prikazan na slijedećoj slici.

Sl. 6.15. p,V- dijagram za slučaj regulacije dobave zatvaranjem usisnog voda

p

V

puna dobava

prazni hod

TEHNIKA HLAĐENJA

110

Povremeno držanje usisnih ventila sa stalno podignutim pločicama – Djeluje se na usisni ventil, tako da se pločica drži podignutom pomoću hvatača ili podizača. Držanje usisnih ventila sa dignutim pločicama potrebno je provesti u svim stupnjevima i na svim cilindrima kompresora ako se želi ostvariti prekid pune dobave. Usisani se plin vraća u usisni vod, a p,V- dijagram izgleda kao na slici 6.13.

Sl. 6.16. p,V- dijagram za slučaj regulacije dobave podizanjem pločice usisnog ventila Kod prijelaza od praznog hoda na puno opterećenje, hvatač oslobodi pločicu i ventil se počne automatski zatvarati i otvarati. 6.1.9.2. Gruba promjena dobave Regulacija dobave promjenom broja okretaja promjenom broja polova elektromotora – Ova je regulacija moguća jer je dobava kompresora prema naprijed spomenutom izrazu proporcionalna broju okretaja n . Ta proporcionalnost nije direktna, jer se sa smanjenjem broja okretaja povećava stupanj dobave λ , odnosno stupanj dobave se smanjuje s povećanjem n . Danas se za pogon kompresora koriste najčešće asinhroni motori. Njihova je

brzina vrtnje određena izrazom pfn = [s-1], gdje je f frekvencija izmjenične struje, a p broj

pari magnetskih polova. Kad se govori o gruboj promjeni dobave, misli se na mogućnost promjene broja magnetnih polova asinhronog motora prekopčavanjem broja pari polova motora s više pari polova. Time je moguća samo gruba regulacija dobave u skokovima mogućih brzina vrtnje. U novije vrijeme učestalo se koriste regulatori frekvencije napajanja, koji mogu osigurati kontinuiranu promjenu broja okretaja kompresora. Regulacija promjenom veličine štetnog prostora – ovom se regulacijom utječe na stupanj dobave λ . Kod višestepenih se kompresora mora sprovesti u svim stupnjevima, kako bi kompresijski omjer u svim stupnjevima ostao isti. Kod grube regulacije dobave otvaranjem ventila štetnom se prostoru dodaje jedan ili više nepromjenjivih prostora 0VΔ . Dodavanjem štetnog prostora pomiče se ordinata u indikatorskom dijagramu lijevo, mijenjajući tako tok linija ekspanzije i kompresije. Na p,V- dijagramu prikazan je slučaj kad su kompresoru dodana dva štetna prostora, bV0Δ i cV0Δ . Potrebna veličina ukupnog štetnog prostora koja bi

p

V

puna dobava

podignuta pločica

TEHNIKA HLAĐENJA

111

osigurala da kompresor bude potpuno rasterećen dobiva se izjednačavanjem izraza za 1λ s

nulom, tj. 011

1

1

20 =⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

n

s pp

VV iz čega slijedi

1

1

1

2

0

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

n

s

pp

VV

Sl. 6.17. Skica izvedbe i p,V- dijagram za slučaj regulacije dobave promjenom veličine štetnog prostora a – štetni prostor 0V ; b– štetni prostor 0V + dodatni štetni prostor bV0Δ ; c–

štetni prostor 0V + dodatni štetni prostor bV0Δ + dodatni štetni prostor cV0Δ Danas se zbog složene i skupe izvedbe ova regulacija rijetko koristi, osobito za višecilindrične kompresore. Regulacija isključivanjem pojedinih cilindara – ako kompresor ima više paralelno povezanih cilindara, može se dobava smanjiti djelomičnim isključivanjem. Kod višestepenih kompresora potrebno je ovu regulaciju provesti u svim stupnjevima. Ako je npr. dvostepeni kompresor s 3 cilindra u prvom i 1 cilindrom u drugom stupnju, tada regulaciju drugog stupnja treba provesti na drugi način. Ako je npr. 8 cilindrični, 6 cilindara u prvom i dva u drugom stupnju, pri smanjenju dobave na pola isključili bi tri cilindra u prvom i jedan u drugom stupnju. 6.1.9.3 Kontinuirana regulacija dobave Ova je regulacija najbolja, ali je obično najskuplja. Regulacija dobave promjenom broja okretaja promjenom frekvencije napajanja –mijenja se frekvencija napajanja pomoću posebnih regulatora. Treba paziti na osiguranje potrebnog zakretnog momenta elektromotora za pogon kompresora kod različitih brojeva okretaja i na pomazivanje kod nižih brojeva okretaja.

V0

ΔV0b

ΔV0c

V1

V2

p

V

a

a

b

b

c

c

Vs

a b c

TEHNIKA HLAĐENJA

112

Regulacija s usisnim ventilom upravljanim izvana – usisni se ventil drži otvoren na jednom dijelu puta stapa prilikom kompresije, tako da se jedan dio usisanog plina odmah istiskuje natrag u usisni vod. Ova se regulacija mora kod višestepenih kompresora provesti u svim stupnjevima. Ostvaruje se pomoću mehaničkog polužja, upravljanog hidraulički, pneumatski ili elektromagnetski. Sl. 6.18. p,V- dijagram za slučaj regulacije dobave izvana upravljanim usisnim ventilom a – puno opterećenje; od a do b – istiskivanje plina (ventil podignut), u b počinje kompresija Još manja dobava je kad je od a do c istiskivanje plina i tek u c počne kompresija. Vremenski promjenjiv dodatni štetni prostor – Ako se predvidi dodatni štetni prostor koji ima podesivi stap (djelovanjem sila opruga i tlakova, ili upravljano izvana servomotorom) može se omogućiti kontinuirana promjena veličine dodatnog štetnog prostora. Jedan primjer dan je na slici 6.16. Kod pune dobave ventil b je zatvoren (dodatni je prostor isključen). Sila u opruzi je 0=F . Proces u dijagramu predočen je površinom 1-2-3-4. Promjene su slijedeće: 1-2 ekspanzija plina iz štetnog prostora; 2-3 usis; 3-4 kompresija; 4-1 istiskivanje. Što je podešena sila u opruzi veća, to će dobava biti manja. Sila u opruzi je u ravnoteži sa silom kojom mali stap d djeluje na oprugu. zs pAF = gdje je pA površina stapa d, a zp tlak u cilindru. Ventil b se zatvara kad je tlak u cilindru veći od zp i otvara kad je tlak u cilindru manji od zp . U točki 6 se otvara ventil b, pa se ekspanzija nastavlja po liniji 6-2'. Kompresija teče od 3 do 5, a u točki 5 se ventil b zatvara, štetni prostor je manji i kompresija teče po strmijoj liniji od 5 do 4'. Novi je proces 1-6-2'-3-5-4'-1. Promjene su slijedeće: 1-6 ventil b je zatvoren; 6-2' ventil b je otvoren; Za vrijeme usisa od 2' do 3 ventil b je otvoren, kao i za vrijeme kompresije od 3 do 5; od 5 do 4' ventil b je zatvoren. Vidi se da je od 3 do 5 linija kompresije položitija nego što bi bila da je ventil b zatvoren. Od 5 do 4' linija kompresije je strmija jer je štetni prostor isključen.

p p

V

a b c

TEHNIKA HLAĐENJA

113

Ako je dodatni štetni prostor a dovoljno velik, može se provesti kontinuirana regulacija od 0 do 100% opterećenja. Promjena sile opruge e može se izvršiti ručnim kolom ili pomoću servomotora.

Sl. 6.19. Regulacija dobave s vremenski promjenjivim dodatnim štetnim prostorom

p1

p2

pz

pz1

pz2

1

2' 3

4

c d

5

4'

6

2

x y

Vmin Vz

Vs V0 V0d

Vs – Va

a

bce

d

TEHNIKA HLAĐENJA

114

6.2. ROTORNI KOMPRESORI (KOMPRESORI S ROTIRAJUĆIM STAPOVIMA) Rotorni kompresori (koristi se i izraz kompresori s rotirajućim stapovima) spadaju u kompresore koji rade na volumetrijskom principu rada, dakle svojim aktivnim potisnim elementima prisiljavaju plin da zauzme manji prostor. Dok se u stapnim kompresorima promjena volumena plina ostvaruje pomakom stapa u cilindru, kod rotornih se kompresora to ostvaruje promjenom relativnog zakretanja stapa u odnosu na cilindar. Može se dakle reći da «stap» rotira s obzirom na os cilindra. Rotorni se kompresori izgrađuju s jednim ili dva rotora. Svim je rotornim kompresorima zajedničko to da sadrže samo rotirajuće pokretne mase, pa se mogu statički i dinamički izvanredno dobro uravnotežiti. Zbog toga se mogu odabrati visoke brzine vrtnje 50025−=n s-1. Time rotorni kompresori mogu biti malih dimenzija i velikih dobava, uz mogućnost postizanja niskih (puhaljke) i srednjih (lamelni i vijčani kompresori) kompresijskih omjera. 6.2.1. Kompresori s jednim rotorom grade se kao lamelni kompresori i kompresori s ekscentričnim rotorom. Rotor ili lamele kod ovih kompresora kližu po unutrašnjem obodu cilindra, pa treba biti osigurano dobro podmazivanje. Zbog toga komprimirani plin sadrži određene količine mazivog ulja. 6.2.1.1. Lamelni kompresori Lamelni kompresori svladavaju kompresijske omjere 45,2 −=x , a uz dvostepenu kompresiju i 87 −=x . Najviše se primjenjuju kao «booster» kompresori u rashladnim uređajima industrijskog tipa, većih rashladnih učinaka, za rad u stupnju niskog tlaka, gdje kompresijski omjeri nisu veliki i gdje nema velikih zahtjeva za regulaciju rashladnog učinka.

Sl. 6.20. Lamelni kompresor - geometrija Lamelni kompresori imaju valjkasti rotor okruglog presjeka s utorima po obodu u koje su uložene slobodne lamele. Broj lamela se odabire od 62−=m (manji kompresori), pa do

16>m (za velike rashladne učinke). Okretanjem rotora centrifugalna sila djeluje na slobodne

fmax

a b c

kϕ

1 2

d

p2,T2 e f p1,T1

p1

a b

e

r

R

ϕ 2/β 2/β

2/β 2/β

ϕf

maxf

TEHNIKA HLAĐENJA

115

lamele koje se izvlače iz rotora i svojim slobodnim izvodnicama naliježu na unutrašnju površinu cilindra po kojem kližu. Plin se komprimira promjenom veličine prostora između dvije lamele. Kada lamela 1 prijeđe preko ruba a na cilindru, plin usisnog tlaka 1p i temperature 1T zatvoren je između dvije lamele i cilindra. Prostor lfV maxmax = ( l je duljina rotora) je geometrijski najveći mogući prostor, pa se on smatra usisanim volumenom. Kada lamela 2 prijeđe preko ruba d na cilindru otvara se spoj s tlačnim vodom, a lamela 1 potiskuje pred sobom komprimirani plin u tlačni vod. U lamelnim je kompresorima kompresijski omjer 12 ppx = ovisan o geometrijskim odnosima konstrukcije (ekscentričnosti rotora e , promjerima rotora r2 i cilindra R2 ) i ne mijenja se bez obzira na uvjete koji vladaju u usisnom i tlačnom vodu kompresora. Kod rashladnih uređaja tlak 2p može biti veći, manji ili jednak tlaku p koji vlada u tlačnom priključku cjevovodu prema kondenzatoru (a koji ovisi o uvjetima hlađenja kondenzatora njegovom toplinskom opterećenju). za slučaj da je pp ≠2 javljaju se energetski gubici uslijed viška rada kompresije. Usisni i tlačni ventili nisu potrebni, ali se na tlačni priključak treba ugraditi nepovratni ventil, da ne bi došlo povratnog strujanja pare kroz kompresor kada on nije u radu. Površina presjeka komore između dvije lamele, rotora i kućišta može se izračunati iz geometrijskih odnosa konstrukcije i iznosi (uz približenje ββ ≅sin koje vrijedi za dovoljno mali kut β odnosno dovoljno velik broj lamela m ):

[ ]ϕεϕπϕ

2sincos12−+=

meRfk , gdje je

Re

=ε ,dok maksimalna površina za 0=ϕ iznosi

meRf π4

max = .

Za vrijeme zakretanja rotora za kut ϕ izvrši se u komorici između dviju lamela politropsko

komprimiranje, pa vrijedi nnn VpVpVp 22max1 == ϕϕ , ili nn

ff

VV

pp

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ϕϕ

ϕ maxmax

1

.

Uvrštenjem izraza za maxf i ϕkf u gornji izraz dobiva se n

pp

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+

=ϕεϕ

ϕ2

1 sincos12 . Iz ovog se izraza može odrediti položaj brida d za postizavanje

odgovarajućeg kompresijskog omjera x . Dobava lamelnih kompresora iznosi nlmfVs max=& [m3/s], gdje je m broj lamela, l duljina

rotora, n brzina vrtnje u [s-1], a m

eRf π4max = . Uvrštenjem izraza za maxf u izraz za sV

dobiva se nelRVs π4=& [m3/s]. Volumetrijski gubici u stvarnom lamelnom kompresoru uzrokovani su prestrujavanjem plina iz tlačnog u usisni prostor kroz radijalnu zračnost između rotora i cilindra na putu e-f-g, zagrijavanjem plina u usisnom prostoru na zagrijanom rotoru i lamelama, prigušivanjem plina pri usisavanju, što nastaje približavanjem lamele 1 bridu a, te općenito propuštanjem plina iz prostora višeg u prostor nižeg tlaka, npr. kroz bočne zračnosti između stapa, lamela i cilindra.

TEHNIKA HLAĐENJA

116

Stvarna je dobava nleRVV se πλλ 4== && [m3/s].

Podaci o stupnju dobave ne mogu se lako izračunati analitički i obično se dobivaju iz rezultata mjerenja. Tako dobivena ovisnost stupnja dobave o veličini stroja i kompresijskom omjeru prikazana je na sljedećoj slici.

Sl. 6.21. Ovisnost stupnja dobave o veličini lamelnog kompresora i kompresijskom omjeru 6.2.1.2. Kompresori s ekscentričnim rotorom Kompresori s ekscentričnim rotorom postižu manje kompresijske omjere 25,1 −=x . Koriste se u maloj mjeri kao mali kompresori za hladnjake u domaćinstvima (u hermetičkoj varijanti) i vrlo rijetko za industrijske rashladne uređaje kao «booster» kompresori. Rotor je uklinjen na osovini ekscentrično za udaljenost e od centralne osi cilindra (koja se

naziva ekscentričnost) i ona je razlika radijusa cilindra i rotora, tj. rRe −= . Odnos Re

=ε je

važna karakteristična veličina kompresora s ekscentričnim rotorom. Kompresor s ekscentričnim rotorom sadrži osim rotora i cilindra i jednu lamelu koja kliže u utoru kućišta (sl. 6.22 a), a svojom je jednom izvodnicom uvijek pritisnuta na obod rotora djelovanjem opruge na suprotnoj izvodnici. Lamela dijeli usisni prostor lFV ϕϕ = od kompresijskog prostora lFV kk ϕϕ = ( l je duljina rotora). Izvodnica rotora B kliže po obodu cilindra (ili se rotor odvaljuje po obodu cilindra tako da je kretanje izvodnice B koja tada nije uvijek na istom mjestu rotora jednako kao i u slučaju da rotor kliže po obodu cilindra). Izvodnica B tvori drugo mjesto razdvajanja usisnog i tlačnog prostora ϕV i ϕkV . Zakretanjem rotora, tj. povećanjem kuta ϕ raste usisni volumen ϕV , a istodobno smanjenjem kuta ϕπ −2 smanjuje se prostor ϕkV i u njemu se komprimira plin usisan tijekom prethodnog okretaja. Kada tlak ϕp u prostoru ϕkV naraste do tlaka 2p koji vlada u tlačnom vodu, otvara se automatski ventil C i plin se daljnjim zakretanjem rotora istiskuje u tlačni vod. Za površine

Mali strojevi

Veliki strojevi

1 2 3 4 5

x

λ

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

TEHNIKA HLAĐENJA

117

ϕF i ϕkF vrijedi konstFF k =+ ϕϕ , a ovisne su pojedinačno o kutu zakreta rotora ϕ . Stoga je

kompresijski omjer x funkcija kuta ϕ i geometrijskog odnosa Re

=ε .

Sl. 6.22. Kompresor s ekscentričnim rotorom Mogu se izvesti izrazi za ϕF i ϕkF koji glase:

( ) ( )⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −+−−

= ϕϕϕϕεε

ϕ 2sin241sin12eF

( ) ( )⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +−++−−

= ϕϕπϕϕπεε

ϕ 2sin2441sin212eFk

Usisani volumen plina (usisavanje traje tijekom punog okretaja rotora πϕ 2= ) proporcionalan je površini π2F koja se računa kao:

( ) πε

ππ ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=−= 122

21 222

2 erRF

Da bi izvodnica rotora B pokrila rub usisnog kanala a potrebno je da se rotor zakrene još za kut 0ϕ i time se usisani plin konačno zatvori u kompresijski prostor lFV kk 00 ϕϕ = . Na putu rotora od 0=ϕ do 0ϕϕ = već usisani plin dijelom se vraća u usisni vod, a njegov je volumen

lFV 00 ϕϕ = , pa je stvarno usisani volumen na početku komprimiranja 020 ϕπϕ VVVk −= ,

odnosno 020 ϕπϕ FFFk −= .

b) a)

C

ϕ

B

ϕFA

R

r e

β

ϕkF

iϕ 0ϕ

a

e

0Fϕ B

r

R

0ϕkF

TEHNIKA HLAĐENJA

118

( ) ( )⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +−++−−

= 00002

0 2sin2441sin21 ϕϕπϕϕπ

εε

ϕ eFk

Kompresijski je omjern

k

k

n

k

k

FF

VV

pp

pp

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛==

0010 ϕ

ϕ

ϕ

ϕϕ

ϕ

ϕ .

Dobava kompresora s ekscentričnim rotorom računa se uz brzinu vrtnje n kao

nlFV kk 00 ϕϕ =& [m3/s] Stupanj dobave je po veličini jednak stupnju dobave malih lamelnih kompresora s prethodne slike ili nešto manji.

nlFVV kke 00 ϕϕ λλ == && [m3/s]. 6.2.1.3. Vijčani kompresori s jednim vijkom Ovaj se kompresor sastoji od jednog cilindričnog glavnog rotora koji radi spregnut s dva zaporna rotora koji su oblika diska. Glavni i zaporni rotori mogu biti konstruirani s različitim oblicima i geometrijom zahvata. Na slici 6.23 prikazan je oblik najčešće upotrebljavan u tehnici hlađenja.

Slika 6.23. Vijčani kompresor s jednim rotorom

brtva na tlačnoj strani brtva na tlačnoj strani

glavni rotor

ležaj

zaporni rotor

ležaj

TEHNIKA HLAĐENJA

119

Glavni rotor ima zavojne utore a na obodu je cilindričnog oblika. Dva identična zaporna rotora oblika diska sa zubima postavljena su na suprotni stranama glavnog rotora. Koćište glavnog rotora ima dva utora, tako da je omogućen prolaz za zube zapornih rotora. Pogon kompresora je preko vratila glavnog rotora koji pokreće zaporne rotore. Geometrija ovog kompresora je takva da se energija prenosi direktno s glavnog rotora na plin. Osim manjih gubitaka trenja snaga se ne prenosi na zaporne rotore (odatle naziv jednorotorni). Proces kompresije može se promatrati kroz tri odvojene faze (slika 6.24).

Slika 6.24. Faze procesa kompresije u vijčanom kompresoru s jednim rotorom Usisavanje – tijekom rotacije glavnog rotora utor koji je otvoren prema usisnoj komori postepeno se puni plinom. Zub zapornog rotora u zahvatu s utorom na glavnom rotoru djeluje kao stap pri usisu. Kompresija – Okretanjem glavnog rotora utor zahvaća zub zapornog rotora A (označen zvjezdicom) i istovremeno biva pokriven cilindričnim kućištem glavnog rotora. Plin je zatvoren u prostoru kojeg formiraju tri strane utora na glavnom rotoru, kućište i zub zapornog rotora. Nastavkom rotacije, volumen unutar utora se smanjuje i plin se komprimira. Istiskivanje – na mjestu određenom geometrijskim oblikom kompresora, gdje završava rub utora i počinje tlačni otvor završava se kompresija i plin se istiskuje u tlačni vod, dok se volumen utora smanjuje do minimuma.

usisavanje kompresija istiskivanje

zaporni rotor glavni

rotor

zaporni rotor

kućište

usisani plin

tlačni priključak

TEHNIKA HLAĐENJA

120

6.2.1.4. Kompresori sa spiralama (scroll) Izvedba je iz dvije identične spirale umetnute jedna u drugu, jedne stacionarne i druge koja rotira i ekscentrično je postavljena na vratilu u odnosu na stacionarnu i koja rotira.

Sl. 6.25. Kompresor sa spiralama - dijelovi Tijekom rotacije odvija se proces usisavanja, kompresije i istiskivanja, a skoro se može zanemariti utjecaj ekspanzije iz štetnog prostora koji je mali. Sva se tri procesa: usis, kompresija i istiskivanje odvijaju istovremeno u jednom okretaju vratila sa spiralom.

Sl. 6.26. Kompresor sa spiralama - presjek s prikazanim položajem zavojnica za različite kutove vratila

Konstrukcija kompresora je jednostavna, a na sljedećoj je slici prikazan presjek kroz jedan takav kompresor.

izlazni otvor

stacionarna zavojnica

rotirajuća zavojnica

izlaz pare

ulaz pare

ulaz pare

rotirajuća zavojnica

ležaj zavojnice

ekscentricitet

pogonsko vratilo

fiksna zavojnica

orbitalna zavojnica

usis

tlačni priključak

usis

TEHNIKA HLAĐENJA

121

Sl. 6.27. Kompresor sa spiralama - sklop 6.2.2. Kompresori s dva rotora 6.2.2.1. Vijčani kompresori s dva vijka Rotori vijčanog kompresora s dva rotora imaju različite (komplementarne) profile presjeka. Dok je na slici 6.28. rotor s 2 zuba i 2 žlijeba, uobičajene su izvedbe s 4 zuba i 6 žlijebova prikazane na slici 6.29. (postoje i izvedbe s 3 zuba i 4 žlijeba, kao i sa 6 zuba i 8 žlijebova).

Sl. 6.28. Rotori vijčanog kompresora s2 zuba i 2 žlijeba - pogled

nepovratni ventil

stacionarna spirala

rotirajuća spirala

odrivni ležaj

ležaj vratila

vratilo

motor

uljna pumpa kućište

usisni priključak

tlačni priključak

TEHNIKA HLAĐENJA

122

Sl. 6.29. Rotori vijčanog kompresora s 4 zuba i 6 žlijebova - poprečni presjek

Za primjer na slici 6.29. brzine vrtnje rotora A i B moraju se odnositi kao 46

1

2 =nn , što se

postiže zupčanim prijenosom. Vijčani kompresori mogu u jednom stupnju raditi do kompresijskog omjera 3=x , a uz dvokratno komprimiranje i do 9=x . Moguće su izvedbe sa zupčanicima na vratilima rotora kod kojih se rotori međusobno ne dodiruju, ali i izvedbe kod kojih se rotori odvaljuju jedan od drugog, pa je potrebno unutrašnje podmazivanje kliznih površina. Kako kod takve izvedbe treba u izdašnim količinama uštrcavati ulje između rotora radi hlađenja stroja i plina, to ulje ispunjava raspore između rotora i kućišta, pa je u jednom stupnju komprimiranja moguće postići kompresijske omjere do 98−=x . Dobava ovih kompresora kreće se od oko 0,1 do 4 m3/s, a brzina vrtnje od 25 [s-1] pa do 500 [s-1]. Za visoke brzine vrtnje potrebni su zupčani prijenosi. S asinhronim motorom postižu se brzine vrtnje do 50 [s-1] (dvopolni asinhroni motori). Odlike vijčanih kompresora su:

• nemaju ventile i njima uzrokovane volumetričke i energetske gubitke, • nema potrebe za podmazivanjem • male dimenzije obzirom na postignutu dobavu, • rotirajuće simetrične pokretne mase pa je jednostavno uravnoteženje, • neprekinuta dobava neovisna o kompresijskom omjeru koji je neovisan o brzini vrtnje

i gustoći plina • nisu osjetljivi na hidraulički udar kao stapni kompresori.

Nedostaci:

• Skupa obrada rotora složenog oblika • ograničen i nepromjenjiv kompresijski omjer • trošenje sinhronizacijskih zupčanika • teškoće oko hlađenja stroja bez unutrašnjeg podmazivanja

TEHNIKA HLAĐENJA

123

Rashladni vijčani kompresori rade s ubrizgavanjem ulja u radni prostor. Ubrizgavanje se vrši obično kroz otvore u zasunu za regulaciju dobave. Cirkulacija i tlačenje ulja vrši se radom uljne pumpe, koja također tlači ulje u ležajeve i brtvenice kompresora. U tlačni cjevovod radne tvari treba biti ugrađen odvajač ulja.

Slika 6.30. Pogled na djelomično otvoreni vijčani kompresor u poluhermetičkoj izvedbi 6.2.2.2. Regulacija dobave rashladnih vijčanih kompresora Dobava se može regulirati bezstepeno u širokim granicama od 10 do 100% pune dobave. Jedan od načina da se to ostvari je pomoću zasuna koji je ugrađen između dva rotora na strani usisnog prostora kućišta. Aksijalnim pomicanjem zasuna otvara se veza između usisnog prostora i kanala koji su zasunom dotad bili zatvoreni. Tako je omogućeno da se dio komprimirane pare vraća natrag u usisni vod, sve dok zahvat rotora ne prijeđe rub zasuna. Pomicanjem zasuna utječe se na konstrukcijski predviđen kompresijski omjer, što ima za posljedicu povećanje energetskih gubitaka pri smanjenoj dobavi.

Slika 6.31. Usisni i tlačni otvori vijčanog kompresora

zasun za regulacijudobave

tlačni priključak tlačni priključak

usisni priključak

usisni priključak

rotori

TEHNIKA HLAĐENJA

124

Slika 6.32. Regulacija dobave vijčanog kompresora 6.2.3. Indikatorski dijagram i promjenjivi protutlak Svim je rotornim kompresorima s unutrašnjim komprimiranjem plina koji nemaju automatski ventil na ulazu u tlačni vod (lamelni, vijčani, scroll) zajednička osobina (koja je već ranije spomenuta) ta da rade s nepromjenjivim kompresijskim omjerom. Kako je već rečeno, tlak p koji vlada u tlačnom priključku i u cjevovodu prema kondenzatoru ovisi o uvjetima hlađenja kondenzatora i njegovom toplinskom opterećenju. Konačni tlak kompresije mijenja se ovisno o početnom tlaku 1p , jer je 12 xpp = . Tlak 2p može biti veći, manji ili jednak tlaku p .Za slučaj da je protutlak u tlačnom vodu niži od tlaka 2p , tj. app >2 komprimiranje će se odvijati od 1p do 2p a zatim će uslijediti prigušivanje i istiskivanje pare u tlačni vod u kojem vlada niži tlak ap . Ukoliko je protutlak u tlačnom vodu viši od 2p , tj. bpp <2 komprimiranje će se odvijati do tlaka 2p za koji je kompresor građen, kada će, otvaranjem izlaznog kanala para višeg tlaka bp iz tlačnog voda ulazeći natrag u kompresijski prostor dovršiti komprimiranje na «vanjski» način od 2b do 4. U oba slučaja javljaju se energetski gubici uslijed viška rada kompresije koji je prikazan površinom 2-2a-3-2 za slučaj app >2 i 2-2b-4-2 za slučaj bpp <2 . Višak rada je to veći što je veća razlika konačnog tlaka kompresije i protutlaka u tlačnom vodu. Navedene pojave uzrokuju i pulzacije tlaka na izlazu iz kompresora koje treba izbjegavati. (Napomena: zanemaren je štetni prostor – vidljivo iz dijagrama)

zasun za regulaciju dobave

kompresija usis

istiskivanje

usis kompresija kompresija

usis

istiskivanje istiskivanje

uređaj za pomicanje zasuna

povratpare na usis

pomak zasuna pomak zasuna

POLOŽAJ ZASUNA PRI PUNOJ DOBAVI

POLOŽAJ ZASUNA PRIPARCIJALNOJ DOBAVI

POLOŽAJ ZASUNA PRIMINIMALNOJ DOBAVI

radni rotor razvodni rotor

povrat pare na usis

TEHNIKA HLAĐENJA

125

Sl. 6.33. Indikatorski dijagram i promjenjivi protutlak

V

p

p1

p2

pa

pb

1

2

3

4

2a

2b

TEHNIKA HLAĐENJA

126

6.3. TURBOKOMPRESORI Turbokompresori spadaju u strojeve na strujanje. Osnovni sklop turbokompresora čini kolo rotora koje se razmjerno velikom brzinom vrti na vratilu na koje je nasađen i pripadni stator koji miruje. Energetsko stanje pare radne tvari mijenja se tako što se pri strujanju pare u kanalima između lopatica rotora povećava njena kinetička energija uslijed djelovanja centrifugalne sile i potencijalna energija (energija tlaka). Ulaskom pare iz rotora u difuzor koji čine lopatice statora, kinetička se energija pare pretvara u potencijalnu, te tlak poraste na konačnu vrijednost 2p . Plin ili para struje u kolo rotora paralelno s osi stroja nekom brzinom 0c . Skrene li kolo struju plina ili pare tako da na izlazu ima okomit smjer obzirom na vratilo rotora govori se o radijalnom turbokompresoru. Ukoliko nakon napuštanja kola rotora struja zadržava smjer paralelno s osi stroja onda se govori o aksijalnom turbokompresoru.

Slika 6.34. Stupanj radijalnog turbokompresora

Slika 6.35. Stupanj aksijalnog turbokompresora

TEHNIKA HLAĐENJA

127

6.3.1. Osnovne jednadžbe kod proračuna turbokompresora Za razumijevanje načela djelovanja strojeva na strujanje kao osnova služe tri osnovna stavka hidromehanike: Bernoullijeva jednadžba, jednadžba kontinuiteta i impulsni stavak. Bernoullijeva jednadžba za kompresibilno strujanje bez gubitaka glasi

konstd2

2

1

2

=++ ∫ ghPvc p

p

gdje je c postignuta brzina struje, 1p totalni tlak na početku a 2p statički tlak na kraju promatranja, g ubrzanje sile teže i h geodetska razlika u visini. Pri promatranju strujanja kroz turbokompresor član gh se može zanemariti. Jednadžba kontinuiteta glasi

konst=== ρρ AcVM && Impulsni stavak kazuje da je potrebni zakretni moment za održavanje rotacije kola turbokompresora jednak razlici momenta impulsa (veličine gibanja). Pri računanju impulsa treba uzeti samo obodne komponente ulazne i izlazne brzine uc1 i uc2 , jer se samo one odupiru zakretanju kola.

Slika 6.36. Trokuti brzina za radijalni (lijevo) i aksijalni desno) turbokompresor Moment impulsa protočne mase M& na ulazu u kolo rotora i na izlazu iz njega iznosi

111 rcMI uM&= i 222 rcMI uM

&= , pa je potrebni zakretni moment kola

( )112212 rcrcMIII uuMMM −=−= & . Uvrštenjem izraza za kutnu brzinu 2

2

1

1

ru

ru

==ω u

prethodnu jednadžbu dobiva se nakon sređivanja izraz za snagu potrebnu za pogon turbokompresora: ( )uuM cucuMIP 1122 −== &ω

TEHNIKA HLAĐENJA

128

6.3.2. Glavne jednadžbe strojeva na strujanje Idealno kolo Da bi se savladala gravitacijska sila za podizanje mase od M& [kg/s] na visinu H potrebno je utrošiti snagu ωMIP = , pa vrijedi gHMI M

&=ω iz čega slijedi

gMIH M&ω

= .

Ako se gornji izraz primijeni na kolo turbokompresora, onda se uz korištenje izraza ( )uuM cucuMI 1122 −= &ω može pisati

( )uuteor cucug

H 11221

−=∞ (a1)

ili uz 01 =uc , tj. za 901 =α o za radijalni ulaz u kolo

uteor cug

H 221

=∞ (a2)

Za aksijalno prostrujavana kola, gdje za jednu strujnicu vrijedi 21 uuu == a

uuuu wwcc 2112 −=− , proizlazi

( )uuteor wwug

H 211

−=∞ (b)

Jednadžbe (a1), (a2) i (b) čine tzv. I glavnu jednadžbu strojeva na strujanje. Iz trokuta brzina na slici 6.36. lijevo (radijalni turbokompresor) pomoću kosinusovog poučka proizlazi

( )21

21

2111111 2

1cos wuccucu u −+== α i ( )22

22

2222222 2

1cos wuccucu u −+== α

kad se to uvrsti u jednadžbe (a) i (b) dobiva se tzv. II glavna jednadžba strojeva na strujanje

( ) ( ) ( )[ ]22

21

21

22

21

222

1 wwuuccg

Hteor −+−+−=∞ ,

Za aksijalni kompresor (slika 6.36. desno), uz 21 uuu == vrijedi

( ) ( )[ ]22

21

21

222

1 wwccg

Hteor −+−=∞

TEHNIKA HLAĐENJA

129

Stvarno kolo Za idealno kolo turbokompresora pretpostavljeno je strujanje bez trenja s paralelnim strujnicama, te da se sva privedena energija kolu iskoristi za komprimiranje plina. Stvarno kolo ima konačni broj lopatica i strujnice u njegovim kanalima nisu paralelne. Strujanje plina kroz kanale rotora i statora odvija se uz pojavu unutrašnjeg trenja pa je raspoloživa energija za komprimiranje plina time umanjena. Konačno, plinska struja napušta stvarni stator s nekom izlaznom brzinom 3c , što uzrokuje izlazni gubitak. Utjecaji konačnog broja lopatica, unutrašnjeg trenja i izlaznog gubitka prikazani su u Vp &, - dijagramu na slici 6.36. Za neku projektiranu dobavu V& prikazana je visina dizanja ∞teorH točkom 1. Uzevši u obzir otklon mlaza, rotoru se može predati samo energija određena sa

teorH , točka 2. Ako se od toga odbije i energija koja se troši na savladavanje gubitaka trenja u kolu, gubitaka trenja i vrtloženja u rasporu i trenja u statoru, te u eventualno pridodanom prekretnom kanalu, dobiva se točka 3 koja određuje efektivnu visinu dizanja eH , dakle ona energija koja je preostala raspoloživa za komprimiranje plina.

Stupanj iskoristivosti energije je tada teor

e

HH

=η

Slika 6.37. Visine dizanja i gubici Na osovinu turbokompresora treba privoditi energiju totH koja mora biti dovoljna da namiri onaj iznos energije koji se može predati kolu rotora teorH , a zatim i iznos za pokrivanje vanjskih gubitaka stroja (gubici trenja na vanjskim površinama diska kola, u labirintnim brtvenicama i u glavnim ležajevima). nanesu li se iznosi ovih gubitaka iznad teorH dobiva se točka 5, totH .

TEHNIKA HLAĐENJA

130

Efektivni je stupanj djelovanja turbokompresora odnos one energije koja služi za isključivo komprimiranje plina eH i energije koja se mora utrošiti na spojci turbokompresora totH ,

dakle tot

ee H

H=η .

Snaga potrebna za komprimiranje je 22uMgHMP e μ&& == .

Iz ovog se izraza vidi da je uz konstantnu brzinu vrtnje kompresijski omjer to veći što je veća molekularna masa plina i što je veći faktor visine tlaka μ koji uzima u obzir sve okolnosti strujanja u stvarnom kompresoru. Također se vidi da kompresijski omjer raste proporcionalno kvadratu brzine vrtnje kola. 6.3.3. Višekratna kompresija Povećanjem obodne brzine raste i kompresijski omjer s njenim kvadratom. Ograničenja koja se postavljaju na povećanje obodne brzine su povezana s čvrstoćom materijala kola i

potrebom da na kritičnim mjestima strujanja Machova značajka strujanja zw

wMa = (gdje je

1gRTwz κ= brzina zvuka) ne premaši vrijednost 85,08,0Ma −= . Ukoliko Machova značajka strujanja ili obodna brzina 2u za traženi kompresijski omjer prijeđu dozvoljene vrijednost (za 2u to je 200 – 300 ms-1) mora se prijeći na višestepenu kompresiju, pri čemu se kompresijski omjer u pojedinom stupnju izračunava iz izraza

122

11

2 11−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ℜ

−+=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ nn

e

NuT

mn

npp μ , gdje je N broj stupnjeva kompresije.

6.3.4. Radne karakteristike kompresora Za radijalni kompresor je teoretska visina dizanja

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=′=∞

2222

22

2222

2

2

22

222 tan

1tantan

1βπβπβ bDu

Vgu

bDVu

guwu

gucu

gH uteor

&&.

Ovdje je 2D vanjski promjer kola a 2b širina kanala na izlazu (obodu kola). Temeljem gornjeg izraza može se iscrtati pravce za ∞teorH u VH &, - dijagramima. Vidi se da ∞teorH ovisi o izlaznom kutu lopatice 2β . Taj kut može biti manji, jednak ili veći od 90o, pa govorimo o unatrag zakrivljenim lopaticama, radijalnim lopaticama i unaprijed zakrivljenim lopaticama.

Slika 6.38. Karakteristični oblici lopatica radijalnih kompresora i pripadni trokuti brzina

TEHNIKA HLAĐENJA

131

Za projektirani nominalni protok nV nalazi se na ranije opisani način teorH , pri čemu je uzet u obzir gubitak zbog otklona mlaza. Odbiju li se još unutrašnji gubici i izlazni gubitak, dobiva se točka 3, koja za nV određuje eH . Točka 3 je nominalna radna točka kompresora za brzinu vrtnje n . Za svaki drugi protok nVV && ≠ javljaju se još i dodatni gubici sudara (jer su smjerovi brzina takvi da struja ne ulazi tangencijalno na lopatice rotora i statora) pa je umanjena preostala raspoloživa energija za komprimiranje plina. Odbiju li se ovi gubici (3'-4' i 3''-4'') dobivaju se i za protoke nVV && ≠ točke stvarne radne karakteristike ( )VfHe

&= . Dobivene karakteristike imaju maksimume (točke K). Desna strana karakteristike nVV && > predstavlja njen radni ili stabilni dio, dok je lijeva strana nVV && < praktički neostvarivi, nestabilni dio.

Slika 6.39. Radne karakteristike radijalnih turbokompresora različitih izlaznih kutova lopatica rotora 2β

Kolo a 902 <β o odabire se kada se tijekom rada kompresora očekuju i veće promjene protoka, a da se pritom konačni tlak 2p samo malo mijenja, uz dobar stupanj iskoristivosti energije. Rashladni se kompresori izgrađuju s ovakvim kolima. Odabire se kut 60402 −=β o. Kolo b 902 =β o odabire se kada je u određenom području promjene protoka potreban praktički nepromjenjiv kompresijski omjer x . Kolo c 902 >β o odabire se kada želimo postići što veći kompresijski omjer x , bez obzira na nagle promjene kompresijskog omjera pri promjenjivom protoku. Slično kao i za radijalne kompresore može se dobiti radna karakteristika aksijalnih kompresora. Karakteristika je puno strmija, što znači da mala promjena protoka uzrokuje znatnu promjenu kompresijskog omjera.

TEHNIKA HLAĐENJA

132

Slika 6.40. Radna karakteristika aksijalnih turbokompresora 6.3.5. Regulacija dobave turbokompresora Regulacija dobave turbokompresora može se provesti promjenom brzine vrtnje. Želi li se održati konstantan dobavni tlak uz promjenu protoka, prilagođava se brzina vrtnje tako da nova radna karakteristika bude takva da zadovoljava željeni protok pri konstantnom tlaku

konstp =2 .

Slika 6.41. Regulacija dobave turbokompresora promjenom brzine vrtnje Regulaciju dobave turbokompresora moguće je provesti i prigušivanjem pare na usisu kompresora, ali to je neekonomičan način, pa se rjeđe primjenjuje.

TEHNIKA HLAĐENJA

133

7. IZMJENJIVAČI TOPLINE RASHLADNIH UREĐAJA Da bi se toplina u rashladnom procesu prenijela s niže na višu temperaturu, potrebna su najmanje dva toplinska izmjenjivača. Jedan od njih omogućuje da se toplina s hlađenog tijela prenese na radnu tvar procesa, a drugi da se toplina od radne tvari preda okolišu. Kod parnih procesa radna tvar mijenja agregatno stanje pri prolasku kroz ove izmjenjivače, pa govorimo o isparivaču kondenzatoru.

Sl. 7.1 Tijek promjene temperatura u kondenzatoru i isparivaču

Izmijenjena je toplina

mTkAQ Δ=& [W] gdje je k [W/m2 K] koeficijent prolaza topline, A [m2] površina izmjenjivača i mTΔ srednja

temperaturna razlika koja se računa kao

'''ln

'''

TTTTTm

ΔΔΔ−Δ

=Δ .

Temperatura 1T ′predstavlja kod kondenzatora ulaznu temperaturu medija koji hladi radnu tvar (npr. zrak iz okoline), a kod isparivača ulaznu temperaturu hlađenog medija (npr. zrak u hladionici). Na te temperature obično nije moguće utjecati. Da bi se postigao čim povoljniji faktor hlađenja treba temperatura kondenzacije biti čim niža, a temperatura isparivanja čim viša, dakle treba T ′Δ biti čim manji. Povećanje faktora hlađenja može se postići na više načina: povećanjem površine izmjenjivača, povećanjem protoka tvari za prijenos topline koja u kondenzatoru hladi radnu tvar, odnosno povećanjem protoka hlađene tvari u isparivaču ili pak povećanjem koeficijenta prijelaza topline. Uređaj s većim faktorom hlađenja trošiti će manje snage za postizavanje istog rashladnog učinka, pa će troškovi pogona biti niži. S druge strane, površina izmjenjivača, a time i troškovi njihove dobave biti će manji ako su srednje razlike temperatura mTΔ veće. Ova dva utjecaja na troškove treba uskladiti na način da se toplinski izmjenjivači odaberu na temelju zahtjeva za optimalnim troškovima, a pritom je od velikog značaja da se postignu čim viši koeficijenti prolaza topline.

T TTT =′′=′ 22

1T ′

1T ′′ 1T ′

022 TTT =′′=′ 1T ′′

T

A A

T ′Δ

T ′′Δ

T ′Δ

T ′′Δ

ISPARIVAČ KONDENZATOR

TEHNIKA HLAĐENJA

134

7.1. ISPARIVAČI 7.1.1. Prijelaz topline kod isparivanja U isparivaču isparuje radna tvar koja kroz stijenke isparivača prima toplinu od hlađenog tijela ili okoline koja se na taj način hladi. Ovisno o konstrukciji isparivača, isparivanje se može odvijati na ogrjevnoj površini u velikom volumenu (isparivanje u posudi) ili u cijevima. U oba slučaja isparivanje se može odvijati u uvjetima slobodnog (prirodnog) ili prisilnog kretanja radne tvari. Mehanizam izmjene topline pri isparivanju je složen. Kod isparivanja u posudi velikog volumena iznad grijane površine, koeficijent prijelaza topline s unutrašnje stijenke isparivača na radnu tvar ovisi o toplinskim svojstvima radne tvari (gustoća, specifična toplina, površinski napon i dr.), o hrapavosti površine isparivača koja je u dodiru s radnom tvari, o tlaku odnosno temperaturi zasićenja, o toplinskom toku, odnosno razlici temperature ogrjevne stijenke stijenke i radne tvari, o geometrijskom obliku površine isparivača i o nizu drugih, obično manje važnih činilaca. Na slijedećoj je slici prikazan principijelni tok koeficijenta prijelaza topline radne tvari koja isparuje, kao funkcija toplinskog toka q [W/m2] (odnosno razlike temperatura stijenke isparivača i temperature zasićene radne tvari koja isparuje).

Sl. 7.2. Ovisnost koeficijenta prijelaza topline radne tvari kao funkcija toplinskog toka kod isparivanja

U području označenom s 1, pri malim toplinskim opterećenjima toplina se prenosi prirodnom konvekcijom kapljevine od ogrjevne površine do površine razdvajanja između pare kapljevine gdje dolazi do isparivanja. Pri većim toplinskim opterećenjima (dio krivulje od A do B) na dijelovima ogrjevne površine stvaraju se mjehurići, ali je još uvijek znatan utjecaj konvekcije (2' – nerazvijeno mjehuričasto vrenje). Pri daljnjem porastu toplinskog opterećenja broj mjehura raste, prijelaz topline je sve intenzivniji (2''- razvijeno mjehuričasto vrenje). Pri

Cqq = dolazi do prijelaza u filmsko isparivanje. U isparivačima koji se koriste u tehnici

q

α

qC qB qA

A

B

C

1 2 3 2' 2''

tehnika hlađenja

TEHNIKA HLAĐENJA

135

hlađenja, toplinska opterećenja su znatno manja od Cq . U isparivačima sa cijevnim snopom, samo na donjim redovima cijevi promjena koeficijenta prijelaza topline pri isparivanju ima prikazanu karakteristiku, dok je na gornjim redovima cijevi koeficijent prijelaza topline veći zbog intenzivnijeg strujanja dvofaznog toka radne tvari u gornjim redovima. Povećanje ukupnog koeficijenta prijelaza topline ovisi o broju redova cijevi po visini, njihovom rasporedu i dimenzijama, vrsti radne tvari, temperaturi isparivanja i toplinskom toku. Isparivanje pri strujanju radne tvari kroz cijevi isparivača povezano je s nekoliko različitih mehanizama prijelaza topline, u ovisnosti o promjeni sadržaja pare i odgovarajućem režimu strujanja, gustoći masenog protoka radne tvari kroz poprečni presjek cijevi m& [kg/m2 s] i o gustoći toplinskog toka na unutrašnjoj stijenci cijevi.

Sl. 7.3. Režimi strujanja u horizontalnoj cijevi

Sl. 7.4. Režimi strujanja u vertikalnoj cijevi

strujanje mjehurića

strujanje velikih mjehura

strujanje u sloju

strujanje s valovima

bujičasto strujanje

strujanje u prstenu

strujanje magle

smjer strujanja →

strujanje mjehurića

strujanje velikih mjehura

uzburkanostrujanje

strujanje u prstenu

strujanje u prstenu s pramenovima magle

strujanje magle

TEHNIKA HLAĐENJA

136

Kako se s gornjih slika može vidjeti, kapljevita faza radne tvari nekad je u dodiru sa samo jednim dijelom unutarnje površine cijevi a u nekim slučajevima oplakuje cijelu unutarnju površinu cijevi. Kako je koeficijent prijelaza topline između stijenke i kapljevine veći nego je to koeficijent prijelaza topline između stijenke i pare, poželjno je da cijela unutrašnja stijenka bude u dodiru s kapljevinom. Neke konstrukcije cijevi isparivača omogućuju poboljšani prijelaz topline upravo zahvaljujući povećanom oplakivanju cijevi kapljevinom radne tvari. Na sljedećoj je slici prikazana ovisnost srednjeg koeficijenta prijelaza topline α pri potpunom isparivanju radne tvari, o gustoći toplinskog toka q& s gustoćom protoka mase m& kao parametrom. U području krqq && < dominantan utjecaj na prijelaz topline ima protok mase m& , pa se govori o konvektivnom vrenju. U području krqq && > , slično kao kod vrenja u posudi, primarni utjecaj ima gustoća toplinskog toka q& pa se tu govori o mjehuričastom vrenju. Sl. 7.5. Ovisnost koeficijenta prijelaza topline pri potpunom isparivanju radne tvari, o gustoći

toplinskog toka i gustoći protoka mase

ln q

ln α

1m&

2m&

3m&

321 mmm &&& <<

konstT =0

qkr

konstdi =

TEHNIKA HLAĐENJA

137

Prijelaz topline na strani hlađene tvari u isparivačima predstavlja složen problem za razmatranje. Tako se u isparivačima za hlađenje zraka formira na cijevima i lamelama sloj inja, čim je temperatura tih površina niža od 0oC. To je nestacionaran proces koji se periodički ponavlja između dvaju prekida rada rashladnog uređaja koji se provode radi odleđivanja. Promjena debljine sloja leda δ, njegove toplinske vodljivosti λ i gustoće leda ρ, kao i promjena koeficijenta prijelaza topline α na strani zraka prikazani su na slijedećoj slici. Utjecaj inja izražen je kod promjene otpora provođenju topline, ali i kod pada tlaka pri strujanju zraka kroz isparivač.

Sl. 7.6. Nestacionarne pojave kod stvaranja inja na isparivaču i utjecaj na prijelaz topline Također je složen i slučaj prijelaza topline na strani hlađene kapljevine u isparivačima za hlađenje kapljevine, zbog različitih mogućnosti prolaska kapljevine kroz zazore mimo cijevi, promjene smjera toka kapljevine u odnosu na cijevi i sl.

SH – glavna struja SL – propuštanja SB – obilazna struja

Sl. 7.7. Strujanje hlađene kapljevine u isparivaču Koeficijent prolaza topline u jednadžbi mv TkAQ Δ=& može se izračunati iz izraza

α

t

ρρ

δ

λ

α

λ

δ

SB

SH SL

TEHNIKA HLAĐENJA

138

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++

=

c

c

Rk

M

Rk

λδ

αβ

ηα11

1

gdje je Mα [W/m2 K] ekvivalentni koeficijent prijelaza topline na strani hlađenog medija. Ako se radi o zraku, treba uzeti uobzir utjecaj rošenja ili stvaranja inja. η je termička efikasnost orebrene površine (ako nema rebara 1=η ), kR [m2 K/W] kontaktni otpor provođenju topline između rebara i cijevi sveden na 1 m2 vanjske površine (ako nema rebara, 0=kR ). Faktor

orebrenja u

v

AA

=β predstavlja odnos vanjske i unutarnje površine, c

c

λδ je toplinski otpor

stijenke cijevi, a Rα [W/m2 K] je koeficijent prijelaza topline na strani radne tvari. Poznavajući Q& , k i mTΔ može se odrediti vanjska površina isparivača vA , pri čemu je potreban iteracijski ostupak, budući je koreficijent prijelaza topline na strani radne tvari ovisan o toplinskom toku, tj može se obično predstaviti u obliku n

R qN &=α . 7.1.2. Tipovi i konstrukcije isparivača Podjela isparivača može se provesti na više različitih načina. Prema namjeni isparivači se mogu podijeliti u slijedeće grupe:

• isparivači za hlađenje kapljevina, • isparivači za hlađenje zraka (i plinova), • isparivači za hlađenje i smrzavanje proizvoda kontaktnim prijenosom topline, • specijalni isparivači, npr. isparivači – kondenzatori u kaskadnim rashladnim uređajima

i sl.) Prema načinu isparivanja i regulaciji napajanja radnom tvari razlikuju se

• suhi isparivači • potopljeni isparivači

7.1.2.1. Podjela prema načinu isparivanja 7.1.2.1.1. Suhi isparivači Suhi se isparivači koriste za hlađenje zraka, kao i za hlađenje kapljevina. U njima radna tvar potpuno isparuje, a para se pregrijava u izlaznoj zoni isparivača. Odgovarajućim načinom regulacije osigurava se da na izlazu iz isparivača para bude pregrijana. Prave se od glatkih ili orebrenih cijevi, kao isparivači s cijevima u plaštu, kao pločasti ili kao koaksijalni isparivači.

TEHNIKA HLAĐENJA

139

Sl. 7.8. Suhi isparivač 7.1.2.1.2. Potopljeni isparivači Potopljeni su isparivači skoro potpuno ispunjeni kapljevinom radne tvari. Izrađuju se se u obliku cijevnih snopova od glatkih ili orebrenih cijevi, ili kao isparivači s cijevnim snopom u plaštu. Prijelaz topline na strani radne tvari je intenzivniji nego kod suhih isparivača, jer je cijela površina unutrašnjih stijenki u dodiru s kapljevinom. Cirkulacija radne tvari u potopljenim isparivačima može biti prirodna ili prisilna, kada kroz njih cirkulira nekoliko puta više kapljevine nego što ispari. Koriste se uglavnom u većim rashladnim instalacijama.

Sl. 7.9. Potopljeni isparivač 7.1.2.2. Oblikovanje površine za prijenos topline Prema obliku površine za prijenos topline isparivači mogu biti

• glatkocijevni, • pločasti, • orebreni

0Q&

u kompresor

iz

0Q&

u kompresor

iz kondenzatora

TEHNIKA HLAĐENJA

140

Sl. 7.10 Oblikovanje površina za prijelaz topline: a) glatka cijev; b), c) limovi oblikovani i zatim uprešani kao cijevi, d) cijevi obložene limom s prostorom za akumulacijsku masu, e) limene lamele navučene na cijevi; f) spiralno orebrenje namotano na cijevi; g) orebrenje utisnuto na glatke cijevi; h) ulošci za povećanje turbulencije umetnuti u cijevi

7.1.2.3. Podjela prema namjeni Isparivači za hlađenje kapljevina obično se grade kao glatkocijevni potopljeni isparivači, kao isparivači s cijevima u plaštu (suhi i potopljeni) , pločasti ili koaksijalni isparivači. Glatkocijevni potopljeni isparivači

Sl. 7.11. Isparivači za hlađenje kapljevina a) Lindeov tip; b), c) tipovi s oblikovanim cijevima

a

b

c

d

e

f

g

h

a

b

c

TEHNIKA HLAĐENJA

141

Namijenjeni su za sustave s medijem za prijenos topline i akumulacijom. Ugrađuju se u akumulacijske bazene, cirkulacija hlađenog medija oko cijevnog snopa može biti i prisilna, pomoću propelerne crpke.

800400−=k [W/m2K] 3,015,0 −=Wu [m/s]

105−=Δ mT K Moguće su različite izvedbe ovakvih isparivača. Jedna je prikazana na slijedećoj slici.

Sl. 7.12. Izvedba glatkocijevnog potopljenog isparivača Potopljeni isparivači s cijevima u plaštu

Sl. 7.13. Izvedba potopljenog isparivača s cijevima u plaštu Radna tvar isparuje u prostoru plašta, hlađena kapljevina protječe kroz snop cijevi.

1000500−=k [W/m2K], 5,15,0 −=Wu [m/s], 155−=Δ mT K. Prigušivanje radne tvari je u ventilu s plovkom na niskom tlaku.

ulaz radne tvari

izlaz radne tvari

hlađena kapljevina

izlaz radne tvari

TEHNIKA HLAĐENJA

142

Sl. 7.14.- Potopljeni isparivač s cijevima u plaštu i eliminatorom kapljica radne tvari

Sl. 7.15. Potopljeni isparivač s cijevima u plaštu s vodoravnim odvajačem parne faze radne tvari

Suhi isparivači s cijevima u plaštu

Sl. 7.16. Suhi isparivač s cijevima u plaštu Radna tvar isparuje u cijevima, hlađena kapljevina protječe oko snopa cijevi u plaštu.

1500800 −=k [W/m2K], 3,015,0 −=Wu [m/s], 155−=Δ mT K. Prigušivanje radne tvari je u termoekspanzijskom ventilu. Potrebno je osigurati pravilnu distribuciju radne tvari u cijevima.

eliminator kapljica

ulaz radne tvari

hlađena kapljevinaizlaz radne tvari

izlaz hlađene kapljevine

ulaz hlađene kapljevine

izlaz pare radne tvari

ulaz radne tvari

izlaz pare radne tvari

izlaz hlađene kapljevine

ulaz hlađene kapljevine

TEHNIKA HLAĐENJA

143

Sl. 7.17. Isparivač za hlađenje kapljevine sa suhim isparivanjem i cijevnim snopom u plaštu s

dva prolaza radne tvari Sl. 7.18. Isparivač za hlađenje kapljevine sa suhim isparivanjem i cijevnim snopom u plaštu sa

šest prolaza radne tvari Pločasti isparivači za hlađenje kapljevina Isparivanje radne tvari se odvija u kanalima koje čine profilirane ploče. S jedne strane ploče protječe radna tvar koja isparuje, a s druge strane hlađena radna tvar. Krajnje ploče zatvaraju izmjenjivač. Ploče su obično izrađene iz nerđajućeg čelika i zalemljene bakrom ili niklom (nema brtvi).

Sl. 7.19. Pločasti isparivač

izlaz hlađene kapljevine

izlaz pare radne tvari

ulaz radne tvari

ulaz hlađene kapljevine

izlaz hlađene kapljevine ulaz hlađene kapljevine

izlaz radne tvari

ulaz radne tvari

izlaz pare radne tvari

ulaz radne tvari

izlaz hlađene kapljevine

ulaz hlađene kapljevine

TEHNIKA HLAĐENJA

144

Koaksijalni isparivači za hlađenje kapljevina Jedna ili više cijevi manjeg promjera ugrađene su u vanjsku cijev koja čini plašt i koja je savijena u obliku zavojnice. Hlađena kapljevina struji u vanjskoj cijevi, a u suprotnom smjeru, kroz manje cijevi struji radna tvar.

Sl. 7.20. Koaksijalni isparivači za hlađenje kapljevina Isparivači za hlađenje zraka Mogu biti s prirodnom ili prisilnom konvekcijom. Radna tvar isparuje u cijevima, a oko cijevi ili cijevi s rebrima struji zrak. Isparivači s prirodnom konvekcijom za temperature isparivanja niže od –20oC, rjeđe se rade od glatkih cijevi, a češće od orebrenih s većim razmakom (korakom) rebara (20-30 mm). Za temperature isparivanja više od –20oC isparivači s prirodnom i prisilnom konvekcijom prave se od orebrenih cijevi s korakom rebara od oko 8 do 15 mm, dok je za temperature isparivanja više od 0oC korak rebara 2 do 4 m. Pločasti se isparivači također mogu koristiti kao isparivači s prirodnom konvekcijom (npr. kod malih kućanskih hladnjaka). Isparivač s glatkim cijevima za hlađenje zraka. Izrađuje se iz glatke bakrene cijevi koja se oblikuje tako da zatvori prostor željenog oblika. Koriste se uglavnom kao suhi isparivači, s dovođenje radne tvari s gornje strane, preko termoekspanzijskog ventila.

ulaz hlađene kapljevine

ulaz radne tvari izlaz radne tvari

izlaz hlađene kapljevine

Presjek A-A

TEHNIKA HLAĐENJA

145

Sl. 7.21. Isparivač s glatkim cijevima za hlađenje zraka Pločasti isparivač za hlađenje zraka. Često se ugrađuju u male kućanske hladnjake, oblikovani po potrebi u prostoru.

Sl. 7.22. Pločasti isparivač za hlađenje zraka

Isparivači s rebrima mogu se izrađivati na razne načine, a često korištene izvedbe su sa spiralnim rebrima ili s lamelama.

Sl. 7.23. Izvedbe površina za prijelaz topline s lamelama i spiralnim rebrima

a)

b) c)

sR Rδ

d u

d S

h R

sR Rδ sc ds

h R

S C

SC

S C

d u

d S

TEHNIKA HLAĐENJA

146

Kod konstrukcije ili odabira isparivača s prirodnom konvekcijom usvaja se veća razlika temperature zraka u hladionici i temperature isparivanja radne tvari (10 do 15oC) radi osiguranja potrebne cirkulacije zraka. To uzrokuje smanjenje relativne vlažnosti zraka u hladionici, i time povećano kaliranje. Pri njihovu se postavljanju treba osigurati dobra cirkulacija zraka kroz isparivač i u hladionici. Isparivači za hlađenje zraka s prisilnom konvekcijom Radi povećanja koeficijenta prijelaza topline na strani zraka, ugrađuje se ventilator koji ostvaruje prisilnu cirkulaciju zraka kroz isparivač i hladionicu. U kućište hladnjaka zraka ugrađeni su isparivač i ventilatori. U nekim se slučajevima ugrađuju i električni grijači za otapanje inja. Dno kućišta izrađeno je u obliku posude za sakupljanje vode nastale otapanjem inja. Oblik zračnih hladnjaka ovisi o namjeni i mogućnosti postavljanja. Ohlađivanje zraka u isparivaču uobičajeno se kreće od 3 do 4 oC. Pri proračunu treba voditi računa o toplini koja se oslobađa uslijed rada ventilatora.

Sl. 7.24. Izvedbe hladnjaka zraka s prisilnom konvekcijom

TEHNIKA HLAĐENJA

147

7.1.3. Utjecaj temperature isparivanja na kaliranje proizvoda Što je veća razlika temperature isparivanja i zraka u hladionici to će biti veće kaliranje proizvoda u slučaju da nisu pakovani u ambalažu nepropusnu za vodenu paru.

Sl. 7.25. Utjecaj temperature isparivanja na stanje zraka u hladionici Prolaskom kroz hladionicu zrak stanja 2 ugrijava se od temperature 2ϑ na temperaturu 1ϑ i ovlažuje od vlažnosti 2x do 1x . Na ovaj način proizvodi gube vlagu, a time težinu, pa se kaže da oni kaliraju. U isparivaču se zrak hladi od 1ϑ na 2ϑ i iz njega se izdvaja vlaga, tako da mu se apsolutna vlažnost mijenja od 1x na 2x . Sa beskonačno malog elementa površine robe pAd ishlapljuje (ili sublimira) količina vlage ( )xxAW gp −= dd βσ gdje je σ koeficijent ishlapljivanja, β faktor koji daje odnos vlažnog dijela površine i površine pAd (ishlapljivanje preko pora na površini), vx apsolutna vlažnost zasićenog zraka temperature površine proizvoda i x apsolutna vlažnost zraka koji struji nad površinom pAd . Ako se pretpostavi da je temperatura površine jednaka temperaturi vlažnog termometra okolnog zraka, da nema utjecaja unutrašnjih izvora topline i toplinskog zračenja, da proizvodi sadrže čistu vodu i da se promjena stanja zraka može prikazati pravcem u h,x-dijagramu, može se pisati

( )mvp xxAW −= βσ& ,

gdje je σ [kg/m2s] srednja vrijednost koeficijenta ishlapljivanja, β srednja vrijednost odnosa vlažnog dijela površine prema ukupnoj površini pA [m2] vx [kg/kg] apsolutna vlažnost zasićenog zraka na temperaturi vlažnog termometra i mx [kg/kg] srednja apsolutna vlažnost zraka u hladionici. Ukupna količina topline 0Q& koja se odvodi u isparivaču sastoji se iz osjetne topline

( )21 ϑϑρ −= cVQos&& i latentne topline xrVQl Δ= ρ&& , gdje je V& protok zraka kroz isparivač,

ρ gustoća zraka a r [J/kg] toplina isparivanja vode na temperaturi površine isparivača. Ako se pretpostavi da je temperatura površine isparivača aϑ jednolika po cijeloj površini isparivača, promjena stanja zraka u isparivaču ići će po pravcu čiji je nagib u h,x-dijagramu određen

2

1

dAp

1 1'

2' 2

m' m

h=konst

2ϑ

1ϑ

1=ϕ 1=ϕ

1ϑ

2ϑ

aϑ

aϑ′

2' 2

1' 1

x'2 x2 x'1 x1 x'm xm x'v xv

x x

h h

TEHNIKA HLAĐENJA

148

izrazom ( )( ) W

QW

QQxxMhhM

xxhh

xh los

&

&

&

&&

&

&0

12

12

12

12

dd

=+

=−−

=−−

= , a koji u dijagramu siječe presjecište

izoterme aϑ s linijom zasićenja 1=ϕ . Ako se snizi temperatura isparivanja, sniziti će se i temperatura vanjske površine isparivača, npr. na aϑ′ , pa će se promjena stanja zraka pomaknuti u područje manjih relativnih vlažnosti zraka, a time će se povećati razlika vlažnosti od ( )vm xx − na ( )vm xx ′−′ u odnosu na slučaj kad je temperatura granične površine bila aϑ . Dakle, zbog ( ) ( )vmvm xxxx −>′−′ biti će intenzivnije ishlapljivanje vlage s površine proizvoda, a time i veće kaliranje. Snižavanjem temperature isparivanja u odnosu na temperaturu hladionice smanjuje se relativna vlažnost zraka u hladionici, a time se povećava kaliranje proizvoda. Intenzitet kaliranja ovisi i brzini zraka jer je koeficijent ishlapljivanja σ ovisan o brzini strujanja zraka, koja opet ovisi o protoku zraka V& . protok se bira na temelju prihvatljive razlike temperatura ( )21 ϑϑ − koja prema danas prihvatljivoj praksi iznosi oko 3 do 4 oC. Porast osjetne topline u odnosu na latentnu utječe na povećanje nagiba pravca promjene stanja u h,x-dijagramu, pa se za istu temperaturu aϑ stanja 1 i 2 pomiču u područje manjih relativnih vlažnosti. To znači da će u lošije izoliranoj hladionici kaliranje vlažnih proizvoda biti veće. Vlažnost u hladionici potrebno je održavati u granicama koje se zahtijevaju za određenu vrstu robe. Nije poželjna niti previsoka niti preniska vlaga. Hlađenjem u isparivaču zrak se suši. Vlaga koja se u isparivaču nataloži u obliku inja odvodi se povremenim odleđivanjem isparivača. Ukoliko treba smanjivati vlagu u hladionici, to se može postići kombinacijom grijanja zraka pomoću odgovarajućih grijalica i hlađenja u hladnjaku zraka. 7.1.4. Otapanje inja s površine zračnih hladnjaka Otapanje inja, odnosno odleđivanje hladnjaka zraka može se provesti na slijedeće načine:

• korištenjem zraka iz hlađenog prostora (samoodleđivanje) • odleđivanje pomoću dopunskih toplinskih izvora (vodom, glikolnom smjesom u

otvorenom i zatvorenom krugu, električnim grijačima) • odleđivanje vrućom parom radne tvari

Odleđivanje korištenjem zraka iz hlađenog prostora može se provesti samo za hladnjake zraka u hladionicama s temperaturom iznad 0oC (ako je temperatura isparivanja niža od 0oC) i to za manje hladnjake zraka. Pritom se zaustavlja rad kompresora (ili se, ukoliko se radi o sustavu s više hladnjaka, hladnjak zraka odgovarajućim ventilima izdvoji iz sustava hlađenja), dok ventilatori i dalje recirkuliraju zrak iz hladionice preko isparivača i tako se otapa inje. Odleđivanje pomoću dopunskih toplinskih izvora. Konstrukcija hladnjaka zraka treba biti takva da se u što je moguće većoj mjeri spriječi prijelaz dovedene topline u hladionicu. Kod ovog se odleđivanja prekida rad hladnjaka (protok radne tvari i zraka kroz hladnjak), a nakon otapanja hlađenje ne počinje dok se kapljice vode nastale odleđivanjem ne ocijede s površine hladnjaka. Može se provesti tako da se hladnjak zraka polijeva vodom preko mlaznica postavljenih tu svrhu (a). Najčešće se koristi čista voda iz vodovoda. Da bi se izbjegli problemi sa smrzavanjem mlaznica kod temperatura hladionice nižih od 0oC, može se

TEHNIKA HLAĐENJA

149

hladnjak polijevati glikolnom smjesom koja se grije u posebnom grijaču (b). Tu je problem što se sastav smjese mijenja tijekom rada jer joj se dodaje voda nastala otapanjem leda. To se može izbjeći tako da glikolna smjesa cirkulira kroz zatvoreni cjevovod koji je sastavni dio hladnjaka zraka (c). Najjednostavniji je način odleđivanje električnim grijačima ugrađenim u hladnjak zraka (d). Sl. 7.26. Načini otapanja inja s površina zračnih hladnjaka: 1 – orebrena sekcija isparivača; 2-

okapnica, sabirnik vode; 3- oplata kućišta; 4-mlaznice za vodu; 5-sifonsko koljeno, izljev u kanalizaciju; 6-troputni ventil; 7-crpka; 8-spremnik s grijalicom; 9- električni grijači

Odleđivanje vrućom parom radne tvari. Kod ovog se načina prekida rad hladnjaka zraka isključivanjem ventilatora i zatvaranjem ventila na priključcima za dovod i odvod radne tvari, a u isparivač se dovodi topla para iz tlačnog cjevovoda kompresora. Ponekad se ovaj način odleđivanja kombinira s polijevanjem isparivača vodom. Na sljedećoj je slici prikazan slučaj kad je u instalaciji jedan isparivač. Iza isparivača postavlja se električni grijač, da bi se spriječilo usisavanje kapljevine u kompresor.

Sl. 7.27. Odleđivanje vrućom parom radne tvari u instalaciji s jednim isparivačem

1 1

1 1

2

2 2

2

3 3

3 3 4 4

5

5 5

6 7

7

8

8

9

a b

c d

voda

Z

O

O

Z

ODLEĐIVANJEHLAĐENJE

TC TC

TEHNIKA HLAĐENJA

150

Kad je uređaj u izvedbi kao dizalica topline, smjer toka radne tvari može se promijeniti prekretanjem četveroputnog ventila. U procesu odleđivanja isparivač iz procesa hlađenja postaje kondenzator (grijač), a kondenzator iz procesa hlađenja postaje isparivač u procesu odleđivanja.

Sl. 7.28. Odleđivanje vrućom parom radne tvari kod dizalica topline Kad je u instalaciji ugrađeno više isparivača, otapanje toplom parom je kao na slici a). Za otapanje npr. isparivača I1 zatvori se ventil 2 a kroz ventil 1 se uvodi topla para radne tvari u isparivač. Nastala kapljevina radne tvari kroz nepovratni ventil 3 dolazi u cjevovod između sabirnika kapljevite radne tvari (receivera) i odatle ide u druge isparivače. Otapanje se može provesti i neovisno o radu ostalih isparivača ako se u instalaciji ugradi posuda za otapanje (ovaj se način primjenjuje u velikim instalacijama). Zatvaranjem ventila 2 i odsisavanjem pare radne tvari preko ventila 7 zaostala kapljevina radne tvari se slijeva u posudu za otapanje otvaranjem ventila 3 i 6. Otvaranjem ventila 1 dovodi se topla para u isparivač, a kondenzat radne tvari se skuplja u posudi za otapanje. Nakon dovršenog otapanja otvaraju se ventili 4 i 5 i radna tvar ponovno kruži u normalnom rashladnom procesu. Ako je isparivač ispod nivoa posude za otapanje, pa nije moguće slijevanje kapljevine iz isparivača u posudu, onda je moguće sniziti tlak u posudi djelomičnim ili potpunim otvaranjem ventila 7, čime će doći do usisavanja.

Sl. 7.29. Odleđivanje vrućom parom radne tvari u instalacijama s više isparivača

HLAĐENJE GRIJANJE I ODLEĐIVANJE

TCTC

TCTC

1 1 122 2 2 1

3 3 3 3

54 6 7u kompresor

K

KD

RC P

I1 I2 I3 I4

a b

TEHNIKA HLAĐENJA

151

7.2. KONDENZATORI 7.2.1. Tipovi i konstrukcije kondenzatora 7.2.1.1. Podjela prema načinu hlađenja Prema načinu hlađenja kondenzatori se mogu podijeliti na:

• protočni kondenzatori hlađeni zrakom • protočni kondenzatori hlađeni vodom • optočni kondenzatori hlađeni zrakom i vodom koja ishlapljuje

Površine za prijenos topline mogu biti glatke cijevi, orebrene cijevi ili profilirane ploče. Protočni kondenzatori hlađeni zrakom Primjena je sve šira zbog sve većih problema s opskrbom vodom. Primjenjuju se za sve veličine rashladnih uređaja. Kondenzator se sastoji od više redova (2 do 6) orebrenih cijevi s lamelama. kao i kod isparivača, na kućište se ugrađuju ventilatori radi ostvarivanja prisilne cirkulacije, a time i povećanja koeficijenta prijelaza topline. Sl. 7.30. Shematski prikaz kondenzatora a) s horizontalnim b) s vertikalnim strujanjem zraka.

1- ulaz zraka kroz zaštitnu rešetku; 2-izlaz zraka; 3- ulaz pare radne tvari; 4- izlaz kondenzata radne tvari; 5- ventilator s elektromotorom; 6- oplata kondenzatora; 7- orebrena cijevna sekcija

Radna tvar, uglavnom freoni (rijetko amonijak) protječe kroz cijevi promjera 6 do 20 mm. Koeficijenti prolaza topline svedeni na vanjsku površinu kreću se oko 3015−=k [W/m2K]. Ugrijavanje zraka 1031 −=ΔT K, dok je temperatura kondenzacije za 18121 −=ΔT K viša od ulazne temperature zraka.

1

2

3

4

5

6

7

7

6

1

7

3

4

2

5

a

b

TEHNIKA HLAĐENJA

152

Ventilatori mogu biti aksijalni i radijalni.

Sl. 7.31. Kondenzatori s aksijalnim ventilatorima i horizontalnim strujanjem zraka. a) za vanjsku ugradnju na otvoren prostor b) za vanjsku ugradnju pod nadstrešnicu

Sl. 7.32. Kondenzator s aksijalnim ventilatorima i vertikalnim strujanjem zraka.

Sl. 7.33. Kondenzator s radijalnim ventilatorima

a b

priključak na sabirnik kapljevine RT priključak na tlačni vod

aksijalni ventilator

radijalni ventilator

ulaz zraka

izlaz zraka

ulaz izlaz radne tvari

TEHNIKA HLAĐENJA

153

Za male kućanske hladnjake grade se zrakom hlađeni kondenzatori s prirodnom cirkulacijom zraka. Orebrenje se izrađuje od lima, žice ili s lamelama. Vodom hlađeni protočni kondenzatori Predstavljaju najekonomičnije rješenje ako na raspolaganju stoji dovoljna količina rashladne vode odgovarajuće kvalitete i ako dovođenje vode do kondenzatora nije skupo. Kondenzatori s cijevnom zavojnicom u bubnju (shell and coil) Rade se za male toplinske učinke (1 do 5 kW) i najjednostavnije rashladne uređaje. Moguće je korištenje topline vode ugrijane u bubnju (npr. potrošna voda). Nedostatak je relativno velik pad tlaka radne tvari koja struji kroz cijevnu zavojnicu i mali koeficijent prijelaza topline sa strane vode. Ovaj se koeficijent može povećati dodavanjem miješalice. Postoji i varijanta kod koje voda struji kroz cijevnu zavojnicu a radna tvar se kondenzira na unutarnjoj površini plašta (zrak) i na cijevnoj zavojnici (voda). U tom se slučaju bubanj koristi i kao sabirnik kapljevite radne tvari, ali je otežano čišćenje unutrašnje stijenke cijevi od kamenca.

Sl. 7.34. Kondenzator s cijevnom zavojnicom u bubnju (shell and coil) Protustrujni kondenzatori tipa cijev u cijev Jedna ili više cijevi manjeg promjera u vanjskoj cijevi većeg promjera. Kroz unutrašnju cijev ili cijevi struji voda, a oko njih u unutrašnjosti vanjske cijevi kondenzira radna tvar. Kod višecijevnih kondenzatora poklopci na strani vode trebaju biti demontažni radi čišćenja od vodenog kamenca. Ako se vanjska cijev savije u zavojnicu dobiva se koaksijalni kondenzator sa spiralno svijenom cijevi u cijevi (sličnog vanjskog izgleda kao ranije spomenuti koaksijalni isparivač). U unutrašnjoj cijevi protiče voda, a oko nje, u plaštu vanjske cijevi kondenzira radna tvar. Oko unutrašnje cijevi obično je u obliku zavojnice namotana i spiralna traka radi poboljšanja

ulaz pare RT

izlaz kapljevine RT

ulaz vode

izlaz vode

TEHNIKA HLAĐENJA

154

prijelaza topline. Kod takve izvedbe nije moguće mehaničko čišćenje cijevi od vodenog kamenca.

Sl. 7.35. Protustrujni kondenzatori. 1- ulaz vode; 2-izlaz vode; 3-ulaz pare RT; 4-izlaz kapljevine RT

Više se elemenata protustrujnih kondenzatora može međusobno povezati

Sl. 7.36. Protustrujni kondenzator s više elemenata: 1- ulaz vode; 2-izlaz vode; 3- ulaz pare RT; 4- izlaz pothlađene kapljevine RT; 5- sabirnik kapljevite RT (receiver); 6- ispust ulja

Kondenzator s cijevima u plaštu (shell and tube) Grade se u svim veličinama. Radna tvar kondenzira na snopu cijevi, a voda protječe kroz cijevi u jednom ili više prolaza. Uobičajene su izvedbe s ravnim cijevima. Izvedbe su uglavnom horizontalne. Tamo gdje je na raspolaganju mali tlocrtni prostor za smještaj cijevi mogu biti vertikalne, ali to smanjuje koeficijent prijelaza topline na strani radne tvari. Cijevi,

1

1

1

3

3

3

2

2

2

4

4

4

5

3

2

1

4 6

TEHNIKA HLAĐENJA

155

promjera 19 do 25 mm, mogu biti glatke, ali su češće orebrene rebrima niskog profila (0,9 – 1,5 mm visine) i razmaka 0,64 – 1,3 mm. Često se poduzimaju mjere za povećanje prijelaza na unutrašnjoj strani cijevi (zavojnica, rebra i sl.). Sl. 7.37. Kondenzator s cijevima u plaštu: 1- ulaz vode; 2-izlaz vode; 3- ulaz pare RT; 4- izlaz

kapljevite RT; 5- ispust ulja; 6- priključak za sigurnosne ventile; 7- priključak za izjednačenje tlaka; 8-priključak za manometar, termometar; 9- odvod nekondenzirajućih plinova; 10-ispust vode; 11-odzračivanje

Sl. 7.38. Vodom hlađeni kondenzator tipa cijevi u plaštu a) konstrukcija b) shema tokova vode i radne tvari

Kondenzatori hlađeni zrakom i vodom koja ishlapljuje Ovaj se način hlađenja koristi u slučaju da na raspolaganju ne stoji dovoljna količina rashladne vode. Toplina prelazi s radne tvari koja kondenzira u cijevima kondenzatora na vodu za hlađenje koja se raspršuje po cijevima ili se slijeva preko njih. Voda predaje toplinu zraku tako da dio vode ishlapljuje oduzimajući toplinu preostaloj vodi. Voda koja se slijeva niz cijevi skuplja se u okapnici odakle se crpkom vraća natrag do sapnica za raspršivanje. s

ulaz pare RT

izlaz kapljevine RT

priključak za sigurnosni ventil

priključak za odzračivanje

priključak za odzračivanje

ulaz pare RT

izlaz kapljevine RT

izlaz vode

ulaz vode

poklopac sa pregradama cijevna ploča

zavarena za plašt

brtva

ulaz vode

izlaz vode

11 6 7 3

8 9 11

2

1

5

4 10

TEHNIKA HLAĐENJA

156

Cirkulacija zraka može biti prirodna (atmosferski kondenzatori; škropni kondenzatori) ili prisilna (evaporativni kondenzatori). Škropni kondenzator (atmosferski kondenzator) Sl. 7.39. Škropni kondenzator: 1- ulaz pare RT; 2- izlaz kapljevine RT; 3-dodavanje svježe

nepripremljene vode; 4-recirkulacija vode crpkom; 5- razdjelnik za vodu; 6- sabirnik (okapnica) za vodu; 7- preljev vode

Zbog boljeg hlađenja ovakvi se kondenzatori postavljaju na nezaštićenim mjestima da bi se osiguralo dobro strujanje zraka. Postavljaju se uglavnom na krovovima objekata. Izrađuju se od glatkih cijevi, glomazni su i teški. Danas se rjeđe koriste, uglavnom u industrijskim postrojenjima koja koriste nepripremljenu optočnu vodu. Potrebno je često čišćenje cijevi radi rasta algi i taloženja mulja. Radi pristupa u svrhu čišćenja potrebno je osigurati dovoljan razmak između cijevnih sekcija. Postoje izvedbe s istosmjernim i suprotnosmjernim tokom radne tvari i rashladne vode. Evaporativni kondenzator – škropni kondenzator s prisilnom cirkulacijom zraka Sl. 7.40. Evaporativni kondenzator: 1- ulaz pare RT; 2- izlaz kapljevine RT; 3-dodavanje

pripremljene vode; 4-recirkulacija vode crpkom i raspršivanje preko sapnica; 5- preljev vode; 6- ulaz zraka; 7- izlaz zraka; 8- odvajač kapljica; 9- ventilator; 10- cijevne sekcije (orebrene ili od glatkih cijevi)

1

2

6

5 5

7

4

3

7

9

8

10

5

3

6

2

1

4

TEHNIKA HLAĐENJA

157

U sabirnik za vodu (okapnicu) dodaje se omekšana voda, kako bi nadoknadila vodu koja je ishlapila. Količina ove vode je otprilike 5 – 15 % od optočne količine vode. Količina optočne vode je 50 – 100 l/m2 oplakivane površine kondenzatora. Protok zraka kreće se od 100 – 200 m3/h za 1 kW odvedene topline. Zbog relativno velikih brzina zraka (3-5 m/s) na izlazu se ugrađuje eliminator kapljica. Protok zraka može se ostvariti aksijalnim ventilatorima koji usisavaju zrak, ili radijalnim koji tlače zrak u evaporativni kondenzator. Ovi se kondenzatori koriste uglavnom u industrijskim postrojenjima s amonijakom (R 717). Kod njih ustvari voda povećava koeficijent prijelaza topline na strani zraka, pa mogu biti manje površine od zrakom hlađenih kondenzatora. 7.2.2. Optočno hlađenje ishlapljivanjem – rashladni toranj Ovo se hlađenje također koristi kada na raspolaganju ne stoji dovoljna količina svježe vode. tada se kondenzator (obično s cijevnim snopom u plaštu) povezuje s rashladnim tornjem. U rashladnom se tornju voda hladi na račun ishlapljivanja dijela vode. Kondenzator je smješten u strojarnici, dok je rashladni toranj u slobodnoj okolini. Kao i kod evaporativnog kondenzatora potrebno je nadoknađivati vodu koja ishlapi (obično 2 – 4 % ukupnog protoka kroz toranj). Ispuna tornja služi za stvaranje velike površine za izmjenu topline i tvari. Sl. 7.41. Optočno hlađenje ishlapljivanjem: 1- ulaz pare RT; 2-izlaz kapljevine RT; 3- ispust

ulja; 4- ulaz hladne vode; 5- izlaz tople vode; 6- sapnice za raspršivanje vode; 7- ulaz okolišnjeg zraka; 8- izlaz zasićenog zraka; 9- dodavanje svježe vode; 10-ispuna tornja; 11- odvajač kapljica

Smjer promjene stanja zraka (Z) i vode (G) dobiven metodom poluvrijednosti prikazan je u h,x-dijagramu na slijedećoj slici. Okolišni zrak je više temperature nego što je to temperatura vode na ulazu i izlazu iz tornja. Imajući u vidu uobičajene vrijednosti razlika temperatura kondenzacije i zraka na ulazu u zrakom hlađen kondenzator ( 18121 −=ΔT K) i vodom hlađen kondenzator ( 1361 −=ΔT K), vidi se da će temperatura kondenzacije biti niža u slučaju korištenja rashladnog tornja nego što bi bila u slučaju da se upotrijebi zrakom hlađen kondenzator. Voda se u rashladnom tornju ne može ohladiti niže od temperature vlažnog termometra okolišnjeg zraka. Dakle, što je zrak manje relativne vlažnosti, moći će se dostići niža temperatura vode na izlazu iz rashladnog tornja.

)h,x,(Z 000ϑ&

)h,x,(Z 111ϑ&

8

6

11

7

9

1

2

3

5

4 TW1

TW0

10

TEHNIKA HLAĐENJA

158

Sl. 7.42. Tijek hlađenja vode i zraka u škropilu rashladnog tornja po metodi poluvrijednosti

Sl. 7.43. Rashladni tornjevi s aksijalnim ventilatorima Rashladni tornjevi sa zatvorenom cirkulacijom vode Tamo gdje nije pogodno dovoditi cjevovod radne tvari do udaljenog tornja, a želi se ugraditi izmjenjivač topline manjih gabarita, može se ugraditi aparat iste konstrukcije kao što je evaporativni kondenzator, samo što u cijevnom snopu na kondenzira radna tvar, nego se hladi voda. Time je znatno umanjena i mogućnost zaprljanja i korozije u kondenzatoru, a u postrojenju hlađenja (npr. za potrebe klimatizacije) održava se tlak vode u sustavu pri promjeni smjera strujanja.

Sl. 7.44. Rashladni toranj sa zatvorenom cirkulacijom vode

h

x

1gϑ

2gϑ

1ϑ

5Wgϑ

1Wgϑ

2Wgϑ

3Wgϑ

4Wgϑ

3

4

2

9

8

6 1

5

7

1. Crpka 2. Sapnice za raspršivanje 3. Ventilator 4. Eliminator kapljica 5. Bazen za sakupljanje vode 6. Ulaz zraka 7. Ulaz - izlaz hlađene vode 8. Kućište 9. Hladnjak vode

TEHNIKA HLAĐENJA

159

8. PRIGUŠNI VENTILI I ORGANI Zadatak je prigušnih ventila i organa regulacija protoka radne tvari koja dospijeva u isparivač i prigušivanje radne tvari od tlaka kondenzacije na tlak isparivanja. Kod potopljenih isparivača prigušni ventili održavaju razinu radne tvari u isparivaču, dok kod suhih isparivača održavaju tlak isparivanja i temperaturu pregrijanja. Izvode se kao:

• ručni prigušni ventili • regulatori razine • regulatori tlaka • regulatori temperature pregrijanja • kapilare

8.1. RUČNI PRIGUŠNI VENTIL Ne služi za zatvaranje protoka, već se njegovim pritvaranjem osigurava odgovarajuća protočna površina, a time i željeni pad tlaka kod odgovarajućeg protoka. Za zatvaranje služe zaporni ventili. Ne upotrebljavaju se za prigušivanje u rashladnim uređajima koji trebaju raditi bez nadzora (mogu se koristiti npr. u laboratorijima).

Sl. 8.1. Ručni prigušni ventil 8.2. REGULATORI RAZINE

• Prigušni ventil s plovkom na strani niskog tlaka VPNT • Prigušni ventil s plovkom na strani visokog tlaka VPVT

8.2.1. Prigušni ventil s plovkom na strani niskog tlaka VPNT Ovaj ventil regulira razinu radne tvari u isparivaču, skupljaču kapljevine odnosno separatoru instalacije s poplavljenim isparivačima ili u međuhladnjaku. Kućište ventila 1 zatvoreno je poklopcem 2 s priključcima za dovod i odvod radne tvari, koji se može skidati radi održavanja. Priključak 5 spaja se na prostor s parom a priključak 6 na prostor s kapljevinom radne tvari u isparivaču ili posudi u kojoj treba regulirati nivo, s njom čini spojene posude. Ulaz kapljevine je kroz priključak 3 a izlaz kroz priključak 4. Ovisno o razini kapljevine, plovak 7 preko poluge 8 i igle 9 otvara ili zatvara protok kapljevine kroz sjedište ventila 10. Vijkom 11 može se u malom opsegu mijenjati željena razina.

p p0

TEHNIKA HLAĐENJA

160

Sl. 8.2. Prigušni ventil s plovkom na strani niskog tlaka VPNT Primjer ugradnje VPNT prikazan je na slijedećoj slici. Filter se postavlja radi osiguranja ispravnog rada ventila. Zaporni ventili ispred priključaka postavljaju se radi lakšeg održavanja. Predviđen je i ručni prigušni ventil RPV u slučaju da je VPNT izvan pogona. Visina ugradnje VPNT treba biti takva da isparivači budu ispunjeni kapljevinom približno do 2/3 svoje visine. Uz previsoko postavljen VPNT postoji opasnost da se isparivač prepuni kapljevinom radne tvari i da dođe do hidrauličkog udara. Ako je pak prenisko postavljen, površina isparivača se samo djelomično iskorištava, pa se smanjuje rashladni učinak.

Sl. 8.3. Primjer ugradnje VPNT Ovaj način regulacije razine može se modificirati, tako da se razdvoji funkcija prigušivanja od funkcije doziranja. Jedan je primjer prikazan na sljedećoj slici:

1

7 5 8 9 2

3

10

p

p0

4

11 6

p0

u kompresor

u isparivač

VPNT

RPV

filtar 3

4

5

6

TEHNIKA HLAĐENJA

161

Sl 8.4. Razdvojena funkcija prigušivanja od funkcije doziranja kod VPNT Ovdje plovak preko releja uključuje elektromagnetni ventil koji dozira radnu tvar u odvajač, dok se prigušivanje odvija u odvojenom ventilu. Time su izbjegnuti problemi s mogućim oštećenjem sjedišta ventila uslijed čestih promjena razine u isparivaču. Ovdje pri burnom isparivanju može doći do iskrenja na kontaktima i njihovog izgaranja. To se može izbjeći tako da plovak magnetoinduktivnim putem daje naponski signal pojačalu, koje onda otvara ili zatvara elektromagnetni ventil. 8.2.2. Prigušni ventil s plovkom na strani visokog tlaka VPVT VPVT je slične konstrukcije kao i VPNT. Kućište 1 zatvoreno je poklopcem 2 na kojem su plovak 4 s polugom 3 i iglom ventila 5 koja otvara ili zatvara otvor na sjedištu ventila 6 u ovisnosti o razini radne tvari u kućištu. Kapljevina radne tvari ulazi u kućište kroz priključak 7, a prigušena radna tvar odlazi u isparivač kroz priključak 8.

Sl. 8.5. Prigušni ventil s plovkom na strani visokog tlaka VPVT Kapilarna cjevčica 10 služi za propuštanje plinova koji se ne kondenziraju na niskotlačnu stranu uređaja, odakle ih odsisava kompresor. Bez takvog bi spoja nakupljeni plinovi u kućištu mogli spriječiti dotok radne tvari i tako onemogućiti napajanje isparivača.

Q0

sakupljač

EMV 220 V

1

4 3 10 9

5

6

2

8 7 p p0

p

TEHNIKA HLAĐENJA

162

Regulacijska je karakteristika VPVT da propušta u isparivač svu radnu tvar koja je u kondenzatoru kondenzirala, bez obzira da li je ona u isparivaču potrebna. Ukapljena radna tvar nalazi se u isparivaču. Nije potreban sakupljač kapljevine radne tvari. Jedino kad rashladni uređaj ima jedan isparivač, protok kapljevine radne tvari iz kondenzatora jednaka je onoj količini koja ispari u isparivaču. Zato se VPVT upotrebljava samo ako rashladni uređaj ima jedan isparivač ili isparivače povezane serijski. 8.3. REGULATOR STALNOG TLAKA

Sl. 8.6. Regulator stalnog tlaka To je prigušna naprava koja otvaranjem ili zatvaranjem prigušnog otvora A’ propušta u isparivač upravo toliko radne tvari koliko u njemu može ispariti i koliko se kompresorom može odsisati, a da tlak isparivanja ostane konstantan. Kapljevina radne tvari ulazi kroz priključak 2, prolazi kroz filtar 3 i prigušuje se iglom 4 u sjedištu ventila. Položaj igle 4 koja je preko jarma 5 povezana s mijehom 6 (to može biti i membrana) ovisi o sili opruge F koja se može regulirati vijkom 9 i o sili uslijed razlike tlakova ( )ap ppAF −= 0 , gdje je s ap označen atmosferski tlak koji vlada iznad mijeha zahvaljujući malom otvoru 7 koji povezuje taj prostor s okolinom. Mala sila nastala uslijed razlike tlakova kondenzacije isparivanja ( )0ppAFp −′=′ može se zanemariti.

Iz ravnoteže sila ( )appAF −= 0 slijedi apAFp +=0 , što znači da će za postavljenu silu u

opruzi i konstantan atmosferski tlak biti i tlak u isparivaču konstantan. Time će ovakav regulator održavati i konstantnu temperaturu isparivanja. Primjena ventila za održavanje konstantnog tlaka moguća je samo u rashladnim instalacijama koje imaju jedan suhi isparivač. Kad bi instalacija imala dva ili više isparivača, svaki sa svojim automatskim prigušnim ventilom, došlo bi do hidrauličkog udara u kompresoru, jer je nemoguće da svi isparivači budu uvijek na odgovarajući način toplinski opterećeni. U onim isparivačima kod kojih je toplinsko opterećenje nedovoljno, ne bi isparila dovoljna količina kapljevine, pa bi ona prodrla u usisni cjevovod i kompresor.

1

2

3

4

6

8

7 9

5

10

p0

p

A

A`

F

pa

TEHNIKA HLAĐENJA

163

8.4. REGULATORI TEMPERATURE PREGRIJANJA 8.4.1. Termoekspanzijski ventil TEV Termoekspanzijski ventil je automatska naprava koja prigušivanjem propušta u isparivač upravo toliko radne tvari da se ona u njemu potpuno ispari pri tlaku isparivanja, a zatim još i pregrije na temperaturu 0TTos > . Razlika temperatura 0TTT os −=Δ zove se pregrijanje i TEV ga održava stalnim. Tako se površina isparivača potpuno iskorištava za isparivanje u svim uvjetima rada rashladnog uređaja, a kompresor je zaštićen od hidrauličkog udara, jer se kapljevita radna tvar ne može pojaviti na izlazu iz isparivača.

Sl. 8.7. Termoekspanzijski ventil TEV Kapljevina radne tvari ulazi u kućište 1 kroz priključak 2, prolazi kroz filtar 3 i dolazi u sjedište ventila gdje se prigušuje. Protočna površina A’ ovisi o položaju igle ventila 4, povezane s mijehom (membranom) 6 preko jarma 5. S donje strane na iglu ventila djeluje sila F opruge 7 koja ovisi o položaju vijka za regulaciju 11. Prigušena radna tvar izlazi u isparivač u kojem vlada tlak 0p . Dio kućišta ventila iznad membrane spojen je kapilarnom cijevi 9 s osjetnikom temperature 10, koji se postavlja na izlazu pare iz isparivača. Osjetnik temperature izrađen je u obliku malog metalnog cilindra, ispunjen je nekom lakoisparljivom kapljevinom (to može biti i radna tvar koja se koristi u rashladnom uređaju), pa se ovisno o temperaturi na kojoj se nalazi osjetnik uspostavlja odgovarajući tlak u prostoru iznad mijeha (membrane). Postoje i termoekspanzijski ventili kod kojih je osjetnik temperature ispunjen nekim adsorbentom (npr. aktivni ugalj), dok kapilaru i gornji dio kućišta ventila ispunjava neki plin. Pri višim temperaturama osjetnika smanjuje se mogućnost adsorpcije, pa tlak plina raste, dok se na nižim snižava. Na iglu ventila djeluju sljedeće sile: 1. Sila uslijed razlike tlakova koji djeluju na poprečni presjek A mijeha sa gornje i donje

strane ( )A p pd − 0 2. Sila opruge F 3. Sila uslijed razlike tlaka kondenzacije i isparivanja na površini igle Ai - može se

zanemariti

1 8

11 2

3

4

5 6

9

7

10

B

R

-3 °C

-10 °C

-10 °C F

p

pd

A

A`

p0

TEHNIKA HLAĐENJA

164

Igla zauzima položaj koji je određen ravnotežom spomenutih sila. Ako se promijeni razlika tlakova ( )p pd − 0 igla se pomiče, pa se mijenja i sila opruge F dok se ne izjednači sa silom ( )A p pd − 0 . Tada se igla opet zaustavi. Pomicanjem igle mijenja se i veličina protočnog

presjeka, a time i protok radnog medija kroz ventil. Sila opruge namješta se ručno, vijkom 11, tako da kroz ventil protiče određena količina radnog medija kad iz isparivača izlazi pregrijana para. Temperatura pregrijane pare obično se namjesti za 5- 10 K više od temperature isparivanja. U stacionarnom su stanju sve sile koje djeluju na iglu ventila u ravnoteži i površina presjeka strujanja je takva da protok radne tvari odgovara toplinskom opterećenju isparivača. Ako se toplinsko opterećenje smanji, usporava se isparivanje radne tvari u isparivaču, pa se smanjuje i pregrijanje pare. To smanjuje temperaturu davača, a time i tlak dp , pa se igla pomiče prema gore i smanjuje dotok radne tvari u isparivač. Porastom toplinskog opterećenja pregrijanje raste i ventil povećava protok radne tvari. Na slici 199 a prikazana je radna ili statička karakteristika termoekspanzijskog ventila. Dok nema pregrijanja, ventil je zatvoren. Porastom pregrijanja, rezultanta sila koje djeluju na iglu se smanjuje, i kad ono dostigne tzv. statičko pregrijanje stTΔ počinje otvaranje ventila. Ovisnost postizivog rashladnog učinka 0Q& o pregrijanju TΔ je obično proporcionalna. Nominalni presjek strujanja kojem odgovara nominalni rashladni učinak nQ0

& pri određenim tlakovima p i 0p postiže se kad pregrijanje dosegne nominalnu vrijednost radTΔ . Pri daljnjem porastu pregrijanja dolazi do maksimalnog otvaranja ventila i rashladni učinak dostiže vrijednost max0Q& . Razlika temperatura pTΔ je proporcionalno područje kojem je rashladni učinak proporcionalan pregrijanju. Radna se karakteristika termoekspanzijskog ventila može mijenjati promjenom sile u opruzi (promjena statičkog pregrijanja stTΔ ) čime se karakteristika pomiče lijevo ili desno bez promjene nagiba (slika 199 b) ili promjenom prigušnice, odnosno sjedišta ventila čime se utječe na nagib linije karakteristike (slika 199 c).

Sl. 8.8. Karakteristike TEV Radna karakteristika termoekspanzijskog ventila za neku zadanu radnu tvar, a pri različitim temperaturama odnosno tlakovima isparivanja ovisi o tvari koja se nalazi u osjetniku temperature. Ako je u osjetniku temperature ista radna tvar koja se nalazi i u rashladnom uređaju, onda su za postizanje iste razlike tlaka u osjetniku temperature potrebne različite temperature pregrijanja, a to je posljedica karaktera ovisnosti tlaka o temperaturi zasićenja za pojedinu radnu tvar (linija napetosti). Pri višim temperaturama isparivanja, za postizanje iste

0Q& 0Q& 0Q&

nQ0& nQ0

&

max0Q&

stTΔ pTΔ pTΔ stTΔ stTΔ

radTΔ

radTΔ

p = konst p0 = konst

rasterećena opruga

pritegnuta opruga

manja prigušnica

veća prigušnica

a b c

TEHNIKA HLAĐENJA

165

promjene tlaka, odnosno isto otvaranje ventila (sila opruge i prigušnica su nepromijenjeni) potrebno je manje pregrijanje nego je to slučaj pri nižim temperaturama isparivanja. Zato će na nižim temperaturama isparivanja toplinsko iskorištenje isparivača biti lošije nego na višim. Pogodnim odabirom radne tvari u osjetniku temperature čiji je tok u odnosu na istu takvu krivulju radne tvari u rashladnom uređaju takav da se za iste vrijednosti pregrijanja

TΔ postignu približno iste razlike tlaka pΔ u osjetniku temperature u širem rasponu temperatura isparivanja.

Sl. 8.9. Ovisnost tlaka i temperature za različita punjenja davača

Postoje i termoekspanzijski ventili koji ograničuju maksimalni tlak isparivanja, da bi se na taj način kompresor i njegov pogonski motor zaštitili od preopterećenja. To su tzv. MOP termoekspanzijski ventili (Maximum Operating Pressure). Masa kapljevine koja se nalazi u osjetniku temperature tolika je, da kod neke određene temperature sva kapljevina ispari. Porastom temperature u osjetniku, mijenja se tlak zasićenja po krivulji zasićenja, (dio krivulje A). Kad sva kapljevina ispari, preostala para se ponaša u skladu s jednadžbom stanja za realne plinove (dio krivulje B), tada je porast tlaka s temperaturom sporiji. Zbog toga će TEV biti zatvoren, u isparivač neće dotjecati kapljevina i tlak isparivanja neće moći više porasti. Ako je pad tlaka u isparivaču velik, onda će se upotrebom TEV kakav je dosada prikazan postići veće pregrijanje od onog za koje je ventil namješten. To je zato što će u kućištu ispod membrane (ili mijeha) djelovati tlak up0 koji je viši od tlaka ip0 na izlazu iz isparivača. kako će stvarno pregrijanje zbog toga biti veće od namještenog, biti će i isparivač lošije iskorišten.

Sl. 8.10. Tlakovi i temperature u isparivaču s povećanim padom tlaka

T01 Td1 Td2 T02

p01 pd1

p02 pd2

p p

pd2

p02

pd1

p01

T01 Td1 T02 Td2

MOP

radna tvar u osjetniku temperature

radna tvar u isparivaču

radna tvar u isparivaču i osjetniku temperature

Δp2

Δp1 Δp1

Δp2

ΔT1 ΔT2

ΔT2

ΔT1

B A

T01 T0u Td

p01 pd1

pd

p radna tvar u isparivaču i osjetniku temperature

Δp

ΔpR

ΔTnamješteno

ΔTstvarno

T

TEHNIKA HLAĐENJA

166

8.4.2. Termoekspanzijski ventil s vanjskim izjednačenjem tlaka Da bi se ovaj nedostatak otklonio, koristi se za isparivače kod kojih se javlja relativno velik pad tlaka termoekspanzijski ventil s vanjskim izjednačenjem tlaka (TEVV). Konstrukcija je slična TEV, samo se posebnom cjevčicom prostor ispod membrane (mijeha) poveže s izlazom iz isparivača, tako da ispod membrane vlada tlak ip0 . Prolaz kroz pregradu 12 je zabrtvljen. Na taj se način osigurava da stvarno pregrijanje odgovara namještenom.

Sl. 8.11. Termoekspanzijski ventil s vanjskim izjednačenjem tlaka 8.4.3. Elektronički ekspanzijski ventil Dok termoekspanzijski ventili rade bez pomoćne energije, elektronički ekspanzijski ventil je motorni igličasti ventil koji djeluje kao dio regulatora prikazanog na slici 8.12. i za svoj rad treba električnu energiju. U elektronički krug uključen je mikroprocesorski regulator koji temeljem signala s davača temperatura i tlakova mijenja izlazni signal, a time i položaj igle, odnosno protočnu površinu ventila. Osnovni davači su davač temperature S2 i tlaka Po, a sustav je moguće opremiti i dodatnim davačima, ovisno o zahtijevanoj funkciji regulacije. Budući da se ulazni signali obrađuju u regulatoru, može se osigurati proizvoljno pregrijanje, odnosno proizvoljna regulacijska karakteristika.

Sl. 8.12. Regulacija s elektroničkim ekspanzijskim ventilom

14

12 13

pd

p0i

p0u

p

p0i

Regulator

Elektronički ekspanzijski ventil

Davač temperature na izlazu Davač tlaka na izlazu

Isparivač

TEHNIKA HLAĐENJA

167

8.5. KAPILARE

Sl. 8.13. Rashladni uređaj s kapilarnom cijevi kao prigušnim organom Prigušenje se ostvaruje hidrauličkim otporima strujanja radne tvari u kapilari. Kapilara nije regulator, ali zahvaljujući svojim svojstvima pojednostavljuje automatizaciju malih rashladnih uređaja. To je cijev malog promjera 0,5 – 2 mm, duljine oko 0,8 – 3 m koja povezuje kondenzator i isparivač. Protok kroz kapilarnu cijev mijenja se tijekom rada kompresora ovisno o razlici tlakova isparivanja i kondenzacije. Zbog toga se mijenja i udio kapljevine u isparivaču i kondenzatoru, što mijenja i njigov stupanj iskorištenja. Pri isključivanju kompresora iz rada, izjednačava se tlak u isparivaču i kondenzatoru. Volumen isparivača treba biti takav da može primiti svu kapljevinu, bez da se ona prelije u usisni vod. Smanjenje razlike tlakova omogućuje start kompresora u rasterećeno stanju, a to opet omogućuje primjenu jeftinijih elektromotora.

Kondenzator

Isparivač

Kompresor Kapilara

p

p0

TEHNIKA HLAĐENJA 2007

168

9. CJEVOVODI ZA RADNU TVAR 9.1. PREPORUČENE BRZINE I PADOVI TLAKA Da bi rashladni sustav mogao funkcionirati, pojedine komponente moraju se povezati cjevovodima. Dimenzije tih cjevovoda utječu u velikoj mjeri na rad sustava. S gledišta cijene uređaja poželjno je da su cjevovodi za radnu tvar čim manjeg promjera. S druge strane, čim su promjeri cjevovoda manji tim je veći pad tlaka, pa se smanjuje i faktor hlađenja (sl. 6.8.), a time se povećavaju troškovi rada sustava, pa su s gledišta pogonskih troškova poželjni veći promjeri cjevovoda. Iz navedenog je jasno da se kod odabira dimenzija cjevovoda radi o određivanju optimalne vrijednosti promjera cjevovoda, koji osiguravaju minimalne ukupne troškove sustava, a ti troškovi uključuju troškove gradnje i troškove pogona. Tipične brzine strujanja (orijentacijske vrijednosti) prikazane su u tablici 9.1. To su optimalne brzine strujanja kod kojih pad tlaka nije toliko velik da bi njegov utjecaj na troškove rada bio od većeg značaja. Tab. 9.1. Orijentacijske vrijednosti preporučenih brzina strujanja radnih tvar u cjevovodima

Radna tvar Usisni vod m/s

Tlačni vod m/s

Kapljevinski vod m/s

R 717 10÷20 (30) (10) 15 ÷ 25 0,5 ÷ 1,25 R 22 5(7) ÷ 25(18) (8) 10 ÷ 20 0,5÷1 (1,25)

manji uređaji 4 ÷ 9 8 ÷ 11 R 134a veći uređaji 7 ÷ 12 10 ÷ 15 0,4 ÷ 0,8

R 4.. (zeotropske smjese) 8 ÷ 20 10 ÷ 20 0,5 ÷ 1 S navedenim brzinama osigurani su umjereni padovi tlaka po dužnom metru cjevovoda. Na ukupni pad tlaka utječe i duljina cjevovoda, pa se obično ograničuje i ukupni pad tlaka u cjevovodu. Tab. 9.2. Orijentacijske vrijednosti preporučenih ukupnih padova tlaka u cjevovodima

Radna tvar Usisni vod 0 ÷ -30oC

bar

Usisni vod < -30oC

bar

Tlačni vod

bar

Kapljevinski vod od receivera do prig. ventila

R 717 0,05 ÷ 0,2 0,05 0,14 ÷ 0,28 R 22 0,07 ÷ 0,2 0,07 0,14 ÷ 0,28

R 134a 0,07 ÷ 0,2 0,06 0,17 ÷ 0,35 R 4.. 0,07 ÷ 0,15 0,05 0,15 ÷ 0,35

ne dozvoliti isparivanje u

cjevovovodu do prigušnog ventila

Pad tlaka fluida u zasićenom stanju povezan je s promjenom temperature, Često se u tablicama prikazuju ostvarivi rashladni učinci kod protoka radne tvari kroz cjevovod odgovarajućeg promjera, koji osiguravaju da promjena temperature zasićenja uslijed pada tlaka ne prijeđe neku unaprijed zadanu graničnu vrijednost. Vrijednosti se obično odnose na dužni metar cjevovoda. Primjer za amonijak dan je u tablicama 9.3 i 9.4 (Izvor: ASHRAE Handbook - Refrigeration 2006). Slični podaci dani su i za ostale radne tvari.

TEHNIKA HLAĐENJA 2007

169

Tab. 9.3. Raspoloživi učinci (kW) pri protoku amonijaka kroz čelične cjevovode, s padovima tlaka koji odgovaraju ekvivalentnoj promjeni temperature 0,005 K/m i 0,01 K/m. Tab. 9.4. Raspoloživi učinci (kW) pri protoku amonijaka kroz čelične cjevovode, za usisne, tlačne i kapljevinske cjevovode

Temperatura zasićenja usis oC

Nominalni promjer čeličnog cjevovoda mm

Nominalni promjer čeličnog cjevovoda mm

Temperatura zasićenja usis oC

nominalni promjer čeličnog

cjevovoda mm

Tlačni cjevovodi ΔT=0,02 K/m Δp=684 Pa/m

Usisni cjevovodi ΔT=0,02 K/m Cjevovodi kapljevine

Brzina = Temperatura zasićenja za usis oC Temp. zasićenja za usis oC

nom. promjerčeličnogcjevov.

mm

TEHNIKA HLAĐENJA 2007

170

Brzine strujanja ne smiju biti niti preniske, jer to može prouzročiti probleme s povratom ulja u kompresor kod radnih tvari koje otapaju ulja (npr. HCFC-i). To je posebno važno kad se strujanje odvija prema gore u vertikalnim cijevima. Približna vrijednost mimimalne brzine koja osigurava povrat ulja je

ρ126

≥w

gdje je w brzina u m/s, a ρ gustoća u kg/m3. 9.2. IZRAZI ZA IZRAČUNAVANJE PADA TLAKA U CJEVOVODIMA 9.2.1. Jednofazno strujanje -strujanje pare ili kapljevine 9.2.1.1. Pad tlaka uslijed trenja Za određivanje pΔ koristi se izraz za pad tlaka kod jednofaznog strujanja:

2

2wdLp

irr

ρλ=Δ

Ovisno od visine hrapavosti cijevi aR i Reynoldsove značajke koja se izračunava prema

izrazu ( )μπμμ

ρν d

mdAmdwwd && 4Re ==== koriste se različiti izrazi za faktor trenja.

m& [kg/m2 s] predstavlja gustoću masenog protoka radne tvari

Za 100000Re3000 << koristi se često korelacija Blasiusa 25,0Re158,0

=rλ .

Druga, često korištena korelacija Colburna je

Za 200000Re5000 << 2,0Re092,0

=rλ .

Još jedna, često korištena korelacija za glatke cijevi i široko područje vrijednosti Reynoldsove značajke je korelacija koju je dao Gnielinski

Za 6105Re2300 ⋅<< vrijedi ( )264,1Reln79,0

5,0−

=rλ .

9.2.1.2. Pad tlaka uslijed lokalnih otpora

2

2wdLp

iloklok

ρλ=Δ

Faktori lokalnih otpora fazonskih komada (lukovi, račve, suženja, proširenja), armature i sl. daju se u tablicama hidrauličkih otpora.

TEHNIKA HLAĐENJA 2007

171

Lokalni otpori mogu se uzeti u obzir na način da se otpor fazonskih komada, armature i sl. uzmu kroz ekvivalentnu duljinu cjevovoda, što znači da se lokalni otpor strujanju iskaže kao otpor strujanja uslijed trenja kroz dio cjevovoda istog nazivnog otvora i duljine L. Tab. 9.5. Gubici fazonskih komada izraženi u ekvivalentnim metrima duljine cjevovoda Tab. 9.6. Gubici suženja i proširenja izraženi u ekvivalentnim metrima duljine cjevovoda

Naglo proširenje d/D Naglo suženje d/D Oštar rub Ubod cijeviNominalni

promjer cijevi

mm

Ulaz Izlaz Ulaz Izlaz

Koljena T - komadi Protok uzduž T - komada Protok

kroz ogranak

Nazivni promjer cijevi

mm

TEHNIKA HLAĐENJA 2007

172

9.2.2. Dvofazno strujanje -strujanje smjese pare i kapljevine Za određivanje ukupnog pada tlaka pΔ u cijevima u kojima se odvija isparivanje potrebno je odrediti pad tlaka zbog trenja rpΔ , promjena tlaka zbog ubrzanja ili usporenja fluida u cijevi

upΔ i statički pad tlaka skpΔ uzrokovan razlikom visine.

sur pppp Δ+Δ±Δ=Δ Pad tlaka uslijed ubrzavanja između presjeka 1 i 2 računa se pomoću impulsnog stavka:

22

211

222 wwp mm

uρρ

−=Δ .

gdje su 2w i 1w izlazna i ulazna brzina radne tvari na dijelu cjevovoda. Tu se podrazumijeva da radna tvar isparuje, dakle dovodi joj se toplina. statički pad tlaka skpΔ računa se kao:

∫=ΔH

ms dzp0

ρ

Ovdje je problem odrediti gustoću smjese kapljevine i pare mρ . Ako se priomijeni tzv. homogeni model, gdje je usvojeno da su brzine dviju faza jednake, može se pisati:

( ) vlmm

xvvxv +−== 11ρ

gdje je lv specifični volumen kapljevine, vv specifični volumen pare i x udio pare. Pad tlaka uslijed trenja kod dvofaznog strujanja može se odrediti korištenjem Chisholmovog modela kao:

2llr pp ΦΔ=Δ ,

pri čemu je:

( ) ( ) ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +−Γ

−Γ−=Φ 8,19.09.022 12111 xxxl &&&

i 1,05,0

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=Γ

l

g

g

l

μμ

ρρ

Množilac za dvofazno strujanje lΦ ovdje se odnosi na kapljevitu fazu. Za određivanje lpΔ usvaja se da kroz cijev teče samo kapljeviti dio struje i da potpuno ispunjava presjek cijevi. Ukupni pad tlaka dobiva se integracijom po dužini cijevi.

TEHNIKA HLAĐENJA

173

10. RADNE KARAKTERISTIKE KOMPRESIJSKIH RASHLADNIH UREĐAJA Rad pojedine komponente rashladnog uređaja (kompresora, prigušnog ventila, kondenzatora i isparivača) nije neovisan o radu ostalih komponenti. usklađivanjem radnih karakteristika pojedinih komponenti dobiva se radna karakteristika cijelog rashladnog uređaja. 10.1. KARAKTERISTIKA KOMPRESORA Kako je već ranije bilo rečeno, rashladni učinak koji kompresor može ostvariti pri nekim zadanim uvjetima rada je

vnqzsdvq

nzsdqnzsdQ 0

2

1

02

01

2

0 444πλπλρπλ ===& [kW]

Rashladni učinak koji kompresor može ostvariti pri konstantnoj temperaturi kondenzacije T i pothlađene radne tvari pT može se prikazati kao funkcija promjenjive teperature isparivanja 0T i smanjuje se sa smanjenjem temperature isparivanja 0T . Sa zadanim T , pT i 0T može se

izračunati i faktor hlađenja, kao i potrebna efektivna snaga za pogon kompresora eP& . Krivulja potrebne snage ima maksimum kod neke temperature koja je viša od uobičajene radne temperature. Ovakav tok krivulje snage slijedi iz promjene stupnja dobave λ i izentropskog stupnja djelovanja iis−η s promjenom temperature T0. Kako su temperature radne tvari u rashladnom uređaju prije početka rada obično ujednačene, treba voditi računa o tome da će kompresor trošiti više snage pri višim temperaturama isparivanja nego pri uobičajenim radnim temperaturama. Na kojoj će se temperaturi pojaviti maksimalna snaga kompresora, ovisi o radnoj tvari koja se koristi. Za R12 to je između –5oC i 0oC, dok je npr. za R 134a taj maksimum dobiven proračunom na oko 10oC. Uobičajeno je odabrati elektromotor kompresora cca. 15 % veće snage od maksimalne snage maxeP .

Sl. 10.1 Karakteristika kompresora (različita mjerila za 0Q& i eP& ) Dijagram se odnosi samo na konstantne temperature kondenzacije i pothlađene kapljevine radne tvari. Što je viša temperatura kondenzacije, rashladni će učinak biti manji, a potrebna snaga veća.

eP&

0Q&

0ε

0T

eP&

0Q&

0ε

konstTT p =,

TEHNIKA HLAĐENJA

174

10.2. KOMPRESOR I ISPARIVAČ O međusobnom odnosu karakteristika kompresora i isparivača rashladnog uređaja ovisi i postignuta temperatura isparivanja. Kompresor će ostvariti rashladni učinak 0Q& pri temperaturi isparivanja 0T samo onda ako se u isparivaču taj isti rashladni učinak može prenesti radnoj tvari. Kako za isparivač vrijedi TkAQ Δ−=0

& gdje je ( )hTTT −=Δ 0 razlika temperature radne tvari i hlađenog tijela, to će karakteristika isparivača biti predstavljena pravcem u koordinarnom sustavu 0Q& , 0T , čiji je nagib kA−=αtan (uz pretpostavku da se koeficijent prijelaza topline ne mijenja s temperaturom). Točka B u kojoj se siječe karakteristika kompresora s karakteristikom isparivača je ravnotežna radna točka kojom je određena temperatura u isparivaču nT0 i rashladni učinak nQ0

& koji će ostvariti kompresor i isparivač.

Sl. 10.2. Karakteristike kompresora i isparivača i zajednička radna točka Veći koeficijent prijelaza topline ili veća površina isparivača rezultirati će manjim nagibom pravca koji predstavlja karakteristiku isparivača. To znači da će se s većim isparivačem ili isparivačem koji ima bolji koeficijent prolaza topline ostvariti viša temperatura isparivanja.

Sl. 10.3. Utjecaj svojstava isparivača na položaj radne točke

K

I

0Q&

0T hT

B

nT0

nQ0&

konstTT p =,

α

0Q&

0T ΔT’ΔT

T’0T0

B`

B

α′ α

TEHNIKA HLAĐENJA

175

U stvarnosti radna karakteristika isparivača nije pravac. Kod nižih temperatura mijenjaju se uvjeti prijelaza topline, pa karakteristika isparivača odstupa od pretpostavljene linearne karakteristike. Što su temperature u hladionici niže, to je odstupanje veće, jer je izraženiji utjecaj naslaga inja i leda na isparivaču. Što je deblji sloj inja, to je koeficijent prolaza topline manji, kut α je veći i temperatura isparivanja je niža, a rashladni učinak manji. Ako se smanji dobava kompresora (kao posljedica regulacije), porasti će se i temperatura isparivanja, a smanjit će se rashladni učinak. U stvarnom će se rashladnom uređaju smanjiti i temperatura kondenzacije, jer će manji protok radne tvari kroz kondenzator (čija se površina ne mijenja) imati za posljedicu manju izmijenjenu toplinu, pa će rezultirati i manjom razlikom temperature, a time i nižom temperaturom kondenzacije.

Sl. 10.4. Utjecaj promjene dobave kompresora na položaj radne točke 10.3. NESTACIONARNE PROMJENE NA POČETKU HLAĐENJA Prije početka rada rashladnog uređaja temperature su u cijelom rashladnom postrojenju i hladionici jednake. Početkom rada uspostavlja se početno stanje u rashladnom uređaju gdje je rashladni učinak najveći (radna točka B1). Snižavanjem temperature hladionice snižava se i temperatura isparivanja, raste potrebna snaga za pogon kompresora (ovisno o upotrijebljenoj radnoj tvari) i ona je maksimalna kod neke temperature hladionice 2hT i odgovarajuće temperature isparivanja 02T . Daljnjim snižavanjem temperature u hladionici do željene temperature 3hT , a time i temperature isparivanja do 03T postignuto je željeno radno stanje rashladnog uređaja. Dalje se temperatura hladionice može regulirati npr. termostatom koji će uključivati i isključivati kompresor, pri čemu će se temperatura hladionice mijenjati u granicama od 3hT do 3hT ′ . To će imati za posljedicu nešto veći rashladni učinak pri startu kompresora, odnosno niži učinak prije njegova isključivanja.

K1

I

0Q&

0T 02T

B2

01T

02Q&

konstTT p =,

K2

B1

hT

01Q&

TEHNIKA HLAĐENJA

176

Sl. 10.5. Karakteristike rashladnog uređaja u nestacionarnim promjenama pri početku hlađenja

Promjena temperature u hladionici s vremenom prikazana je na slijedećoj slici. S 0 je označeno vrijeme kad kompresor ne radi, a s 1 vrijeme kad kompresor radi.

Sl. 10.6. Nestacionarne promjene temperature pri početku hlađenja i ustaljenom pogonu 10.4. REGULACIJA RADA RASHLADNOG UREĐAJA Jedan vrlo čest način regulacije prikazan je na slici 10.7. Svi su kontakti presostata i termostata nacrtani u položaju kada je uređaj u pogonu, tj. kada je temperatura hladionice iznad tražene temperature.

Th1=T Th Th2Th3 T02 T01T03 T'h3

B3 P2

Q0k

Q0 P

I II

III

Pe

P1

B1 B2

t

T Th

T0 T0max

T0min

Thmax

1 2 2 1 1

T Th

T0 T0max T0min= T03

Thmax= T'h3

1 0 0 1 1

Thmin= Th3

TEHNIKA HLAĐENJA

177

Sl. 10.7. Shema regulacijskog uređaja rashladnog postrojenja Regulacijski uređaj opremljen je termostatom u hladionici i presostatom niskog tlaka. Hlađenjem se temperatura u hladionici snizuje i kad dosegne minimalnu vrijednost, termostat prekida strujni krug magnetnog ventila, on se zatvori i napajanje isparivača radnom tvari prestane. Kompresor i dalje radi, dok se tlak na njegovom usisnom priključku ne snizi do minimalne dozvoljene vrijednosti kada presostat niskog tlaka prekida strujni krug svitka elektromagnetne sklopke kompresora. Hlađenje prestaje, a u isparivaču vlada minimalni tlak. Kod porasta temperature u hladionici na maksimalnu dozvoljenu vrijednost, termostat uključuje strujni krug elektromagnetnog ventila, on se otvara, tlak u isparivaču raste jer dotječe radna tvar iz kondenzatora ili sakupljača kapljevite radne tvari, presostat niskog tlaka uključuje sklopnik elektromotora kompresora i hlađenje se nastavlja. Uređaj je osiguran presostatom visokog tlaka, koji otvara svoj prekidač kada tlak u kondenzatoru premaši najviši dopušteni tlak. Tada se prekida napajanje strujnih krugova automatike i uređaj se automatski zaustavlja, a uključuje se alarmna sirena.

0 R S T

MS

A

EM

C

K

PNT

PVT

GP

T OS hϑ

MV TEV I

TEHNIKA HLAĐENJA

178

11. APSORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI Teorija apsorpcijskih rashladnih uređaja temelji se na termodinamici smjesa, jer rade sa smjesama dviju ili više tvari. Razlikuju se dvije grupe: rashladni uređaji s kontinuiranim pogonom (češće se primjenjuju) rashladni uređaji s diskontinuiranim pogonom (ovdje se neće razmatrati). Diskontinirani pogon se najčešće koristi zbog toga što je adsorbent kruta tvar. Većina apsorpcijskih uređaja s kontinuiranim pogonom radi s dvojnim smjesama, kao što su voda – amonijak (H2O – NH3), ili litijev bromid – voda (LiBr – H2O). Da bi se razumio rad apsorpcijskih rashladnih uređaja, potrebno je poznavati osnove termodinamike smjesa. Kratak prikaz dan je u nastavku. 11.1. DVOJNE SMJESE Smjese dobivamo miješanjem jednostavnih tvari. Smjese mogu biti homogene i heterogene. Homogene smjese imaju svugdje isti tlak p, temperaturu T (ϑ ), gustoću ρ , i sastav ξ (u svim, ma kako malim volumenima ). Tipične homogene smjese sastavljene su iz dva plina, ali ima i homogenih smjesa i kod kapljevina (npr alkohol i voda) i krutih tvari. Heterogene smjese nemaju ova svojstva. Primjer heterogene smjese je npr. smjesa vode i ulja. Homogene smjese se ne mogu bez potroška rada rastaviti na sastavne dijelove. Heterogene smjese možemo samim mehaničkim sredstvima, teoretski bez potroška rada, razdvojiti na homogene faze iz kojih su sastavljene. Smjese mogu biti sastavljene iz dvije ili više tvari. Smjese koje se sastoje iz dvije tvari nazivaju se dvojne ili binarne smjese. Što se smjesa sastoji iz više tvari razmatranja su zamršenija. Stanje smjese se može jednoznačno odrediti ako je poznat tlak p, temperatura T, i sastav. Tvar 1 Tvar 2 Svojstva tvari 1 označavamo sa ′. h′ h′′ Svojstva tvari 2 označavamo sa ′′. s′ s′′ Svojstva smjese označavamo bez crtice. v′ v′′ Smjesa mase M kg sadrži M′ kg tvari 1 i M′′ tvari 2. Maseni udio tvari 2 u 1 kg smjese označavamo sa ξ.

MM

MMM ′′

=′′+′

′′=ξ MMM ′′+′=

Ako u 1 kg smjese ima ξ kg tvari 2 onda ima 1-ξ kg tvari 1.

TEHNIKA HLAĐENJA

179

za čistu tvar 1 vijedi ξ=0 za čistu tvar 2vrijedi ξ=1 ⇒ sastav smjese kreće se od ξ=0 do ξ=1 11.1.1. Toplinske pojave kod miješanja (sa i bez odvođenja topline)

Sl. 11.1. Ustaljeno miješanje (miješanje se odvija kod p=const.) Kod miješanja idealnih plinova jednake temperature temperatura se prilikom miješanja ne mijenja ukoliko se izvana ne dovodi niti odvodi toplina. To dosta točno važi i za realne plinove ukoliko ne nastaju kemijske reakcije. Kod miješanja kapljevina više nije tako. Kod nekih smjesa prilikom mješanja temperatura raste, dok se kod drugih javlja sniženje temperature tj. općenito govoreći temperatura se mijenja. Želimo li da miješanje bude izvedeno tako da temperatura smjese bude jednaka početnoj temperaturi moramo mješalištu dovesti ili odvesti toplinu. Tu toplinu nazivamo izotermna toplina miješanja i označujemo je sa qt, ona ovisi o vrsti smjese i sastavu, a kod nekih smjesa i o temperaturi. Ta toplina može biti qt > 0 ako toplinu treba dovoditi i qt < 0 ako toplinu treba odvoditi, ili qt = 0 ako ne treba odvoditi ni dovoditi. qt se izražava u kJ/kg smjese. Za ξ = 0 i ξ = 1 ⇒ qt = 0 ξ=0 tvar 1 ( H2O ) (qt)ξ=0= 0 (qt)ξ=1= 0 ξ=1 tvar 2 ( NH3 )

Sl. 11.2. Toplina miješanja vode i amonijaka Sl. 11.3. Toplina miješanja vode i etanola Tvari 1 i 2 na slikama 11.2. i 11.3. su prije miješanja imale temperaturu 0°C.

ϑ

ϑ

ξ

p=konst

qt ovisi o temperaturi qt ne ovisi o temperaturi

TEHNIKA HLAĐENJA

180

Ako je qt > 0, trebamo dovoditi toplinu da održimo istu temperaturu, pa je tada moguće miješanjem dviju tvari ostvariti hlađenje. Toplina miješanja je u uskoj vezi s entalpijom smjese. Prema prvom glavnom stavku vrijedi. dq = dh - vdp

∫−−=2

112 d pvhhq

Ako se miješanje odvija kod p = const., slijedi dp=0 i qp = h2 - h1 = qt kJ/kg smjese

h2 - entalpija smjese nakon miješanja h1 - entalpija tvari (sudionika) prije miješanja

( ) hhh ′′⋅+′−= ξξ11

h′ - specifična entalpija tvari 1 kod temperature ϑ

h′′- specifična entalpija tvari 2 kod temperature ϑ ako se za entalpiju smjese nakon miješanja piše: h2 = h , onda je qt = h – h1 qt = h - {( 1 - ξ )h′ + ξ h′′ } h = qt + {( 1 - ξ )h′ + ξ h′′ } 11.1.2. Merkelov h - ξ dijagram

Sl. 11.4. Toplina miješanja i izoterme u h - ξ dijagramu qt – dobiveno mjerenjima i uneseno u dijagram. Za q t = 0 entalpija smjese jednaka je entalpiji tvari prije miješanja.

konst=ϑ

h''

h'

h ′′ξ ( )h′−ξ1

( )hh ′−+′′ ξξ 1

qt<0

0 1 1 ξ

h h1

qt>0

tvar 1 tvar 2

qt

TEHNIKA HLAĐENJA

181

Izoterma za više temperature ide prema gore, a za niže prema dolje. Izotermna toplina miješanja - izotermna integralna toplina miješanja može se odrediti tako da posudi u kojoj se nalazi (1-ξ0) kg tvari 1 dovedemo ξ0 kg tvari 2 i izmjerimo toplinu qt koju treba dovesti da temp. ostane nepromjenjena, ili da se posudi u kojoj se nalazi (1-ξ0) kg tvari 1 postepeno dodaju male količine tvari 2 i svaki put se izmjeri potrebna toplina miješanja. U oba slučaja topline qt moraju biti jednake. 11.1.3. Miješanje U posudi su dvije tvari odijeljene pregradom koja se može pomicati.

Sl. 11.5. Promjena volumena pri miješanju v0 - volumen prije miješanja ( ) vvv ′′⋅+′−= ξξ10 Ako podignemo pregradu nivo će se povisiti ili sniziti i u posudi će smjesa zauzeti volumen 0vv ≠ . Kod nekih kapljevina volumen se povećava, kod drugih smanjuje, a kod nekih smanjuje do nekog sastava a zatim se povećava (ovo svojstvo može se koristiti kod mjerenja sastava smjese).

Sl. 11.6. Dijagram promjene volumena pri miješanju

na jednom dijelu smanjenje, a na jednom povećanje volumena volumen se smanjuje

TEHNIKA HLAĐENJA

182

11.1.3.1. Pravilo miješanja i temperatura miješanja Mješalištu se dovode dvije struje od kojih je svaka smjesa dviju tvari (1 i 2).

Sl. 11.7. Uz bilance tvari i topline pri miješanju Bilanca ukupne količine tvari daje 121 =+ μμ

1μ je udio smjese sastava ξ1 u 1 kg smjese sastava ξ

2μ je udio smjese sastava ξ2 u 1 kg smjese sastava ξ p1 = p2 = p - usvajamo da su tlakovi jednaki Postavljaju se 3 bilance :

1. Ukupna bilanca tvari 121 =+ μμ 2. Bilanca tvari 2 ξξμξμ =+ 2211 3. Bilanca topline mhhh =+ 2211 μμ

iz 1. i 2. ⇒ 12

21 ξξ

ξξμ−−

= , 12

12 ξξ

ξξμ−−

=

ako to uvrstimo u 3. bilancu ⇒ ( )1212

11 hhhhm −

−−

+=ξξξξ

taj izraz možemo predočiti u dijagramu

Sl. 11.8. Pravac miješanja u h,ξ - dijagramu - uz poznate h1 , ξ1 , 1μ i poznate h2 , ξ2 , 2μ iz dijagrama se može odrediti hm i ξ

1μ kg

22222 ,,,, ϑξ vph

11111 ,,,, ϑξ vph

2μ kg

1 kg

ϑξ ,,,, vphm Mješalište

TEHNIKA HLAĐENJA

183

( )

( ) 11212

11

1212

1

12

1

12

1

hhhhMNh

hhMNhh

MN

hMNh

m

m

+−−−

=+=

−−−

=⇒−−

=−

+=

ξξξξ

ξξξξ

ξξξξ

Za miješanje važi pravilo : U h,ξ - dijagramu leži stanje smjese kod toplinski nepropusnog miješanja uvijek na pravcu miješanja. Ovo pravilo nije vezano na to u kakvom se agregatnom stanju nalaze struje miješanja. Ako su poznate izoterme u h,ξ - dijagramu možemo očitati i temperaturu smjese nakon miješanja

mϑ

Sl. 11.9. Pravac miješanja i temperatura smjese u h ,ξ - dijagramu 11.1.3.2. Miješanje uz dovođenje topline Ako se miješanje ne vrši toplinski nepropusno tada će entalpija proizvedene smjese biti veća ili manja od podataka koje daje pravac miješanja, ovisno o tome da li se toplina dovodi ili odvodi tj. da li je q > 0 ili je q < 0. Uzmimo da se mješalištu dovodi toplina q. Tada je stanje nakon miješanja i grijanja H , a entalpija nakon miješanja h :

Sl. 11.10. Miješanje uz dovođenje topline u h,ξ - dijagramu

1

1

0

konst=ϑ

h

M

1

2

mϑ 2

2ϑ

1ϑ

ξ

2μ

1μ

1

1 0

konst=ϑ

q

M

1

2

mϑ

2 2ϑ

1ϑ

ξ

2μ

1μ H

hϑ

h

TEHNIKA HLAĐENJA

184

Točka H koja predstavlja stanje smjese u h,ξ - dijagramu nakon miješanja i dovođenja topline ne leži više na pravcu miješanja već je za dužinu q iznad pravca miješanja. Ukoliko se toplina q odvodi tada se točka H dobije tako da se q nanosi od točke M prema dolje. 11.1.4. Isparivanje Ako se nekoj jednostavnoj tvari dovodi toplina kod konstantnog tlaka, temperatura raste do temperature vrenja kod koje tvar počinje kipjeti stvarajući mjehuriće pare. Uz daljnje dovođenje topline pare ima sve više, a temperatura se prilikom isparivanja ne mijenja. Tek kad ispari cijela kapljevina, ako se i dalje dovodi toplina temperatura počinje rasti. Ako se nekoj homogenoj smjesi npr. smjesi H2O-NH3 polaznog sastava ξ1 i temperature 1ϑ dovodi toplina kod konstantnog tlaka p, temperatura raste do temperature vrenja 2ϑ kod koje smjesa počinje kipjeti stvarajući pri tome mjehuriće pare. Analizom se može ustanoviti da je temperatura nastale pare jednaka temperaturi kapljevine 32 ϑϑ = , ali se sastav pare ξ3 razlikuje od sastava kapljevine ξ1 = ξ2.

Sl. 11.11. Isparivanje smjese u ξϑ, - dijagramu Tvar 1 vrije kod tlaka p=const. i kod konstantne temperature ϑ′ (ϑ′ predstavlja temperaturu vrele kapljevine i suhozasićene pare tvari 1) Tvar 2 vrije kod tlaka p=const. i kod konstantne temperature ϑ ′′ Kapljevina stanja 1 ugrijava se do stanja 2, odnosno do temperature vrenja kada se počnu stvarati prvi mjehurići pare. Ta je para bogatija na tvari 2, tako da je ξ3 > ξ1 = ξ2 ξ3 – ravnotežni sastav pare za sastav kapljevine ξ kod tlaka p i kod temperature 2ϑ . Kapljevina stanja 2 u ravnoteži je s parom stanja 3. Kako je ξ3 > ξ1 = ξ2, daljnjim isparivanjem preostala kapljevina osiromašuje na tvari 2. Osim toga daljnjim isparivanjem temperatura raste iako se tlak nije promjenio. Preostala kapljevina sve je siromašnija sa tvari 2. Zadnje kapljice kapljevine biti će sastava 7ξ . Ako dovođenjem topline dolazimo u stanje 4 u posudi se nalazi smjesa kapljevine stanja 5 i pare stanja 6 iste temperature 654 ϑϑϑ == . Sastav ξ5 ≠ ξ6. (ξ5 – sastav kapljevine, ξ6 – sastav pare). Kod temperature 4ϑ u ravnoteži je kapljevina stanja 5 i para stanja 6.

TEHNIKA HLAĐENJA

185

Proizvedena para (8) ima isti sastav kao i početna kapljevina. Nakon što sva kapljevina ispari, para će se pregrijati i ponašati kao svaka plinska smjesa. Mogu se odrediti ravnotežna stanja pare i kapljevine za različite sastave ξ . Linija rošenja dobije se ako spojimo stanja ravnotežne pare. Linija vrenja dobije se ako spojimo stanja vrele kapljevine. Za viši tlak p , te linije će ležati više jer je temperatura vrenja viša. U 1 kg smjese stanja 4 ima ϕ kg kapljevine stanja 5 i δ kg pare stanja 6, pa vrijedi 1=+ϕδ Količina tvari 2 mora za vrijeme isparivanja ostati ista, pa je 5641 ξϕξδξξ +== . Slijedi

56

54

56

46

ξξξξδ

ξξξξϕ

−−

=−−

=

Kod zadanog tlaka nemaju dvojne smjese za razliku od jednostavnih tvari jednu jedinu temperaturu vrenja već se ona mijenja sa sastavom. Za vrijeme isparivanja kod konstantnog tlaka mijenja se sastav kapljevine i sastav pare, prosječni sastav ostaje isti. Za vrijeme isparivanja temperatura raste. U ξϑ, - dijagramu linije vrenja i rošenja se sastaju u 1 točki za čistu tvar 1 i za čistu tvar 2 jer za čiste tvari nema razlike u sastavu kapljevine i pare, isparivanje je kod konstantne temperature.

Sl. 11.12. ξϑ, - dijagram za vrenja pri različitim tlakovima Kod viših tlakova područje između linije rošenja i vrenja je uže nego kod nižih. Tvar 1 kod tlaka p1 vrije kod temperature 1ϑ′ , a tvar 2 kod temperature 1ϑ ′′ . Iz dijagrama se može vidjeti da je sastav pare koja nastaje iz kapljevine sastava ξ1 ovisan o tlaku p.

0ϑ ′′

0ϑ′

1ϑ′

2ϑ′

1ϑ ′′

2ϑ ′′

ϑ

TEHNIKA HLAĐENJA

186

Kod tlaka p2 iz kapljevine ξ1 razvija se ravnotežna para sastava manjeg od sastava ravnotežne pare za p1. Za p1 < p2 < p3 sastav pare ξd1 > ξd2 > ξd3 .

11.1.5. Ukapljivanje

Sl. 11.13. Ukapljivanje parovite smjese u ξϑ, - dijagramu Pregrijana paru stanja 1 sastava ξ1 hladi se dok se ne postigne temperatura 2ϑ (točka 2). Tu se pojavljuju prve kapljice kondenzata sastava ξ3. Daljnjim hlađenjem para postaje bogatija na tvari 2 jer kondenzat koji nastaje ima niži sastav od ξ1. Kod temperature 4ϑ kapljevina ima sastav ξ6 , a para sastav ξ5. Posljednji tragovi pare koji kondenziraju imati će sastav 8ξ , a ako se kapljevina miješa, poprimit će nakon potpune kondenzacije pare sastav 17 ξξ = . Na liniji vrenja leže stanja vrele kapljevine, a na liniji rošenja stanja suhozasićene pare. 11.1.6. Toplinske pojave kod isparivanja Ove pojave se ne mogu pratiti u ξϑ, - dijagramu, već u h,ξ - dijagramu. Izoterme kapljevine crtaju se na ranije prikazan način, a isto tako i izoterme pare za koje uzimamo da su pravci budući se toplina miješanja kod para i plinova obično može zanemariti, tj. 0=tq . Za isparivanje tvari 1 treba dovesti toplinu r′ = hd′ - hf′. Za isparivanje tvari 2 treba dovesti toplinu r′′ = hd′′ - hf′′. Primjer: - za vodu p = 1 bar, tvrenja= 100°C, a r = hd - hf = 2256,685 kJ/kg - za NH3 p = 1 bar, tispariv.= -33,5°C, a r = hd - hf = 1368,745 kJ/kg Za neku temperaturu ϑ sastav kapljevine nanosimo na izotermu kapljevine, a sastav pare nanosimo na izotermu pare. Izoterme u zasićenom području crtaju se spajanjem ravnotežnih sastava na linijama rošenja i vrenja. Izoterme u području mokre pare su to strmije što su bliže ξ = 0 , ξ = 1. Za čiste tvari izoterme padaju u ordinatne osi.

υ

TEHNIKA HLAĐENJA

187

Sl. 11.14. ξ,h - dijagram područja isparivanja Sl. 11.15. Toplinske pojave pri isparivanju Da bi se promjenilo stanje od 1 do 2 potrebno je dovesti toplinu q12 = h2 – h1 (sl. 11.15). Također je q24 = h4 – h2 q48 = h8 – h4 q89 = h9 – h8 Za isparivanje smjese sastava ξ1 potrebno je dovesti toplinu q28 = h8 – h2 Izoterme u zasićenom području moramo crtati za svaki tlak posebno. U kapljevitom području istu mrežu izotermi možemo primjeniti za različite tlakove. Za pojedine smjese to možemo primijeniti na pregrijano područje.

Sl. 11.16. Područje zasićenosti za različite tlakove

p1< p2< p3< p4

TEHNIKA HLAĐENJA

188

11.1.7. Azeotropske smjese Azeotropske se smjese ne vladaju kod vrenja kao što je dosad opisano i prikazano u dijagramu, tj. linije vrenja i rošenja nemaju ovakav tok. Ima smjesa s temperaturnim minimumom i smjesa s temperaturnim maksimumom. Sl. 11.17. ξϑ, - dijagram azeotropske smjese s temperaturnim minimumom vrenja (različiti tlakovi) U točki A (azeotropska točka) dodiruju se linije vrenja i rošenja pa para i kapljevina imaju isti sastav. Smjesa sastava ξa vrije kao jednostavna tvar. Iz kapljevine sastava ξa razvija se kod temperature aϑ para sastava ξa. Temperatura se ne mijenja dok cijela smjesa ne ispari. Dakle, smjesa isparuje kao jednostavna tvar. Temperatura vrenja niža je od temperatura vrenja za bilo koji sastav ili bilo koji od sudionika. Sastav ξa za neku smjesu ovisi o tlaku (točka A pomiče se s porastom tlaka isparivanja). Kod nekih smjesa pomicanje točke A je tako veliko da točka A može nestati u jednoj od ordinatnih osi. Kod smjesa s temperaturnim maksimumom, temperaturni je maksimum viši nego temperatura vrenja prvog ili drugog sudionika.

Sl. 11.18. ξϑ, - dijagram azeotropske smjese s temperaturnim maksimumom vrenja

3ϑ′

2ϑ′

1ϑ ′′

2ϑ ′′

3ϑ ′′

( )maxmin pϑ 1ϑ′ ϑ

( )minmax pϑ

ϑ

TEHNIKA HLAĐENJA

189

11.1.8. Neprekidno isparivanje

Sl. 11.19. Neprekidno isparivanje – bilanca tvari i topline Generatoru pare (kotlu, kuhalu) se u ustaljenom pogonu dovodi rF& [kg/s] bogate otopine. Stvara se para D& [kg/s] koja je bogatija na tvari 2 od bogate otopine, tj. RD ξξ > . Iz generatora pare izlazi siromašna otopina aF& [kg/s] sastava aξ . Generatoru se dovodi toplina Q& [ kJ/s ]. Za D kg pare dovodi se toplina Q, a qd je dovedena toplina po jednom kilogramu proizvedene pare. Postavljaju se 3 bilance :

1. Bilanca ukupne mase DFF ar&&& += , iz čega slijedi DFF ra

&&& −= 2. Bilanca tvari 2: Bogatom otopinom dovodi se toliko tvari 2 koliko se odvodi u pari i

slaboj otopini.

( ) ardrr DFDF ξξξ &&&& −+= , odakle slijedi

fr - specifični optok jake otopine ar

adrr D

Ffξξξξ

−−

==&

& i

fa - specifični optok slabe otopine ar

rdaa D

Ffξξξξ

−−

==&

&

3. bilanca topline

( ) ardrr hDFhDhFQ &&&&& −+=+ ( ) ( )rarad hhFhhDQ −+−= &&&

DQqd &

&= [ kJ/kgproizvedene pare ]

( )raar

adadd hhhhq −

−−

+−=ξξξξ [ kJ/kg ]

Toplinu qd možemo odrediti iz h,ξ -dijagrama. Za određivanje qd treba znati stanja pare na izlazu iz generatora.

TEHNIKA HLAĐENJA

190

Razlikuju se dva granična slučaja stanja pare, ovisno o načinu vođenja procesa :

Sl. 11.20. Granični slučajevi odvajanja pare iz generatoa

a) para je na izlazu u dodiru sa slabom otopinom, te je u graničnom slučaju u ravnoteži s njom ( kod dosta velike površine )

b) para je na izlazu u dodiru s jakom otopinom, a u graničnom slučaju nastala para je u ravnoteži s jakom otopinom

Para koja se razvija u generatoru može biti u svim ravnotežnim stanjima između ova dva granična slučaja.

Sl. 11.21.Toplinske pojave pri neprekidnom isparivanju 1 - stanje jake otopine zadano temperaturom rϑ i sastavom ξr 2 - slaba otopina ima temperaturu aϑ i sastav ξa

Stanje pare može biti između 8 i 9. Para može biti zasićena ili pregrijana, ali radi jednostavnosti uvijek je crtamo na liniji rošenja. Za određivanje qd spojimo 1 i 2 i produžimo do ξd, pa na sjecištu dobijemo točku 4 za sastav ξd. qd u dijagramu predstavlja razliku entalpija h3 - h4.

( ) ( )466343 hhhhhhqd −+−=−=

TEHNIKA HLAĐENJA

191

h3 = hd h6 = ha

ar

ad

hhhh

ξξξξ

−−

=−−

15

46

( ) ( )raar

ad

ar

ad hhhhhh −−−

=−−−

=−ξξξξ

ξξξξ

1546 h5 = ha , h1 = hr

( )raar

adadd hhhhq −

−−

+−=ξξξξ

11.1.9. Pravilo projekcija toplina Kod neprekidnog isparivanja ukupna je dovedena toplina DqQ d

&& = , a toplina dovedena po 1 kg

pare je DQqd &

&= ili ( )ra

ar

adadd hhhhq −

−−

+−=ξξξξ

Ako toplinu Q& želimo računati po 1 kg jake otopine mora biti zadovoljen sljedeći izraz: DqFqQ drr&&& ==

qr - toplina koju treba dovesti po 1 kg jake otopine

( ) ( )raadad

arr hhhhq −−−

−−

=ξξξξ

Slično se može toplinu Q& računati po 1 kg slabe otopine ( ) DqDFqFqQ draaa

&&&&& =−==

drd

ard

ad

ra qq

fq

DFDq

ξξξξ

−−

==−

=1

( ) ( )rard

adad

rd

ara hhhhq −

−−

+−−−

=ξξξξ

ξξξξ

Povezanost toplina aq , rq i dq može se vidjeti u sljedećem dijagramu:

Sl. 11.22. Pravilo projekcija toplina

Iz slike slijedi ad

ar

d

r

qq

ξξξξ

−−

= , odnosno dad

arr qq

ξξξξ

−−

= .

TEHNIKA HLAĐENJA

192

11.1.10. Apsorpcija Kod kondenzacije jednokomponentnih tvari rashladni medij (voda, zrak...) mora biti niže temperature od pare koja kondenzira. Kod smjesa je moguće da kapljevina apsorbira svu paru, ali niti kapljevina niti rashladni medij ne moraju imati nižu temperaturu od pare koju kapljevina apsorbira. Hladnija kapljevina može apsorbirati topliju paru i bez odvođenja topline, ali je tada potreban velik protok kapljevine. Apsorber je jedan od osnovnih dijelova apsorpcijskih rashladnih uređaja. Ako se u kapljevinu 1F& uvodi para (sl. 11.23) do presjeka M - M, neće se apsorbirati cijela para, ali ako odvodimo toplinu na izlazu ćemo imati kapljevinu 2F& .

Sl.11.23. Apsorpcija – bilanca tvari i topline

Kapljevina će apsorbirati paru ako temperaturu držimo dovoljno nisko. Općenito uzevši do presjeka M - M sva para nije apsorbirana pa M leži u zasićenom području. Želimo li da se sva para apsorbira, treba odvoditi toplinu.

Po 1 kg apsorbirane pare odvodi se toplina. da q

DQ

=&

&

Toplina odvedena po jednom kilogramu smjese 2F je 2F

Q

Sl. 11.24. Apsorpcija u ξ,h - dijagramu

12 ϑϑϑ <<d 2ϑ - temperatura rashladne vode

TEHNIKA HLAĐENJA

193

Temperatura 2ϑ je viša od dϑ - to je svojstvo smjesa (nije moguće kod jednostavnih tvari ) ϕM - udio kapljevine, δM - udio pare

Što je točka M bliže liniji vrenja udio kapljevine je veći, a udio pare manji. Odvođenjem topline mijenja se samo temperatura, dolazimo do stanja označenog točkom F2 u području kapljevine. Kapljevina stanja F1 može apsorbirati malu količinu pare bez hlađenja. Točka M bi tada ležala u točki N. Imali bi toplinski nepropusno miješanje pare D& i kapljevine 1F& . Točka N ne smije preći liniju vrenja. Za apsorbciju iste količine pare D& kao u predhodnom slučaju moramo upotrijebiti veliku količinu kapljevine 1F& , ali ne treba rashladna voda. Krajnja točka je ona koja leži iznad 2′ - to je sjecište izoterme i linije vrenja za tlak p = const. Kad bi se prešlo 2′, jedan dio pare ostao bi neapsorbiran. ξM ′ = ξ2 ′ - granična točka U ovom slučaju potrebno je odvesti manje topline nego u prethodnom slučaju. 11.1.11. Prigušivanje Kod prigušivanja treba uočiti dvije karakteristike : 1 - sastav smjese prije prigušivanja jednak je sastavu nakon prigušivanja, tj. vrijedi ξ1 = ξ2 2 - kod prigušivanja se ne mijenja entalpija ako prigušilištu niti dovodimo niti odvodimo toplinu, tj. vrijedi h1 = h2

Sl. 11.25. Prigušivanje u ξ,h - dijagramu

Stanje 1 je kapljevina, dok je stanje 2 mješavina pare i kapljevine tj. točka 2 leži u zasićenom području.

12 ϑϑ < - temperatura nakon prigušenog ventila je niža od temperature ispred prigušnog ventila.

TEHNIKA HLAĐENJA

194

11.2. JEDNOSTUPANJSKI APSORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI 11.2.1. JEDNOSTAVNI JEDNOSTUPANJSKI UREĐAJ Shema najjednostavnijeg jednostepenog apsorpcijskog rashladnog uređaja s kontinuiranim pogonom dana je na slici 11.26.

Sl. 11.26. Jednostavni apsorpcijski rashladni uređaj Uređaj se sastoji iz generatora, apsorbera, kondenzatora, isparivača, dva prigušna ventila i crpke. Generator se grije ogrjevnim medijem (npr. vodenom parom, vrelom vodom ili plinovima izgaranja) temperature hϑ i dovodi mu se toplina hQ& . Apsorber se hladi rashladnim medijem (npr. vodom) temperature aϑ i odvodi mu se toplina

aQ& . U kondenzatoru se rashladnoj vodi predaje toplina kQ& , dok se u isparivaču dovodi toplina 0Q& . U generatoru i kondenzatoru je tlak p , dok je u isparivaču i apsorberu tlak 0p . Potrebna je temperatura hlađenja 0ϑ . Ako uređaj radi sa smjesom H2O – NH3, tada je čista tvar 1 voda (H2O) 0=ξ , a čista tvar 2 amonijak (NH3) 1=ξ . U generator ulazi jaka otopina sastava rξ i uz dovođenje topline hQ& razvija se para sastava

dξ . Ta je para bogatija amonijakom od bogate otopine ( rd ξξ > ). Iz generatora izlazi slaba (osiromašena) otopina sastava aξ . Para koja se razvija u generatoru vodi se u kondenzator gdje se ukapljuje. Toplina kQ& predaje se rashladnom mediju (npr. rashladnoj vodi). Kapljevina

D& [kg/s]

rF& [kg/s]

aF& [kg/s]

D& [kg/s]

5

6

7

8

4

1

3

p0 p0

p0

p p

p

aQ&

0Q&

kQ&

aF& [kg/s]

dξ

dξ

rξ

rF& [kg/s] aξ

aξ

rξ 2

APSORBER

GENERATOR

KONDENZATOR

ISPARIVAČ

CRPKA

hQ& hϑ

aϑ

cP&

TEHNIKA HLAĐENJA

195

se vodi na prigušni ventil gdje se prigušuje od tlaka p na tlak 0p , a zatim ide u isparivač gdje na sebe preuzima rashladnu toplinu 0Q& i uslijed toga isparuje. Slaba otopina sastava aξ koja izlazi iz generatora prigušuje se u prigušnom ventilu od tlaka p na tlak 0p i vodi se u apsorber, gdje uz odvođenje topline aQ& apsorbira paru koja dolazi iz isparivača. Obogaćena kapljevina tlaka 0p i sastava rξ vraća se preko crpke (gdje joj se podiže tlak od 0p na tlak p ) natrag u generator i taj se proces kontinuirano nastavlja.

Temperatura slabe otopine na izlazu iz generatora hϑϑ ≤2 (u najpovoljnijem slučaju može biti hϑϑ =2 ). Temperatura bogate otopine na izlazu iz apsorbera je ϑϑ ≥4 jer se toplina predaje rashladnoj vodi. Bilanca ukupne tvari U ustaljenom pogonu moraju generatoru dovedene i odvedene količine ukupne tvari biti jednake, tj. vrijdi ar FDF &&& += ili DFF ra

&&& −= Bilanca tvari 2

( ) ardrr DFDF ξξξ &&&& −+= Za svaki kilogram proizvedene pare crpkom se crpi u generator rf kg bogate otopine

ar

adrr D

Ffξξξξ

−−

==&

& specifični optok jake otopine [kg/kg]

Za svaki kilogram proizvedene pare u apsorber odlazi 1−rf kg slabe otopine

ar

rdrar D

DFDFf

ξξξξ

−−

=−

==−&

&&

&

&1 specifični optok slabe otopine [kg/kg]

Razliku sastava ( )ar ξξ − nazivamo područje uparivanja ili pojas uparivanja. Bilanca topline cijelog sustava Suma uređaju dovedenih toplina jednaka je sumi odvedenih toplina.

akch QQPQQ &&&&& +=++ 0 Pogonska snaga crpke je zanemarivo mala u usporedbi s ostalim toplinama (zato što je volumenski protok kapljevine mali). Topline se mogu preračunati na 1 kg proizvedene pare

DQq h

h &

&= ,

DQq a

a &

&= ,

DQq&

&0

0 = , DQq k

k &

&= [kJ/kgpare]

zanemari li se rad crpke, slijedi kah qqqq +=+ 0

TEHNIKA HLAĐENJA

196

Bilance topline pojedinih dijelova uređaja a) bilanca topline generatora pare

Sl. 11.27. Bilanca generatora

( ) 251 1 hfhhfq rrh −+=+

( ) ( )12251225 hhhhhhfhhqar

adrh −

−−

+−=−+−=ξξξξ [kJ/kg]

Rad crpke za 1 kg jake otopine je 41 hhFP

r

c −=&

& [kJ/kg]

r

c

r

c

fl

FP

=&

&

b) bilanca topline apsorbera

Sl. 11.28. Bilanca apsorbera ( ) arr qhfhhf +=+− 4831

1 2

hϑϑ ≤2

hϑ hq

5

1−rf

rf 1,hrξ

5,hdξ 1 kg

CRPKA

GENERATOR

2,haξ

APSORBER

2 8

3

4

4

ϑ

4ξξ =r

4h

rf 1 kg

23 hh =

2h

aξξ =2

aξξ =3

aq

1−rf ϑϑ ≥4

TEHNIKA HLAĐENJA

197

( ) ( )43384338 hhhhhhfhhqar

adra −

−−

+−=−+−=ξξξξ

32 hh = Zbog 0≅pl slijedi 14 hh ≅

( )1228 hhhhqar

ada −

−−

+−=ξξξξ [kJ/kg]

(ako se ne uvrsti 14 hh ≅ , onda prikaz na dijagramu sl. 11.29. odgovara). c) bilanca topline kondenzatora U kondenzatoru se za svaki kg pare predaje rashladnoj vodi toplina

65 hhqk −= [kJ/kg] d) bilanca topline isparivača U isparivaču se za svaki kg pare dovodi toplina

780 hhq −= [kJ/kg] Prikaz procesa u ξ,h – dijagramu Proces se može prikazati u ξ,h – dijagramu za smjesu s kojom uređaj radi. Ucrtavaju se linije vrenja i rošenja za tlakove p i 0p . Ucrtavaju se izoterme hϑ , ϑ i 0ϑ . Temperatura ogrjevnog medija viša je ili u najpovoljnijem slučaju jednaka temperaturi slabe otopine na izlazu iz generatora pare, tj. 2ϑϑ ≥h . Usvajamo 2ϑϑ =h . Točka 2 je na presjecištu izoterme 2ϑϑ =h i linije vrenja za odabrani tlak p . Temperatura bogate otopine na izlazu iz apsorbera viša je ili u najpovoljnijem slučaju jednaka temperaturi rashladne vode tj. ϑϑ ≥4 . Usvajamo ϑϑ =4 , pa je točka 4 na presjecištu izoterme ϑϑ =4 i linije vrenja za odabrani tlak 0p .

Rad crpke za 1 kg bogate otopine 4 je 41 hhfl

r

c −= .

Para 5 je u ravnoteži s vrelom jakom otopinom 1’ u generatoru (usvojeno). U kondenzatoru se para ukapljuje. Temperatura kondenzata na izlazu iz kondenzatora viša je ili u najpovoljnijem slučaju jednaka temperaturi rashladne vode tj. ϑϑ ≥6 . Usvajamo ϑϑ =6 . Prigušivanjem kapljevine 6 od tlaka p dobiva se zasićena para 7 tlaka 0p . Točke kojima su prikazana ova stanja se podudaraju u ξ,h - dijagramu. Temperatura pare 7 je niža nego temperatura kapljevine 6, tj. 67 ϑϑ < . Isparivanjem u isparivaču raste temperatura do 8ϑ a ta temperatura mora biti niža ili jednaka temperaturi hlađenog tijela 0ϑ . Usvajamo 08 ϑϑ = .

TEHNIKA HLAĐENJA

198

Sl. 11.29. ξ,h – dijagram za proces jednostavnog ARU U apsorberu se para 8 dodaje slaboj otopini 3 da bi je ona apsorbirala. Stanje 3 slabe otopine nastalo je prigušenjem vrele kapljevine 2, zbog čega se točke 2 i 3 u dijagramu podudaraju. Već pri prigušivanju ove kapljevine dolazi do isparivanja dijela kapljevine pri nižem tlaku, tako da smjesa stanja 3 sadržava malo pare 3d i puno kapljevine 3f. Kad bi u apsorberu bilo samo miješanje pare 8 i struje 3 nastala bi po pravilu miješanja zasićena para stanja M4. U ustaljenom stanju mora biti sastav ove pare jednak sastavu bogate otopine jer se s tim stanjem bogata otopina crpi u generator pare. Da bi se podizanje tlaka moglo provesti korištenjem

l.r.

l.r. p0

l.v.

l.v. p0 hϑ

ϑ 0ϑ

2

11

4 08 ϑϑ ≤

7 6

8

3

3

3f 7f

7d

5

1 ′ϑ

08 ϑϑ ≤ M4

1−rf

rf

1

aξ rξ dξ

ξ 10

h

G

A

NH3H2O

0q

kq

hq hq

aq

TEHNIKA HLAĐENJA

199

crpke, mora se para M4 ukapljiti, tako da se jednom kilogramu smjese odvede toplina

44 hhfq

FQ

Mr

a

r

a −==&

& . Stanje 4 mora ležati na liniji vrenja za tlak 0p ili ispod nje, a također

mora biti, kako je već rečeno ϑϑ ≥4 , da bi rashladna voda mogla hladiti tu smjesu. Rashladni se učinak može povećati pomicanjem točke 5 udesno. Dobri se rezultati postižu opremanjem generatora rektifikacijskom kolonom, koja ima vodom hlađeni deflegmator (ako rashladni uređaj radi sa smjesom LiBr-H2O, onda isparava čista voda, tako da dodavanjem kolone nije moguće ostvariti poboljšanje, ali ako se radi o smjesi H2O-NH3, tada se svaki bolji apsorpcijski uređaj oprema rektifikacijskom kolonom). U generatoru isparuje para uz dovođenje topline hQ& . Para se diže kroz kolonu prema gore, a na vrhu se u deflegmatoru hladi odvođenje topline rQ& i razdvaja na bogatu paru 5 i kapljevinu. Para se na putu prema gore obogaćuje na tvari 2, dok kapljevina na njoj osiromašuje.

Sl. 11.30. Obogaćivanje pare iz generatora u rektifikacijskoj koloni

D, dξ ,h5

5 Qr

rξ F, h1

iz apsorbera Qh u apsorber

kolona

deflegmator

1

p generator

aξ ,F – D, h2

2

TEHNIKA HLAĐENJA

200

11.2.2. JEDNOSTUPANJSKI UREĐAJ S IZMJENJIVAČIMA TOPLINE

Sl. 11.31. Jednostavni apsorpcijski rashladni uređaj s izmjenjivačima topline U izmjenjivaču topline IZ1 toplina se predaje od slabe jakoj otopini. U izmjenjivaču topline IZ2 toplina se predaje od kondenzata hladnoj pari koja dolazi iz isparivača. Ugradnjom izmjenjivača topline IZ1 može se smanjiti potrošak topline hQ& i potrošak vode za hlađenje apsorbera (smanjuje se aQ& ). U izmjenjivaču topline IZ1 jaka otopina stanja 1 grije se do stanja 1d u protustruji sa slabom otopinom koja se od stanja 2 hladi do stanja 2d. Količina jake otopine rf veća je od količine slabe otopine 1−rf , pa će prirast temperature jake otopine biti manji od pada temperature slabe otopine, tj. ( ) ( )1122 ϑϑϑϑ −>− dd . Izmijenjena je toplina jednaka, pa vrijedi

( )( ) ( )11221 hhfrhhf ddr −=−− i odatle ( ) ( )( )d

dr

hhhh

frf

22

111−−

=−

1 kg

1−rf kg

5

6

6d

7

4

1d

3 p0

p0

p0

p p

p

aq

0Q&

kQ&

dξ

dξ

rξ

rf kg

aξ

0p

rξ

2

APSORBER

GENERATOR KONDENZATOR

ISPARIVAČ CRPKA

hq hϑ

ϑ

cP&

p0

8

8d

8d

1

1d

2d

2

rf kg

1−rf kg ϑϑ ≥4

hϑϑ ≤2

ϑϑ ≥6

86 ϑϑ ≥d

8 08 ϑϑ ≤

1 kg

2izq 1izq

IZMJENJIVAČ TOPLINE IZ 1

IZMJENJIVAČ TOPLINE IZ 2

TEHNIKA HLAĐENJA

201

Sl. 11.32. ξ,h – dijagram za proces jednostavnog ARU s izmjenjivačima topline U ξ,h - dijagramu se stanje jake otopine 1d na izlazu iz izmjenjivača topline 1 nalazi tako da se spojnica 1d2 produži do sastava dξ , gdje se nalazi točka Hd a zatim točka Hd spoji s

točkom 2. Tamo gdje spojnica Hd2 siječe sastav rξ , leži točka 1d. Ova konstrukcija

zadovoljava izraz ( ) ( )( )d

dr

hhhh

frf

22

111−−

=− .

Stanje na izlazu iz generatora pare može biti između 5 i 9. Za proces prikazan slikom, usvojeno je da je para u ravnoteži s jakom otopinom 1'. Kako je zanemaren rad pumpe, točke 4 i 1 se podudaraju. U graničnom slučaju temperatura siromašne otopine 2d na izlazu iz izmjenjivača topline IZ1 može se izjednačiti s temperaturom bogate otopine 1 koja ulazi u izmjenjivač IZ1, a kako je

ϑϑ ≥1 i usvojeno je ϑϑ =1 , onda za granični slučaj vrijedi i ϑϑ =2 .

l.r.

l.r. p0

l.v.

l.v. p0 hϑ

ϑ 0ϑ

2

11

4 08 ϑϑ ≤

76

8

32

5

1 ′ϑ

08 ϑϑ ≤ M4

1−rf

rf

1

aξ rξ dξ

ξ 10

h

G

NH3H2O

0q

kq

hq

aq

1

H

6

8

9

1izq

TEHNIKA HLAĐENJA

202

U prigušnom se ventilu siromašna otopina 2d prigušuje od tlaka p na tlak 0p , stanje 3. U ξ,h - dijagramu podudaraju se točke 2d i 3.

Izoterma 0ϑ predstavlja zahtijevanu temperaturu hlađenja. U graničnom slučaju temperatura kondenzata 6d na izlazu iz izmjenjivača topline IZ2 može se izjednačiti s temperaturom pare 8 koja iz isparivača dolazi u izmjenjivač, a kako je 08 ϑϑ ≤ i usvojeno je 08 ϑϑ = , onda za granični slučaj vrijedi i 06 ϑϑ =d . Usvojeno je dakle 086 ϑϑϑ ==d . U prigušnom se ventilu kondenzat 6d prigušuje od tlaka p na tlak 0p , stanje 7. U ξ,h - dijagramu podudaraju se točke 6d i 7. Točkom 8d predstavljeno je stanje pare na izlazu iz izmjenjivača topline IZ2. Kako kroz izmjenjivač topline IZ2 protiče u oba smjera ista količina radne tvari, vrijedi

dd hhhh 6688 −=− , pa su udaljenosti točaka u ξ,h - dijagramu jednake, tj. d88d66 = . U apsorberu se miješaju struje 8d i 3. Da bi se smjesa ukapljila i ohladila na temperaturu bogate otopine 4 koja izlazi iz apsorbera, mora se po jednom kilogramu te otopine rashladnom vodom odvesti količina topline ( )44 hhM − . Ako se ta toplina svede na 1 kg pare, dobiva se

Hdda hhq −= 8 . Toplina dovedena u generatoru pare za 1 kg pare je Hdh hhq −= 5 . Kad ne bi bilo izmjenjivača topline IZ1, tada bi u generatoru pare trebalo dovoditi toplinu Gh hhq −= 5 . Razlika

GHdiz hhq −=1 predstavlja uštedu zbog ugradnje izmjenjivača topline IZ1, svedenu na 1 kg pare. Primjenom izmjenjivača topline IZ2 dobiva se povećanje rashladnog učinka 0q . Za izmjenjivač IZ2 vrijedi, kako je već ranije rečeno, dd hhhh 6688 −=− , a rashladni se učinak povećava za diz hhq 662 −= . Izjenjivač topline IZ2 donosi manju korist od izmjenjivača topline IZ1, ali se apsorpcijski rashladni uređaji obično grade s oba ova izmjenjivača topline.

Ako se zanemari rad crpke, toplinski je omjer hlađenja hQ

Q&

&0=ζ

Izmjenjivač topline IZ1

Sl. 11.33. Bilanca izmjenjivača IZ1

Bilanca glasi: ( )( ) ( )11221 hhfrhhf ddr −=−−

1−rf 2ϑ d1ϑ

1d

2d

2

1

ϑ

1ϑ 1−rf

rf

rf

rξ

aξ

aξ

1izq IZ1

TEHNIKA HLAĐENJA

203

( ) ( ) ( )11221 1 ϑϑϑϑ −=−−= drrdariz cfcfq

( ) ( )d

r

a

r

rd c

cf

f2211

1 ϑϑϑϑ −−

+=

Ukoliko se usvoji da je ra cc ≅ (specifične topline jake i slabe otopine ne razlikuju se

značajno), vrijedi ( )( )dr

rd f

f2211

1 ϑϑϑϑ −−

+=

Stanje 1d ne mora uvijek biti ispod linije vrenja za tlak p , već može biti i na liniji vrenja, ali i iznad nje (to bi značilo da iz IZ1 izlazi zasićena para 1d prosječnog sastava rξ ). Izmjenjivač topline IZ2

Sl. 11.34. Bilanca izmjenjivača IZ2 Temperatura kondenzata na izlazu iz kondenzatora može biti veća ili u najpovoljnijem slučaju jednaka temperaturi rashladne vode ϑϑ ≥6 (u graničnom slučaju ϑϑ =6 ). Toplina koja se od kondenzata prenosi na hladnu paru je ( ) ( )dkdpareiz ccq 66882 ϑϑϑϑ −=−= , tako da je

( )8866 ϑϑϑϑ −−= dk

pared c

c

Specifična toplina pare je manja od specifične topline kapljevine (za NH3 je to 5,0≅kpare cc ), pa će zagrijavanje pare biti veće od ohlađivanja kondenzata.

8d 6

6d8

2izq IZ2

1 kg 1 kg

1 kg 1 kg

TEHNIKA HLAĐENJA

204

11.3. DVOSTUPANJSKI APSORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI Kad je temperatura rashladne vode ϑ visoka ili je temperatura ogrjevnog medija hϑ niska, pojas uparivanja ( )ar ξξ − postaje uzak. U tom slučaju, a i onda kada je 0ϑ niska, potreban je

veliki specifični optok jake otopine ar

adrr D

Ffξξξξ

−−

==&

&.

Tada je pogodno primijeniti uređaj prikazan na sljedećoj slici.

Sl. 11.35. Dvostupanjski apsorpcijski rashladni uređaj s izmjenjivačima topline

vD& kg/s

5n

6

6d

7

1n

3n p0

p0

pn

pv

avQ&

0Q&

kQ&

np

2v

VT generator

kondenzator

isparivač

hvQ&

8

8d

vnF&

1v

4v

8

2izq

vizq 1

IZ1v

8d

7

pv

pv

2vn

2n

4n

anQ&

nD& kg/s

IZ1n

nizq 1

NT apsorber

VT apsorber

NT generator

PRV

3v

5v

6

VISOKOTLAČNISTUPANJ

hnQ&

TEHNIKA HLAĐENJA

205

Dvostupanjski se uređaj sastoji iz dva međusobno povezana termokompresora, kondenzatora i isparivača. Para dolazi iz isparivača, sa stanjem 8d u apsorber niskotlačnog stupnja. U generatoru niskotlačnog stupnja proizvodi se para 5n, tlaka np . Isti ili nešto niži tlak vlada u apsorberu visokotlačnog stupnja, gdje se para 5n apsorbira. U visokotlačnom stupnju proizvodi se para 5v, tlaka vp , koja se vodi u kondenzator i dalje u izmjenjivač topline IZ2, prigušni ventil i isparivač. Tlakovi u procesu su 0ppp nv >> . Tlak u kondenzatoru određen je temperaturom rashladne vode ϑ , tlak u isparivaču temperaturom isparivanja 0ϑ a tlak

np odabran je tako da područje uparivanja kod oba optoka zadrži isti red veličine. Temperatura ogrjevnog medija može za oba generatora biti jednaka hϑ , kao što može biti jednaka i temperatura rashladne vode ϑ za oba apsorbera i kondenzator. Zbog različitih tlakova sastavi pare 5v i 5n se razlikuju, pa je za održavanje trajnog pogona potrebno iz generatora visokotlačnog stupnja otpuštati preko prigušnog ventila manju količinu kapljevine Fvn u generator niskotlačnog stupnja. Ova je količina tako mala da ne utječe značajno na bilancu topline. Optok pare nD& može se regulirati pomoću ventila PRV. Bilanca ukupne tvari za visokotlačni stupanj: nvnv DFD &&& =+ Bilanca tvari 2 za visokotlačni stupanj: nnvvnvv DFD 525 ξξξ &&& =+

Iz gornje dvije bilance slijedi vn

vvvn DD

25

25

ξξξξ

−−

= && i vn

nvvvn DF

25

55

ξξξξ

−−

= && .

Toplinske su pojave prikazane na slijedećoj slici. Pojedinačne se topline v

hv

DQ&

&i

n

hn

DQ&

&za oba

generatora nalaze kao i kod jednostupanjskog uređaja, a isto vrijedi i za toplinu odvedenu u

apsorberu v

av

DQ&

&,

n

an

DQ&

&, učinak kondenzatora

n

k

DQ&

&i rashladni učinak

vDQ&

&0 .

Ukupni je potrošak topline hnhvh QQQ &&& += , a toplina odvedena u oba apsorbera

anava QQQ &&& += .

Toplinski je omjer hlađenja hvhn QQ

Q&&

&

+= 0ζ .

Konstrukcija dijagrama: ucrtavaju se linije vrenja i rošenja za odabrane vp , np i 0p . Izoterma hϑ siječe liniju vrenja za tlak vp u 2v, a za tlak np u 2n (2v je slaba otopina na izlazu iz VT generatora, a 2n slaba otopina na izlazu iz NT generatora). Stanje 3n leži ispod 2n na izotermi ϑ , a stanje 3v ispod 2v , također na izotermi ϑ (to je slučaj kada bi toplinski izmjenjivači IZ1n i IZ1v, te VT apsorber i NT apsorber bili beskonačno velike površine pa bi vrijedilo nn 43 ϑϑ = i vv 43 ϑϑ = ). Izoterma rashladne vode ϑ siječe liniju vrenja za tlak 0p u točki 4n, a za tlak np u točki 4v. S točkama 2n, 2v, 4n i 4v određeni su sastavi anξ , avξ , rnξ i

rvξ . Para koja se razvija u VT generatoru nalazi se na liniji rošenja za tlak vp i ima sastav dvξ . Para koja se razvija u NT generatoru nalazi se na liniji rošenja za tlak np i ima sastav dnξ . Stanje 6 na izlazu iz kondenzatora nalazi se na presjecištu izoterme rashladne vode ϑ i linije konstantnog sastava dvξ . Ispod 6 je 6d, tlak je vp a za temperaturu kapljevine prikazane točkom 6d na dijagramu usvojeno je da je nešto viša od temperature pare 8 ( 0ϑ ) koja ulazi u

TEHNIKA HLAĐENJA

206

izmjenjivač topline IZ2. Prigušivanjem kapljevine 6d dobiva se zasićena para 7, tlaka 0p . Položaj točke 7 u ξ,h - dijagramu je isti kao i položaj točke 6d. Na izlazu iz isparivača je stanje 8, pri čemu je 08 ϑϑ = i dvξξ =8 . Izmijenjena toplina u IZ2 je

( ) ( )ddiz hhhhq 66882 −=−= , pa je d88d66 = . Para se sa stanjem 8d vodi u NT apsorber gdje se miješa sa siromašnom otopinom 3n. Iznad točke 4n, na presjecištu pravca miješanja i linije konstantnog sastava rnξ je Mn. U VT apsorberu miješaju se siromašna otopina 3v i para 5n.

Točka Mv leži na pravcu miješanja i na sastavu rvξ . Toplina 780 hh

DQ

v

−=&

&.

Sl. 11.36. ξ,h – dijagram za proces dvostepenog ARU s izmjenjivačima topline

pv

pn p0

5n 5v

8d

8

6

6d 7

4v 3v

2v 2n

3n 4n

Mv

Mn hϑ

ϑ

ϑ

hϑ

0ϑ

0ϑ

anξ rnξ rvξ avξ dnξ dvξ

ξ 0

H2O NH3

1

p0

pn

pv

h

miješanje u VT apsorberu

miješanje u NT apsorberu

d8ϑ

8ϑ

vD

Q&

&0

v

K

DQ&

&

v

an

DQ&

&

n

av

DQ&

&

TEHNIKA HLAĐENJA

207

11.4. RESORPCIJSKI RASHLADNI UREĐAJI

Sl.11.37. Resorpcijski rashladni uređaj Kad je ograničena količina rashladne vode, pa se njena temperatura znatno mijenja i kad je zahtjev da se rashladni učinak 0Q& ostvaruje pri nejednolikoj temperaturi 0ϑ rad ARU može se bolje prilagoditi takvim uvjetima ako se umjesto kondenzatora i isparivača postave resorber i uparivač povezani kao na gornjoj shemi. Lijevi dio predstavlja već poznati termokompresor, dok je u desnom dijelu optok otopine obrnut. 11.4.1. SLUČAJ S VELIKOM KOLIČINOM RASHLADNE VODE U generatoru i resorberu vlada tlak p , a u apsorberu i uparivaču tlak 0p . Apsorber i resorber su hlađeni rashladnom vodom temperature ϑ . U resorberu slaba otopina 10 apsorbira paru 5. U resorberu se odvodi toplina rq i nastaje vrela jaka otopina stanja 6, sastava rξ ′ . U izmjenjivaču topline se slaba otopina grije u najboljem slučaju na temperaturu 6ϑ , pa je

610 ϑϑ ≤ . Kao granični slučaj usvaja se 610 ϑϑ = , što će biti prikazano u ξ,h - dijagramu. U uparivaču se uz dovođenje topline kod niskog tlaka 0p razvija para 8, a iz njega izlazi slaba otopina 9. Dovodi se toplina 0q (rashladni učinak). Temperatura slabe otopine 9 manja je ili u graničnom slučaju jednaka temperaturi 0ϑ (npr. temperaturi hlađene rasoline), tj. 09 ϑϑ ≤ ili

generator

apsorber uparivač

resorber 2 1

3 4

5

610

7

8

9

hq hϑ ϑ

ϑϑ ≥6 610 ϑϑ ≤

1−rf aξ ′

rq rf ′

rξ ′

0q 0ϑ aq

rf

ϑ

0p 0p

0p 0p 0p 0p

p p

p p

p

pp

p p

rξ

rξ rξ ′ aξ ′

aξ

aξ

1−′rf

dξ

dξ 1 kg

1 kg

TEHNIKA HLAĐENJA

208

09 ϑϑ = , što je prikazano u ξ,h - dijagramu. U resorberu se apsorbira para kod tlaka p , a u uparivaču otopina isparuje kod tlaka 0p . Izoterma hϑ siječe liniju vrenja za tlak p u 2, Stanje 3 leži ispod 2 na izotermi ϑ . Izoterma rashladne vode ϑ siječe liniju vrenja za tlak 0p u točki 4. S točkama 2 i 4 određeni su sastavi

aξ i rξ u ξ,h - dijagramu. Iz vrele kapljevine tlaka p i sastava rξ razvija se ravnotežna para

5, tlaka p i sastava dξ . Stanje 1 dobiva se tako da se spojnica 43− produži do presjecišta Ad sa linijom konstantnog sastava dξ , te da se točka Ad poveže pravcem sa 2. Na presjecištu

linije 2Ad i linije konstantnog sastava rξ nalazi se stanje 1. Izoterma 0ϑ siječe liniju vrenja za tlak 0p u 9, Stanje 10 leži iznad 9 na izotermi ϑ . Vrela otopina 6 je na presjecištu linije vrenja za tlak p i izoterme ϑ . Stanje 7 dobiva se tako da se spojnica 610− produži do presjecišta A'd sa linijom konstantnog sastava dξ , te da se točka A'd poveže pravcem sa 9. Na presjecištu linije A'd-9 i linije konstantnog sastava rξ ′ nalazi se stanje 7.

Sl. 11.38. ξ,h – dijagram za proces resorpcijskog rashladnog uređaja

Rošenje p

p0 5

11

ϕ

δ

8

h

ξ

0 1

hϑ

p

p0

ϑ

3

2

aξ rξ aξ ′ rξ ′ dξ

1

4

6

7

A` A`d

Ad

10

9 0ϑ

qh

qr

qa

q0

q`iz

TEHNIKA HLAĐENJA

209

Spojnica 11-9 predstavlja izotermu 08 ϑϑ = za tlak 0p . Para 11 je u ravnoteži sa slabom otopinom 9. Za odvijanje ustaljenog pogona mora biti para 5 po protoku i sastavu jednaka pari 8. U tu se svrhu mora para 11 ovlažiti točno odmjerenom količinom kapljica 9 – para 8 je u zasićenom području tlaka 0p . Sa stanjem 8 para ulazi u apsorber. U apsorberu se miješaju para 8 i otopina 3 sastava aξ . U resorberu se miješaju para 5 i otopina 10 sastava aξ ′ . Rashladni učinak za 1 kg pare 5 je dAhhq ′−= 80 , ogrjevna toplina Adh hhq −= 5 , toplina odvedena u apsorberu Ada hhq −= 8 i toplina dovedena u resorberu dAr hhq ′−= 5 . Specifični

optok jake otopine za apsorpcijsku stranu je ar

adrf

ξξξξ

−−

= , a za resorpcijsku stranu je

ar

adrf

ξξξξ′−′′−

=′ , pa je njihov omjer ad

ad

ar

ar

rff

ξξξξ

ξξξξ

−′−

⋅′−′′−

=′

. To znači da bi se u slučaju

podjednakih pojasa uparivanja ( ) ( )arar ξξξξ ′−′≅− dobave obiju optočnih crpki odnosile kao razmaci ( ) ( )adad ξξξξ −′− : . Širina pojaseva uparivanja mora se odrediti za svaki pojedini slučaj posebno. 11.4.2. SLUČAJ S OGRANIČENOM KOLIČINOM RASHLADNE VODE Topla voda uvodi se najprije u resorber u kojem preuzima toplinu rq i zagrije se od vϑ do mϑ . S temperaturom mϑ ulazi u apsorber gdje preuzima toplinu aq i zagrijava se do 3vϑ .

Sl.11.39. Bilanca apsorbera i resorbera Voda temperature vϑ uvodi se protustrujno u resorber, gdje se otopina 6 može u krajnjem slučaju ohladiti na ulaznu temperaturu vode vϑ . Voda se u resorberu smije ugrijati najviše do temperature mϑ određene najtoplijom otopinom M u resorberu. Točka M u ξ,h - dijagramu dobiva se kad se para 5 bez hlađenja resorbira u otopini 10 koja je prije toga bila dogrijana u izmjenjivaču topline. Točka M leži u ξ,h - dijagramu na pravcu miješanja 10-5 i na liniji vrenja za tlak p . U apsorberu se voda zagrije do 3vϑ . točka 3 u ξ,h - dijagramu je na sjecištu linije vrenja za tlak 0p i linije konstantnog sastava aξ . Temperatura 3vϑ određena je izotermom koja prolazi kroz točku 3. Ako bi temperatura 3vϑ bila viša, točka 3 bi ležala u zasićenom području.

apsorber resorber 0p p

aq rq mϑ mϑ mϑ vϑ 3vϑ

3 4

8 5

10 6

rξ aξ

dξ dξ ′

aξ ′ rξ ′

TEHNIKA HLAĐENJA

210

U resorberu treba odvesti toplinu rq i minimalni potrošak hladne vode je

( ) ( )6ϑϑϑϑ −=

−=

mw

r

vmw

rWr c

qc

qM& [kg vode/ kg pare], jer je vϑϑ ≥6 . Minimalni protok vode za

hlađenje apsorbera je ( ) ( )433 ϑϑϑϑ −=

−=

vw

a

mvw

aWa c

qc

qM& . Za dobavu crpke za vodu odabire se

veća količina od WrM& ili WaM& . Temperatura vode na izlazu 3vϑ je mnogo viša od ulazne temperature vode vϑ . Troši se više topline hq , ali je potrebna manja količina rashladne vode. Kako je 3vϑ visoka, ova se zagrijana voda može koristiti za svrhe grijanja.

Sl. 11.40. ξ,h – dijagram za proces resorpcijskog rashladnog uređaja s ograničenom količinom rashladne vode

p

p0

5

8

A`d

h 2 hϑ

3vϑ 3

4

p

vϑ

0ϑ

1

9

10

M

Ad

Mϑ

p0 6

7

ξ 0 1 H2O NH3

qh

qa

qr

qo

TEHNIKA HLAĐENJA

211

11.5. TEORETSKA ZAGONSKA TOPLINA APSORPCIJSKOG RASHLADNOG UREĐAJA, TOPLINSKI OMJER HLAĐENJA – RASHLADNI ODNOS

Da bi se ocijenio proces nekog ARU potrebno je znati koliko je najmanji potrošak ogrjevne topline koju treba dovesti generatoru da bi se uz zadane temperaturne uvjete postigao zahtijevani rashladni učinak. Za razmatranja u nastavku pretpostavka je da su temperature

hT , okT i 0T konstantne. Kad to ne bi bilo tako, kod proračuna promjene entropije bilo bi

potrebno određivanje integrala ∫=ΔTQS d .

Sl. 11.41. Toplinska bilanca ARU Za pogon uređaja dovodi se toplina hQ pri temperaturi hT , pa se entropija ogrjevnog sredstva

mijenja za iznos h

hh T

QS −=Δ . Hlađenom se tijelu (npr. rasolini) odvodi toplina 0Q pri

temperaturi 0T , a to uzrokuje promjenu njegove entropije za 0

00 T

QS −=Δ . Okolini (npr.

rashladnoj vodi) predaje se suma toplina odvedenih apsorberu i kondenzatoru kaok QQQ += pri temperaturi okT . Ukupna bilanca energije ARU je akch QQQLQ +=++ 0 , ili 0QLQQ chok ++= .

Prirast entropije okoline je ok

okok T

QS =Δ ili ok

chok T

QLQS 0++=Δ

U ustaljenom je pogonu sveukupni prirast entropije hok SSSS Δ+Δ+Δ=Δ 0 i on je uvijek veći od nule, zbog neizbježnih nepovrativosti. Uvrste li se izrazi za pojedinačne promjene entropije u gornji izraz, dobiva se

00

00 ≥−−++

=Δh

h

ok

ch

TQ

TQ

TQLQS ili ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −≥+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −

0

00 T

TTQLT

TTQ okc

h

okhh (a)

Omjer ch LQ

Q+

= 00ζ obično se označava kao rashladni odnos ARU ili toplinski omjer

hlađenja ARU.

cL

ARU

OS

RS

OKOLINA

hQ

0Q

okQ

TEHNIKA HLAĐENJA

212

Ovome izrazu termodinamički ima prigovora, jer je mehanički rad skupocjeniji nego li je to jednaki iznos topline. Bilo bi ispravnije nadomjestiti rad onom toplinom cQ koja bi prema II glavnom stavku bila potrebna za proizvodnju rada cL između temperatura hT i okT .

cokh

hc L

TTTQ−

= . Tada je h

okhcc T

TTQL −= i uvrštenjem u (a) slijedi

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −≥⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −

0

00 T

TTQT

TTQT

TTQ ok

h

okhc

h

okhh (b)

Može se napisati

okh

hch

ch

TTTLQ

QQQ

Q

−+

=+

= 000ζ , pa s ovako definiranim 0ζ i sa (b) slijedi

h

okh

ok TTT

TTT −−

≤0

00ζ

Ovdje je 0

00 TT

T

okc −=ε faktor hlađenja kompresijskog rashladnog uređaja koji radi između

temperatura okT i 0T , a h

okhc T

TT −=η termička korisnost Carnotovog procesa između

temperatura hT i okT za vršenje rada utroškom topline ch QQ + .

Kod povrativih procesa vrijedilo bi ccc ηεζ 00 = ili h

okh

okc T

TTTT

T −−

=0

00ζ .

Kod stvarnih je procesa c00 ζζ < zbog neizbježnih nepovrativosti.

Termodinamička valjanost je c0

0

ζζϕ = i vrijedi 10 <<ϕ .

Stupanj nepovrativosti (termodinamička nevaljanost) je ϕν −=1 . Usporedba 0ε kompresijskih i 0ζ apsorpcijskih rashladnih uređaja Toplinski omjer apsorpcijskog rashladnog uređaja ne može se neposredno uspoređivati s faktorom hlađenja (rashladnim množiocem) kompresijskih rashladnih uređaja. Apsorpcijski rashladni uređaj troši za svoj rad toplinu hQ , a kompresijski rashladni uređaj troši rad L . Mehanički rad nema istu cijenu kao i toplina. Za proizvodnju mehaničkog rada L potrebno je u toplinskom postrojenju (toplinskoj centrali, turbini, motoru SUI) utrošiti toplinu LQ , pri

čemu vrijedi t

LLQη

= . Ovdje je tη termička iskoristivost toplinskog postrojenja s izračunatim

gubicima snage sve do osovine kompresora rashladnog stroja. Kod kompresijskog se

rashladnog uređaja pomoću rada L dobiva toplina hlađenja 0Q , pri čemu je L

Q00 =ε i vrijedi

c00 εε < .

TEHNIKA HLAĐENJA

213

Rashladni omjer koji može poslužiti za usporedbu ARU i KRU definiran je izrazom

LL Q

Q00 =ζ , tj. t

LL Q

LL

Q ηεζ 00

0 == .

Usvoji se vrijednost za 3,0=tη (pretvorba toplinske energije u elektrani, gubici prijenosa, gubici elektromotora) i faktor hlađenja 30 ≅ε (kod temperatura 30=ϑ oC, 25=pϑ

oC i 150 −=ϑ oC ), dobiva se 9,03,030 =⋅=Lζ . Tek ovaj se Lζ može usporediti s 0ζ kod ARU,

ali za odabir rashladnog uređaja ovo nije odlučujuće, već treba voditi računa o tome da li ima na raspolaganju topline (tada za korištenje dolazi u obzir ARU), da li je na raspolaganju dovoljna količina rashladne vode, treba uzeti u obzir jednostavnost posluživanja, buku, ali i cijenu uređaja odnosno cijelog rashladnog postrojenja. 11.6. APSORPCIJSKE DIZALICE TOPLINE Za pogon apsorpcijske dizalice topline (ADT) potrebno je trošiti toplinu. Jedino za rad crpke potreban je mehanički rad, ali on je mali u usporedbi s pogonskom toplinom.

Sl. 11.42. Apsorpcijska dizalica topline - shematski prikaz s indikacijom stanja u p,T - dijagramu

Potreban toplinski učinak za rad generatora pare je hQ& . U isparivaču se dovodi toplina 0Q& . U sustav grijanja odvodi se toplina odvedena u apsprberu aQ& i toplina odvedena u kondenzatoru

kQ& na temperaturi gak TTT == . Temperatura kod koje se dovodi pogonska toplina viša je od temperature grijanja, tj. gakh TTTT ==> Toplinska bilanca apsorpcijske dizalice topline ADT ista je kao i za ARU i glasi

akch QQQLQ +=++ 0

kag QQQ += je toplina koja se odvodi od ADT i koristi za grijanje, pa je gch QQLQ =++ 0 .

ISPARIVAČ APSORBER

GENERATOR PARE KONDENZATOR

0Q& aQ&

kQ& hQ&

0p 0p

p p

p

p

0p

T Th Tk=Ta=Tg T0

5

6

6d

7

8d

4 3

2d

1d

1

3

2

rξ

aξ

dξ

TEHNIKA HLAĐENJA

214

Zanemari li se rad crpke cL bilanca glasi gh QQQ =+ 0 . Toplinski je omjer dizalice topline

h

g

QQ

=ζ tj. omjer topline koja se odvodi u sustav grijanja (suma odvedenih toplina u

apsorberu i kondenzatoru) i topline dovedene generatoru pare. Toplinski omjer ζ ovisi o temperaturama u procesu i vrsti radne smjese i veći je od 1: 1>ζ

Toplinski omjer teoretskog usporedbenog procesa (bez gubitaka) je rh

gid Q

Q⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=ζ (index r

odnosi se na reverzibilan – povrativ proces) i može se izračunati kao:

0

0

TTT

TTT

g

g

h

hid −

−=ζ

idζ pokazuje koliko se u najpovoljnijem slučaju može dobiti toplinske energije za grijanje gQ

utroškom hQ toplinske energije pri zadanim temperaturama. idζ ne ovisi o vrsti radne smjese već samo o temperaturama. U stvarnom je pogonu, zbog neizbježnih nepovrativosti idζζ < .

Stupanj korisnosti (stupanj dobrote) ADT idζζη = kreće se priližno u granicama 7,05,0 −=η .

Za ocjenu uređaja važni su i specifični protoci, jer o njima ovisi veličina izmjenjivača. 11.7. APSORPCIJSKI TOPLINSKI TRANSFORMATORI Kao pogonska energija koristi se toplina na nižem temperaturnom nivou od one topline koja se od apsorpcijskog toplinskog transformatora (ATT) odvodi u sistem za grijanje kao korisna toplina. gah TTT =< . Kao pogonska energija može se koristiti otpadna toplina, pa ATT pretvara otpadnu toplinu srednje temperature hT u korisnu toplinu temperature gT , pri čemu je hg TT > . Razlika temperature otpadne topline hT i temperature na kojoj se u proces dovodi toplina 0T mora biti dovoljno velika ( 0T je obično temperatura okoline). Generator i kondenzator rade kod tlaka 0p , a isparivač i apsorber kod tlaka p , pri čemu je

0pp > . Potreban toplinski učinak za rad generatora pare je hQ& , a temperatura kod koje se dovodi pogonska toplina je hT . U isparivaču se dovodi toplina 0Q& , također pri temperaturi hT . U sustav grijanja odvodi se toplina odvedena u apsorberu aQ& , pri temperaturi hg TT > . U

kondenzatoru se odvodi kQ& na temperaturi 0T . Toplinska bilanca apsorpcijskog toplinskog transformatora glasi akch QQQLQ +=++ 0

hp QQQ += 0 je toplina koja se dovodi generatoru i isparivaču kod temperature hT . Za

grijanje, kao korisna toplina je aQ& kod temperature ga TT = i kako je ranije rečeno, vrijedi

gah TTT =< .

TEHNIKA HLAĐENJA

215

Sl. 11.43. Apsorpcijski toplinski transformator - shematski prikaz s indikacijom stanja u p,T -

dijagramu Ovakvi uređaji mogu biti jednostupanjski i dvostupanjski.

Toplinski omjer je 10

<+

==QQ

QQQ

h

a

p

aζ , ali se za pogon koristi manje vrijedna toplina (na

nižem nivou temperature).

Za idealni, usporedbeni proces vrijedi h

h

a

aid T

TTTT

T 0

0

−−

=ζ , tj. on ovisi samo o

temperaturama. Temperatura kod koje se dovodi toplina u generatoru i isparivaču ne mora biti ista (to vrijedi i za ADT).

ISPARIVAČ

APSORBER

GENERATOR PARE

KONDENZATOR

0Q& aQ&

kQ& hQ& 0p 0p

p p

p

p

0p

T Th Ta=Tg T0

6

10

8

9

7

1 5

4

2

3

3

TEHNIKA HLAĐENJA

216

12. RASHLADNE SMJESE Sličan efekt kao i sa vodenim ledom može se postići s rashladnim smjesama. Rashladnim smjesama mogu se postići temperature niže od 0oC, što nije moguće običnim vodenim ledom. Koriste se obično tamo gdje su potrebni manji rashladni učinci (npr. u laboratorijima). Rashladni efekt postiže se miješanjem neke soli s vodom ili usitnjenim ledom.

Udio soli u 1 kg smjese je MM

MMM S

WS

S =+

=ξ a udio vode je MMW=−ξ1 . Za čistu vodu

0=ξ , a za čistu sol 1=ξ .

Sl. 12.1. ξϑ, - dijagram za smjesu s potpunom neotopivošću u krutoj fazi Stanje označeno s A na slici 12.1. označava led i ledenu vodu temperature 0oC, dok je s B označena tekuća i kruta sol na temperaturi smrzavanja soli. Linija taljenja A-8-9-B prikazana je crtkano i podudara se dijelom s izotermom Eϑ . Linija skrućivanja prikazana je punom crtom A-E-B. Rasolina je mješavina soli i vode. Iznad temperature Eϑ , a ispod linije skrućivanja, od 0=ξ do Eξξ = je rasolina s kristalima vode, dok su od Eξξ = do 1=ξ rasolina i kristali soli. Hladimo li rasolinu sastava 1ξ i temperature 1ϑ , kod temperature 2ϑ (temperatura skrućivanja za taj sastav) početi će se iz rasoline izlučivati prvi kristali vodenog leda 03 =ξ . Ako se temperatura i dalje snizuje do 4ϑ u posudi će biti dvije faze kapljevita rasolina sastava 6ξ i kristali čistog leda stanja 5. Ova heterogena mješavina leda i kapljevine ima sastav 14 ξξ = , tj.

ϑ

ξ 0 1 voda sol

8 9 E

1

3 2 4

7

5 6

1ξ

A

B

rasolina + kristali soli

kruto

rasolina + kristali vode

rasolina (kapljevina)

σ λ

TEHNIKA HLAĐENJA

217

prosječni se sastav nije promijenio. U 1 kg heterogene mješavine 4 ima λ kg rasoline stanja 6 i σ kg leda stanja 5 ( 465 ϑϑϑ == ).

1=+σλ 5641 σξλξξξ +==

56

46

ξξξξ

σ−−

= i 56

54

ξξξξ

λ−−

=

Kod daljnjeg ohlađivanja do 7ϑ i dalje se stvaraju kristali leda. Povećava se koncentracija preostale kapljevine sve do Eξ , dok su kristali leda stanja 8 (kristalima leda se tijekom smrzavanja snižavala temperatura). Kod nepromjenjive temperature Eϑϑϑ == 98 (to je eutektička temperatura) istodobno se uz kristale vodenog leda razvijaju i kristali čiste soli ( 1=ξ ) i temperatura se ne mijenja dok se sve ne skruti. Za sastav rasoline Eξξ > razmatranja su ista, ali se hlađenjem iz rasoline najprije izlučuju kristali čiste soli. Rasolina se hlađenjem po sastavu približava eutektičkom (postaje siromašnija, jer se izdvajaju kristali čiste soli). Na temperaturi Eϑϑϑ == 98 imamo rasolinu sastava Eξ i kristale čiste soli. Daljnjim odvođenjem topline razvijaju se i kristali vodenog leda, dok se sve ne skruti. Na slici 12.2. prikazan je ξ,h - dijagram za smjesu s potpunom neotopivošću u krutoj fazi.

Sl. 12.2. ξ,h - dijagram za smjesu s potpunom neotopivošću u krutoj fazi

1'

A

B

TEHNIKA HLAĐENJA

218

Točkom 1 označeno je stanje leda temperature 0oC, a točkom 1' stanje vode temperature 0oC. Točkom A označeno je stanje krute soli temperature taljenja soli, a točkom B stanje tekuće soli iste temperature. Pomiješamo li led od 0oC sa soli od 0oC, stanje dobivene smjese leži na spojnici 12 . Točan položaj ovisi o tome koliko je soli dodano. Postignuta temperatura 3ϑ niža je od temperature jedne i druge tvari. Toplina Q je ona toplina koju mješavina može primiti dok ne postigne temperaturu 0ϑ . Rashladni učinak (rashladna moć) za 1 kg smjese pri njenom ugrijavanju od

3ϑ do 0ϑ jednak je 3'303 hhq −= [kJ/kg]. Temperatura 3ϑ može se postići i sa više soli (stanje 4) pri čemu je 4'404 hhq −= [kJ/kg]. U prikazanom primjeru, za slučaj s više soli rashladna moć je manja od rashladne moći s malo soli, tj. 0304 qq < , pa je povoljnije uzeti siromašniju smjesu. Na sljedećem su dijagramu prikazane postizive temperature sa smjesom voda – klorkalcij heksahidrat.

Sl. 12.3. Postizive temperature sa smjesom voda – klorkalcij heksahidrat

ϑ

1 – led od 0oC i kristali soli od 0oC 2 – 50 % vode + 50% leda od 0oC i kristali soli od 0oC 3 – voda od 0oC i kristali soli od 0oC 4 – voda od 20oC i kristali soli od 20oC 5 – led od 0oC i 50 % kristala soli + 50% tekuće soli od 30oC (temperatura smrzavanja CaCl2 x 6 H2O je 30oC) 6 – led od 0oC i tekuća sol od 30oC

TEHNIKA HLAĐENJA

219

13. SUHI LED Suhi led je kruti ugljični dioksid. Suhim se ledom mogu održavati puno niže temperature nego li je to moguće s vodenim ledom. Ugljični dioksid CO2 ispod trojne točke 18,5≅trp bar i 6,56−=trϑ oC ne može postojati u kapljevitom obliku, tj. pri okolnom tlaku se ne topi već sublimira. S termodinamičkog gledišta hlađenje s CO2 koji kod tlaka 1 bar sublimira na 5,78−=ϑ oC je pogrešno ako nisu potrebne niske temperature hlađenja. U pojedinim su slučajevima praktične prednosti velike, naročito ako je zahtijevan mali rashladni učinak (primjena kod transporta pri niskim temperaturama hlađenja, u prehrambenoj industriji za brzo smrzavanje). Suhi led se proizvodi iz plina CO2 kojim se raspolaže pri okolišnoj temperaturi ϑ i tlaku

10 =p bar (stanje 1 = M0)

Sl. 13.1. sT , - dijagram za ugljični dioksid CO2

CO2 se komprimira izentropski na tlak p koji vlada u kondenzatoru. U kondenzator ulazi sa stanjem 2, gdje se hladi i ukapljuje. Na izlazu iz kondenzatora je stanje 3. Kapljevina 3 se prigušuje na okolišni tlak do stanja 5. Prigušivanje je kod konstantne entalpije konsth = , tj.

35 hh = . Iz 1 kg komprimiranog CO2 dobije se samo ( )51 x− kg suhog leda, dok količina od 5x kg izmiče kao para tlaka 0p i temperature –78,5 oC. Za proizvodnju 1 kg suhog leda trebalo bi potrošiti barem rad u veličini negativne eksergije. Kroz točku 1 u sh, - dijagramu na slici 13.2. povuče se pravac okoline, paralelan s izotermom zasićenja 1TT = . Na pravcu okoline, ispod točke 6 je točka 6'. Udaljenost '66 predočuje eksergiju e .

TEHNIKA HLAĐENJA

220

Za količinu od ( )51 x− kg suhog leda trebalo bi trošiti barem rad ( )ex51− , što je na sh, -

dijagramu predočeno dužinom '55 . Točka 5' dobiva se tako da se 6' spoji sa 4 i na toj spojnici ispod 5 leži 5'.

Sl. 13.2. sh, - dijagram za ugljični dioksid CO2

Za prikazani proces i izentropsku kompresiju potreban je rad 1212 hhl −= , dok je najmanji rad predočen dužinom '55 . Iz dijagrama se vidi da je opisani postupak neekonomičan (teoretski rad je velik i on se uslijed nepovrativosti procesa udvostručuje). Nepovrativosti se mogu smanjiti različitim mjerama, kao što su:

• višestupanjska kompresija • višestupanjsko prigušivanje

Ne dolazi u obzir ekspanzijski stroj umjesto prigušnog ventila, jer je CO2 u krutom obliku.

TEHNIKA HLAĐENJA

221

Trostupanjski rashladni uređaj za proizvodnju suhog leda

Sl. 13.3. Trostupanjski rashladni uređaj za proizvodnju suhog leda – shematski prikaz Sl. 13.4. hp, - dijagram procesa trostupanjskog rashladnog uređaja za proizvodnju suhog leda

KVT KST KNT

KOND

CO2 – plin

CO2 –kristali

H2 H1

PV1 PV2 PV3

S1 S2 1b

1a

1

22'4' 345 6

7

8 9 10 11 12

3

Q

p1

h

p

1 1b 1a

2 2` 3

4 4` 5

6 7 T,p

p2

T0,p0

8 9

10 11

12 13

TEHNIKA HLAĐENJA

222

14. TERMOELEKTRIČNO HLAĐENJE Termoelektrično hlađenje koristi se za manje rashladne učinke, za hlađenje elektroničkih sklopova, u svemirskoj tehnici i za vojne namjene. Kod termoelektričnih rashladnih uređaja nema pokretnih dijelova i vibracija, a uređaji nisu osjetljivi na utjecaj gravitacije. Termoelektričnom pojavom naziva se međusobna ovisnost strujanja topline i električne struje. Ona se može opisati trima efektima: 1. Seebeckov efekt (1822. g.). Ako je strujni krug izrađen iz dva različita materijala i ako se spojevi održavaju na različitim temperaturama, pojavit će se električni napon. Razlika napona je:

( ) TTU Δ=Δ−=Δ 1221 ααα α - Seebeckov koeficijent, VK-1

TΔ - razlika temperatura, K UΔ - razlika napona, V

Primjer: za željezo (Fe) je 5,121 =α μVK-1, dok je za konstantan (Ko) 392 −=α μVK-1.

( )[ ] 5,51395,1212 =−−=α μVK-1

Poluvodiči imaju veće koeficijente, pa je npr. 1000=Seα μVK-1, a 770−=MoSα μVK-1 2. Peltierov efekt (1834. g.). Kad kroz spojeve međusobno spojenih različitih vodiča poteče električna struja, oni će iz okoline preuzimati ili odavati toplinu.

IQ 12π=& π - Peltierov koeficijent, WA-1 I - struja, A Q& - toplina, W 3. Thomsonov efekt (William Thomson – lord Kelvin, 1857. g.). Kad vodičem teče struja i temperatura uzduž njega opada ili raste, on će preuzimati ili odavati toplinu od okoline, ovisno o smjeru struje. Vodič će preuzimati toplinu ako struja teče prema području viših temperatura, a predavat će je okolini kad je smjer struje prema području nižih temperatura. Ako je između dva susjedna presjeka nekog vodiča razlika temperature Td , toplinski učinak koji vodič izmjenjuje može se prikazati izrazom

TIQ dd τ=&

∫=2

1

dT

T

TIQ τ& , gdje su 1T i 2T temperature na početku i kraju vodiča.

TEHNIKA HLAĐENJA

223

τ - Thomsonov koeficijent, VK-1 I - struja, A Q& - toplinski učinak, W Nasuprot Seebeckovu efektu koji je posljedica različitih svojstava materijala, Thomsonov se efekt pojavljuje u homogenim vodičima. Međusobni odnosi Seebeckovih, Peltierovih i Thomsonovih koeficijenata. Veza Peltierova i Seebeckova koeficijenta

TBA

BAABπααα =−=

Veza Peltierova i Thomsonova koeficijenta

TT AB

BA ddπττ =−

Energetski odnosi kod termoelektričnog hladnjaka

Sl. 14.1. Termoelektrični modul Uzevši u obzir navedene efekte, kao i Jouleovu toplinu RI 2 koja se pojavljuje u vodiču kroz koji teče struja, dobiva se za stacionarno stanje:

( )02

00 21 TTkRIITQ −−−=α& W

gdje je

B

BB

A

AABA A

LALRRR ρρ +=+= ukupni unutrašnji električni otpor dvaju krakova

B

BB

A

AABA L

ALAkkk λλ +=+= koeficijent provođenja topline kroz oba kraka

AA i BA - površine poprečnih presjeka vodiča A i B, m2

A B

+ _ T

T0

T0

Q0

Q/2 Q/2

L

TEHNIKA HLAĐENJA

224

AL i BL - duljine vodiča A i B, m

BA ααα −= - Seebeckov koeficijent, VK-1 I - struja, A λ - koeficijent toplinske vodljivosti, Wm-1K-1 Potrošnja električne energije je

( )TIRIIUP Δ+== α& W Da bi se postigao maksimalan rashladni učinak 0Q& , treba geometrijski oblik elemenata u paru zadovoljiti izraz:

BB

AA

BB

AA

LALA

ρλρλ

=

Parametar Z opisuje termoelektrična svojstva nekog para. Što je taj broj viši, to termoelektrični par ima bolja svojstva obzirom na hlađenje.

( )BBAA

Zρλρλ

α+

=2

K-1

Za optimalnu geometriju, koja odgovara izrazu BB

AA

BB

AA

LALA

ρλρλ

= može se pokazati da

vrijedi:

( )2

20

max0ZTTT =− ( )⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡−−= 0

20

max,0 2TTZTkQ i

( )1

0

0

0,0max,0 +

−−

==M

TTMTT

TcCηεε

gdje je ( )2

1 0TTZM ++=

Primjer: za par pBi2Te3-nBi2Te3 , 415=α μVK-1, 310914,1 −⋅=Z K-1, kod 2830 =T K i 325=T K, vrijedi

( ) 257718,12

32528310914,113

=+⋅

+=−

M ,

pa je 738,6283325

283,0 =

−=Cε ,

( ) 048,01257718,1283325257718,1

=+

−=Cη

i 323,0max,0 =ε . S novijim poluvodičkim parovima dosiže Cη vrijednost 0,13 do 0,2.

TEHNIKA HLAĐENJA

225

Trajnost termoelektričnog hladnjaka nije neograničena. Problem je trajnost spoja vodiča i površina za izmjenu topline.

Sl. 14.2. Tipični termoelektrični modul

Sl. 14.3. Presjek termoelektričnog modula

TOPLINSKI IZMJENJIVAČ NA HLADNOJ STRANI

ELEKTRIČNA IZOLACIJA

TOPLINSKA IZOLACIJA

PARNA BRANA

TOPLINSKI IZMJENJIVAČ NA TOPLOJ STRANI

TEHNIKA HLAĐENJA

226

15. RASHLADNI UREĐAJI S MLAZNIM DUHALJKAMA (EJEKTORSKI RASHLADNI UREĐAJI) Mlazne duhaljke U mlaznoj duhaljci prenosi se energija pogonske struje u neposrednom dodiru na struju radne tvari kroz procese prijenosa impulsa i mase tijekom miješanja. Mlazna duhaljka radi bez mehanički pokretanih dijelova. Početkom 20. stoljeća dolazi do razvoja rashladnih uređaja s parnim mlaznim duhaljkama (ejektorskih rashladnih uređaja). Njihova je primjena u tehnici klimatizacije, rashladnoj tehnici na kopnu i brodovima, kemijskoj i prehrambenoj industriji. Kad je voda radna tvar, temperatura hlađenog tijela je viša od 0oC. Za korištenje sunčeve energije, obzirom na temperature izvora i ponora topline mogu doći u obzir radne tvari kao što je amonijak, propan, R134a, izobutan, n-butan, metanol i sl. Tada je moguće hlađenje i na temperature niže od 0oC. Izvedba i način rada rashladnih uređaja s mlaznim duhaljkama Pogonska para 1M& koja je proizvedena u parnom kotlu, ekspandira u mlaznici, pri čemu se stvara velika brzina strujanja. Proširenje mlaznice odabrano je tako da se na izlazu mlaznice stvara tlak 0p koji je nešto niži od tlaka u isparivaču, pa se iz isparivača usisava struja radne tvari 0M& . U mješalištu se odvijaju procesi izmjene impulsa i tvari između obje struje. Kinetička energija struje pogonske tvari (plina ili kapljevine) prenosi se na struju radne tvari izmjenom impulsa. Nakon miješanja, pretvara se kinetička energija obje struje u difuzoru u energiju tlaka, tj. brzina se smanjuje, a tlak raste do tlaka u kondenzatoru p koji ovisi o temperaturi rashladne vode ϑ .

Sl. 15.1. Principijelna shema spajanja rashladnog uređaja s mlaznom duhaljkom.

Q&

0Q&

0M& 1M&

hpMM ,,01

&& +

000 ,, hpM&

111 ,, hpM&

hQ&

01 MM && +

1M&

PARNI KOTAO

KONDENZATOR

NAPOJNA CRPKA

MLAZNA DUHALJKA

ISPARIVAČ

1

2

3

4

55 5 6

0

7

0

TEHNIKA HLAĐENJA

227

Sl. 15.2. Promjene tlaka i brzine pogonske i radne pare u mlaznoj duhaljci U presjeku označenom s A ulazi pogonska struja s tlakom 1p u mlaznicu. Brzina je 0u . Između presjeka A i B povećava se brzina do Bu , dok se tlak smanjuje na 0p koji je nešto niži od tlaka u isparivaču, tako da se iz isparivača siše 0M& pare. Između B i C miješaju se struje 0M& i 1M& . Tu se odvija izmjena impulsa. Pogonska struja predaje kroz procese miješanja i trenja impuls radnoj struji, koja se ubrzava. U teoretskom slučaju imaju na kraju mješališta pogonska i radna struja brzinu Cu .

mješalište mlaznica difuzor

0M&

01 MM && +

ekspanzija miješanje kompresija 1p

Dp

Cpp =0

p

u

Cu

Bu1

Au1

pogonska struja

radna struja

Du

A B C D

A B C D

1M&

Bu0

TEHNIKA HLAĐENJA

228

U difuzoru (C-D) se energija brzine obje struje pretvara u energiju tlaka. Izlazni tlak p odgovara tlaku kondenzacije rashladnog uređaja.

Sl. 15.3. Promjene stanja u rashladnom uređaju s mlaznom duhaljkom u sT , - dijagramu Ekspanzija pare 1M& u mlaznici teče od stanja 1 do 2. Zanemareno je trenje, konsts = . Mješanje struja 1M& stanja 2 i 0M& stanja 0 daje na izlazu iz mješališta stanje struje 3, a protok

01 MM && + . Nakon difuzora stanje ove pare je 4. Zanemareno je trenje u difuzoru, pa je promjena od 3 do 4 pri konsts = . Ako bi u difuzor ulazila samo para 2 stanje na izlazu bi bilo a, a ako bi ulazila samo para 0, stanje na izlazu iz difuzora bilo bi b. Stanje 4 mora biti između a i b. U kondenzatoru se odvodi toplina kQ& i na izlazu iz kondenzatora je vrela kapljevina stanja 5. Njen je protok 01 MM && + . Jedan dio ( 0M& ) kondenzata ide na prigušni ventil gdje mu se mijenja stanje do 6, s kojim ulazi u isparivač. U isparivaču se dovodi toplina 0Q& i iz isparivača izlazi suhozasićena para tlaka 0p , stanja 0. Drugi dio kondenzata ( 1M& ) iz kondenzatora ide na napojnu crpku gdje mu se mijenja stanje do 7. Promjena stanja od 5 do 7 ide po izentropi konsts = . Sa stanjem 7 kapljevina tlaka 1p ulazi u parni kotao (generator pare). slijedi zagrijavanje i isparivanje uz dovođenje topline hQ& . Iz toplinske bilance rashladnog uređaja s mlaznom duhaljkom slijedi

H0K QQQ &&& +=

1

02

45

p1, T1

6 3

p1

p, T

p

p0, T0

p0

ba

h=kon

7

T

s

TEHNIKA HLAĐENJA

229

Protok 0M& može se odrediti iz ( )6000 hhMQ −= && , pa je onda ( )60

00 hh

QM

−=

&& .

Toplina dovedena u kotlu je ( )711H hhMQ −= && Toplina odvedena u kondenzatoru je ( )( )5401 hhMMQk −+= &&& Odvedena toplina je kod rashladnih uređaja s mlaznim duhaljkama veća nego kod rashladnih uređaja s mehaničkom kompresijom. Za određivanje toplinske bilance potrebno je odrediti protok pogonske pare 1M& . Proračun mlazne duhaljke Da bi se izbjegli problemi teoretskog proračuna mlazne duhaljke primjenjuju se pojednostavljene metode proračuna. Za inženjere je od interesa određivanje potrošnje pogonske pare i stupnja djelovanja povezanih procesa proizvodnje pare i hlađenja. I kod natkritičnog strujanja, gdje treba uzeti u obzir promjenu gustoće duž puta strujanja, ostaje očuvan impuls struje. Pođe li se od konstantnog tlaka u mješalištu, impulsni stavak za ulazni presjek B i izlazni presjek C mješališta daje izraz

( )010011 MMuMuMu CBB&&&& +=+

Ekspanzijom pogonske pare od stanja 1 do 2 postiže se brzina strujanja Bu1 . Kako je

BB uu 01 >> , može se pisati

1

011

MMM

uu

C

B&

&& +=

Na slici 15.4. prikazane su promjene stanja u sh, - dijagramu za rashladni uređaj s mlaznom duhaljkom bez trenja. Ekspanzija pare od stanja 1 do 2 odvija se bez prirasta entropije. Položaj točke 3 određuje se pomoću pravila miješanja na pravcu koji spaja točku 2 i 0. Jednadžba očuvanja energije za strujanje u ustaljenom stanju daje ovisnost entalpije i brzine

konsthu=+

2

2

. Brzina radne pare na izlazu iz mlaznice, kod strujanja bez trenja je

exp21

21

2hhhu B Δ=−= , dok brzina ukupne struje na ulazu u difuzor mora biti tako velika da se

u priključenom difuzoru može postići tlak kondenzatora, dakle mora biti

kompC hhh

uΔ=−= 34

2

2. Uzme li se u obzir prethodna jednadžba može se izračunati omjer

protoka pogonske i radne pare za proces bez gubitaka

1

1

exp0

1

−Δ

Δ=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

komp

id

hhM

M&

&

TEHNIKA HLAĐENJA

230

Sl. 15.4. Promjene stanja u mlaznoj duhaljci bez gubitaka U ekspanzijskoj mlaznici i difuzoru pojavljuju se gubici zbog trenja, sudara i izmjene topline. Oni vode do odstupanja u smjeru promjene stanja. Sva stanja u u sh, - dijagramu leže tada desno od idelanog stanja. Ovi se gubici uzimaju u obzir kroz stupnjeve djelovanja ekspanzije

expη i kompresije kompη .

Sl. 15.5. Promjene stanja u mlaznoj duhaljci s gubicima

s

1

x=10

3

2

4

4'

h

exphΔ komphΔ

p0

p

p1

0m&

1m&

s

1

x=10

32

44'

h

p0

p

p1

0m&

1m&

3'2'

4*M

4∞

TEHNIKA HLAĐENJA

231

Uz oznake sa slika 15.4 i 15.5. vrijedi 21

'21exp hh

hh−−

=η i '3'4

'3*4

hhhh

komp −−

=η .

Za specifičnu potrošnju pogonske pare vrijedi tada:

1

1

expexp0

1

−Δ

Δ=

kompkomph

hMM

ηη&

&

Produkt kompηηλ exp= naziva se stupnjem valjanosti mlazne duhaljke. Što su veći gubici, tj. što je manji stupanj valjanosti, to će se točka 4’ pomicati više prema gore na liniji konstantnog tlaka p , odnosno točka M na pravcu miješanja će ići više prema

točki 1. To znači da će omjer 0

1

MM&

& biti sve veći, tj. za isti rashladni učinak (protok radne pare

0M& ) biti će potreban veći protok pogonske pare 1M& . Za neko stanje 4∞ pogon bi postao

nemoguć, jer bi bilo ∞=0

1

MM&

&. Zbog toga postoji neki najniži položaj točke stanja pogonske

pare 1 s kojim se još može podržavati pogon mlazne duhaljke. Drugim riječima, tlak suhe pogonske pare 1 mora ležati iznad nekog najmanjeg tlaka da bi pogon mlazne duhaljke bio moguć. Najracionalniji tlakovi radne pare su 8 – 10 bar. S poznatim vrijednostima za λ može se odrediti potrošnja pogonske pare rashladnog uređaja s mlaznom duhaljkom u ovisnosti o stanju pogonske pare, uvjetima kondenzacije i isparivanja. Vrijednosti za λ kreću se u granicama 7,066,0 −=λ .

Sl. 15.6. Specifična potrošnja pogonske pare kao funkcija razlike entalpija, sa stupnjem valjanosti λ kao parametrom

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0 1 2 3 4 5 6 7 8

1

0

MM&

&

komph

hΔ

Δ exp

1=λ 8,0=λ

6,0=λ

4,0=λ

TEHNIKA HLAĐENJA

232

16. UKAPLJIVANJE PLINOVA Ukapljivanje plinova čije je vrelište daleko niže od temperature okoline, njihovo uskladištenje na niskim temperaturama, kao i razdvajanje plinskih smjesa od velikog je znanstvenog i tehničkog značenja. Ukapljivanje plinova i smjesa, može se smatrati jednom od najvažnijih grana tehnike niskih temperatura. Da bi se plin mogao ukapljiti, treba mu sniziti tlak i temperaturu ispod kritičnih vrijednosti, jer tek tu plinovita i kapljevita faza mogu usporedno postojati. Za zrak je kritična temperatura 6,132=KT K (-140,6oC), dok je kritični tlak 38≅Kp bar. Za vodik je kritična temperatura 18,33=KT K (-239,97oC), za etilen 7,282=KT K (9,55oC), za helij 19,5=KT K (-267,96oC). 16.1. UKAPLJIVANJE PLINOVA KASKADNIM HLAĐENJEM Ukapljivanje je moguće provesti pomoću kaskadnih rashladnih uređaja, pri čemu za radne tvari dolaze u obzir one s povoljnim kritičnim temperaturama.

Sl. 16.1. Ukapljivanje plinova kaskadnim hlađenjem 16.2. UKAPLJIVANJE PREMA LINDEU Lindeov postupak ukapljivanja temelji se na Joule - Thomsonovom prigušnom efektu. Ako idealni plin prigušujemo od nekog višeg tlaka p na tlak 0p , njegova se temperatura ne mijenja. Realni plinovi se tako vladaju samo pri nižim tlakovima, dok se pri višim tlakovima njihova temperatura više ili manje mijenja.

Kao prigušni efekt označujemo omjer 0

0

ppTT

pT

h −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ΔΔ . Kod nekih je plinova on negativan, tj.

prigušivanjem se plinu smanjuje temperatura (npr. zrak, CO2), dok je kod drugih pozitivan, pa prigušivanjem plinu temperatura raste (vodik). Kod svakog plina postoji temperatura inverzije

Kisik Etilen Amonijak

Rashladna voda

L3 L2 L1

Q0 Q0+L3 Q0+L3+L2 Q0+L3+L2+L1

Predohla-đeni zrak

Ukapljeni zrak

TEHNIKA HLAĐENJA

233

kod koje prigušni efekt mijenja predznak. Što je niža kritična temperatura neke tvari, to je niža i njena temperatura inverzije.

Tab. 16.1. Kritične temperature i temperature inverzije za neke tvari

Tvar TK Tinv0 Tinv0 / TK Zrak 132,6 760≈ 7,5≈ H2 33,18 200≈ 6≈ He 5,19 40≈ 5,7≈

Želimo li prigušivanjem postići ohlađivanje, trebalo bi vodik najprije nekako ohladiti ispod 200 K, dok je kod zraka već temperatura okoline daleko ispod temperature inverzije. Prigušivanjem pri temperaturi okoline vodik i helij će se ugrijati, dok će se zrak ohladiti. Ovu je pojavu spretno iskoristio Linde kod svojeg uređaja za ukapljivanje zraka. 16.2.1. JEDNOSTAVNI UREĐAJ ZA UKAPLJIVANJE PLINOVA PO LINDEU

Sl. 16.2. Jednostavni uređaj za ukapljivanje plinova po Lindeu (skica uređaja, shematski prikaz i sT , - dijagram procesa)

Kompresor siše zrak vanjskog stanja i komprimira ga izotermno (kompresor je hlađen vodom). tlak 2p se kreće od 50 do 200 bar. U ustaljenom se stanju tlačni zrak stanja 2 odvodi u rekuperator gdje se u protustruji hladi prigušenim zrakom koji izlazi iz rekuperatora. Ispred

izotermni kompresor

p1=1 bar

izol

irani

reku

pera

tor

prigušni ventil

pipac za otakanje

ukapljeni zrak

L P2 2

5

p2

p1

3

4

4` z [kg/kg]

4``

1

T

s

h2 = konst 1

5 a

a`

a``

h = konst

T

4`` 4 4`

3 K

p1 = 1 bar

p2

2

2` 2``

h3 = h4

1

2 3

4

4`

4``

5

Kompresor

Rekuperator

PV

Izolirana posuda

p1

p2

p1

TEHNIKA HLAĐENJA

234

prigušnog ventila stanje tlačnog zraka je 3, dok je iza prigušnog ventila stanje zraka 4. Točka 4 pada u zasićeno područje, pa se može razdvojiti na paru 4'' i vrelu kapljevinu 4' koju je moguće otpustiti pomoću pipca za otakanje. Cijeli uređaj mora biti dobro izoliran. Nastoji se da izlazni zrak 5 ima temperaturu čim bližu temperaturi okoline, tj. temperaturi ulaznog zraka 2. Izjednačenje ovih dviju temperatura može se postići samo kod beskonačno velike površine rekuperatora. U svim drugim slučajevima biti će položaj točke 5 u sT , - dijagramu niže od točke 2. 1-2: izotermna kompresija. Kompresor siše zrak okolnog stanja 1p i 1T i komprimira ga na

200502 −=p bar izotermno (uz hlađenje kompresora rashladnom vodom). sa stanjem 2 zrak ulazi u protustrujni izmjenjivač topline. 2-3: hlađenje zraka pri konstp =2 . Prolaskom kroz izmjenjivač, temperatura zraka se snizuje. U ustaljenom pogonu ispred prigušnog ventila je stanje 3. Promjena stanja 3-4: je prigušivanje od 2p na 1p pri konsth = . Pri 11 =p bar zrak se dijeli na vrelu kapljevinu 4' i paru 4''. Preko pipca se može otočiti vreli kapljeviti zrak stanja 4'. Suhozasićena para stanja 4'' vraća se rekuperator i služi za pothlađivanje zraka koji dolazi i kompresora. Iz rekuperatora se taj zrak odvodi sa stanjem 5. Na početku rada nema ukapljivanja. Pri puštanju uređaja u pogon prigušit će se zrak stanja 2 u prigušnom ventilu kod konstantne entalpije na stanje a (ispred prigušnog ventila je stanje zraka 2, jer ga nema što ohladiti do stanja 3). Sa stanjem a sav se zrak vraća kroz rekuperator u kojem se zagrijava jer preuzima na sebe toplinu od zraka stlačenog na tlak 2p , koji se pritom ohladi na stanje 2’. Sada se taj zrak 2' prigušuje do a'. Prigušeni zrak stanja a’ vraća se kroz rekuperator gdje se novonadošli zrak hladi do 2''. To se nastavlja dok god se ne postigne stanje 3. U ustaljenom se stanju ispred prigušnog ventila uspostavlja stanje 3 a iza 4, dok se iz uređaja neprekidno otače z kg kapljevitog zraka za svaki kilogram komprimiranog zraka stanja 2.

Sl. 16.3. Toplinska bilanca rekuperatora za jednostavni uređaj Predhlađivanje tlačnog zraka to je bolje što se bolje iskoristi niska temperatura prigušenog zraka. Zato se nastoji da se do gornjeg kraja rekuperatora temperatura 5T što više izjednači s

2T , tj. da se postigne 125 TTT =≅ . Za to je potrebna vrlo velika površina izmjenjivača. U tom, najpovoljnijem slučaju, odlazit će prigušeni zrak iz izmjenjivača sa stanjem okoline, pa je

15 hh = . U svakom drugom slučaju biti će stanje 5 ispod točke 1 na izobari 11 =p bar i

15 hh < .

1 kg h2

z kg h’4

(1-z) kg h5≈h1

5 2

4’

rekuperator

vrela kapljevina kod tlaka 1 bar

TEHNIKA HLAĐENJA

235

Kad je aparat tako dobro izoliran da se izmjena topline s okolinom može zanemariti, vrijedi bilanca

( ) '452 1 zhhzh +−= Odatle slijedi iscrpak kapljevitog zraka za savršeno dobro izoliran aparat

'41

21

415

25

hhhh

hhhhz

−−

≤′−

−= (znak jednakosti vrijedi kad je 15 hh = , a < kad je 15 hh < .

Nazivnik u gornjem izrazu je prilično velik broj. Konačni se iscrpak zraka može dobiti samo onda ako je brojnik ( ) 021 >− hh . pritom se 1h i 2h odnose na tlakove 1p i 2p , ali na temperaturi okoline 12 TTT == . Iscrpak zraka ne ovisi o stanjima 3 i 4, već ovisi o entalpiji '4h vrelog kapljevitog zraka tlaka 1 bar. Slučaj nesavršene izolacije Sl. 280 Toplinska bilanca rekuperatora za jednostavni uređaj i slučaj nesavršene izolacije U rekuperator prodire toplina q [kJ/kg] tlačnog zraka, pa je bilanca

( ) '452 1 hzhzqh qq +−=+

'45'45

25

hhq

hhhhzq −

−−−

=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−−−

=25'45

25 1hh

qhhhhzq

Iscrpak tekućeg zraka nesavršeno izoliranog aparata je tada

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−=2125

11hh

qzhh

qzzq

Ako je dotok topline podjednako velik kao razlika entalpija ( )21 hh − pri temperaturi okoline, mora naprava zatajiti. Zato je potrebno obratiti veliku pažnju na toplinsku izolaciju.

1 kg h2

zq kg h4'

(1-zq) kg h5≈h1

5 2

4’

rekuperator

q

TEHNIKA HLAĐENJA

236

Na sljedećoj je slici prikazan proces u hT , -dijagramu. Entalpija 1h određena je okolnim stanjem, dok 2h može varirati, ovisno u konačnom tlaku 2p . Kod viših tlakova 2p pada točka 2 više ulijevo pa je veća razlika entalpija ( )21 hh − , čime se povećava iscrpak zraka. Međutim povećanje tlaka 2p ima granice, jer se dostizanjem inverzijskog tlaka razlika entalpija ( )21 hh − počinje smanjivati.

Sl. 16.4. Proces ukapljivanja zraka Lindeovim postupkom u Th, -dijagramu

Specifični potrošak rada po 1 kg odtočenog ukapljenog zraka je zll z =

Iako zrak pri visokim tlakovima nije više idealni plin, rad za izotermnu kompresiju od tlaka 1p na tlak 2p ipak se može proračunati prema

1

21 ln

ppRTl = , pa je

( ) ( )4121

1

21

4525

1

21

z hhhhpp

lnRThh

hhpp

lnRT

zll ′−

−≥′−

−==

Efektivni je rad η

zef

ll = , pri čemu dobro izvedeni kompresori imaju korisnost 6,0≅η .

U tablici 16.2. dani su računski podaci za nekoliko tlakova 2p , pri čemu je rad određen grafički iz sh, - dijagrama. Tab. 16.2. Specifični utrošak rada za različite konačne tlakove nakon kompresije

11 =p bar 151 =ϑ oC

2p [bar] 50 100 200 ( )21 hh − [kJ/kg] 10,9 21,4 38,5

z [kg/kg] 0,027 0,053 0,095 zl 11800 7030 4500

TEHNIKA HLAĐENJA

237

16.2.2. LINDEOV UREĐAJ S JEDNOSTAVNIM OPTOKOM I PREDOHLAĐIVANJEM POMOĆU RASHLADNOG UREĐAJA

Sl. 16.5. Lindeov uređaj s jednostavnim optokom i predohlađivanjem pomoću rashladnog

stroja (skica uređaja i shematski prikaz) Rekuperator je podijeljen na dva dijela. U gornjem se dijelu stanje zraka mijenja od 2 do 2a, a u donjem dijelu od 2b do 3. Stanja 1a i 1b se podudaraju ( ba 11 ≡ ) jer se stanje zraka koji se vraća iz rekuperatora ne mijenja. Od staja 1a do 1 odvodi se toplina Rq u gornjem dijelu rekuperatora.

Sl. 16.6. Proces ukapljivanja zraka Lindeovim postupkom s jednostavnim optokom i

predohlađivanjem pomoću rashladnog uređaja u Th, -dijagramu

l

p2 1 kg

1

1 kg

p1

2

1-zh

5

1a 2a

1 - zh [kg]

b 1b 2b

qh

a a

p1 1 - zh [kg]

p2

3

4`` RV

OP

zh [kg]

4`

4

4`

1

2 2a

2b

3

4´´ 4

4`

1b=1a

5

1b=1a

Kompresor

Gornji dio rekuperatora

Donji dio rekuperatora

Izolirana posuda

qh

Rashladni uređaj

p1

p2

p1

p2

2b

p1

b

R2

R1

ISP

TEHNIKA HLAĐENJA

238

Za gornji dio rekuperatora postavlja se bilanca topline: ( )( ) ( ) Rhbha qzhhzhh −=−−=− 11 1122

Sl. 16.7. Toplinska bilanca gornjeg dijela rekuperatora U presjeku b-b mora biti temperatura niskotlačnog zraka niža od temperature ohlađenog visokotlačnog zraka, tj. bb TT 21 ≤ (na hT , - dijagramu prikazan je krajnji slučaj bb TT 21 = ). Hlađenje rashladnim uređajem uzrokuje promjenu stanja tlačnog zraka od 2a do 2b. U isparivaču rashladnog uređaja se od zraka predaje radnoj tvari rashladnog uređaja toplina

bah hhq 22 −= , zrak se hladi od aT2 na bT2 , a radna tvar isparuje. Temperatura u isparivaču odabire se do oko –50oC. Niža temperatura nije opravdana jer se faktor hlađenja (rashladni množilac) 0ε pogoršava. Iscrpak tekućeg zraka hz može se odrediti na temelju toplinske bilance uređaja

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

+=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

+′−

−≤

′−+

′−−

=21

h

21

h

41

21

45

h

45

25h hh

q1z

hhq

1hhhh

hhq

hhhh

z

gdje je z iscrpak zraka jednostavnog Lindeovog uređaja. Bilanca donjeg dijela rekuperatora, ispod presjeka b-b daje

( ) 4hb1hb2 hzhz1h ′+−= i odatle 4b1

b2b1h hh

hhz

′−−

=

Sl. 16.8. Toplinska bilanca donjeg dijela rekuperatora

( )hz−1 kg ( )hz−1 kg

1 kg

1 kg

h2a

h1

h2

h1b

1 kg h2 (1-zh) kg

h1b

zh kg 4h ′

TEHNIKA HLAĐENJA

239

Što je veći hq , veći će biti i iscrpak zraka. Iscrpak će biti to veći što je niža odabrana temperatura bT , jer se time povećava ( )bb hh 21 − a smanjuje ( )4b1 hh ′− . Potrošak rada za 1 kg tlačnog zraka je ovdje svl , pri čemu se uzima u obzir rad potreban za izotermnu kompresiju i rad potreban za pogon rashladnog uređaja.

01

2lnε

hqsv

qppRTlll +=+= . Za 1 kg ukapljenog zraka, potrošak rada je

h

svh z

ll = .

U praksi se obično primjenjuje dvostruki optok s predohlađivanjem do –50oC. 16.2.3. LINDEOV UREĐAJ S DVOSTRUKIM OPTOKOM

Sl. 16.9. Lindeov uređaj za ukapljivanje zraka s dvostrukim optokom (skica uređaja, shematski prikaz i sT , - dijagram procesa)

Cilindar visokog tlaka dobavlja 2z kg visokotlačnog zraka 2 s temperaturom okoline. U izmjenjivaču se taj zrak hladi do stanja 3. U regulacijskom ventilu RVI prigušuje se sav

CN

CV

1

1kg p1

2m

1kg, pm

1m

2 z2 kg, p2 2

(z2 – 1)kg, pm

(1 – z0)kg

5

p1

pm

p2

3

PV I 4m

3m

PV II 4

OP

4`

z0 kg

(1 – z0) kg, 4``

(z2 – 1) kg

3m = 4m

5m

1

2m

1m

2

2

3

3m

4

4`

4``

3m = 4m

5m

5

4``

5 Kompresor NT

Kompresor VT

Rekuperator

PV I

PV II

Izolirana posuda

p1

pm

p2

pm

p1

p1

p2

0z

01 z−

01 z− 2z

skg /1

12 −z

TEHNIKA HLAĐENJA

240

visokotlačni zrak na srednji tlak mp , točka 4m u hT , - dijagramu. Dio tog zraka, i to 1 kg prigušuje se u RVII dalje, dok preostali dio ( )12 −z kg pri tlaku mp struji natrag u rekuperator, odakle ga sa stanjem 5m visokotlačni cilindar ponovno usisava. Pri tome optječe uređajem količina ( )12 −z kg zraka u kružnom toku između tlakova mp i 2p . U prigušnom ventilu RVII se na okolni tlak prigušuje 1 kg zraka od stanja mm 43 ≡ na stanje 4. Pri tome se ukapljuje 0z kg, a ostatak od ( )01 z− kg vraća se niskotlačnim vodom rekuperatora okolini. Toplinska bilanca rekuperatora za dvostruki optok

( ) ( ) 4050m5222 hzhz1h1zhz ′+−+−= odakle slijedi 45

2m52

45

m550 hh

hhz

hhhh

z′−

−+

′−−

=

Za velike površine izmjenjivača može se uzeti

255 TTT m ≅≅ pa je mm hh 25 = , odnosno 15 hh =

Sl. 16.10. Toplinska bilanca rekuperatora za dvostruki optok

Prema tome je 41

252

41

210 hh

hhzhhhhz m

′−−

+′−

−≤

Izraženo pomoću iscrpka jednostrepenog uređaja to je ( )41

2m22

41

210 hh

hh1z

hhhhz

′−−

−+′−

−≤

ili ( )41

2m220 hh

hh1zzz

′−−

−+≤

Može se vidjeti da se dvostrukim optokom iscrpak može povisiti. Iscrpak 0z je to veći što je veći optočni tok ( )12 −z i što je veća razlika ( )22 hh m − . Budući se ( )12 −z i ( )22 hh m − ne mogu po volji i neovisno mijenjati, potrebna su opsežna istraživanja da se nađu najpovoljnije pogonske granice.

rekuperator

z2 kg h2

z0 kg 4h ′

( z2 –1)kg h5m

( 1- z0) kg h5

TEHNIKA HLAĐENJA

241

Pri ocjenjivaju najpovoljnijeg pogona od bitnog je značenja i rad potreban za kompresiju. Sveukupni specifični rad kompresora za 1 kg ukapljenog plina je

( )41

2m22

m

22

1

m

0

sv0z

hhhh

1zz

pplnRTz

pp

lnRT

zl

l

′−−

−+

+== , šo se može preurediti u

( )

( )41

2m22

1

2

m

2

2

z0z

hhhh

1z1

pp

ln

ppln

1z1

ll

′−−

−+

−+

=

Računska ispitivanja pokazala su da je optimalan pogon uređaja za ukapljivanje zraka kod

100=mp bar i 82 ≅z ako su zadani polazni uvjeti 11 =p bar, 2002 =p bar i 15=ϑ oC. Tab. 16.3. Iscrpak 0z [kg/kg] i specifični rad 0zl [kJ/kg] po 1 kg ukapljenog zraka pri Lindeovu dvostrukom optoku.

11 =p bar 2002 =p bar 15=ϑ oC

mp [bar] 40 60 80 100 120 140

2z [kg/kg] 6,45 6,93 7,55 8,17 8,99 10,6

0z [kg/kg] 0,562 0,475 0,441 0,399 0,360 0,323

0zl [kJ/kg] 2205 2090 2050 2040 2050 2130 specifični rad 0zl [kJ/kg] je teoretski rad. Praktički potreban rad je veći. Tab. 16.4. Vrijednosti za dvostruki optok s predohlađivanjem do –50oC

11 =p bar 2002 =p bar 15=ϑ oC

mp [bar] 40 60 80 100 120 140 ( )optz2 [kg/kg] 3,39 3,70 4,15 4,75 5,88 7,70

hzl [kJ/kg] 1277 1235 1226 1235 1256 1290

( )optz2 je optimalni optok. Vrijednosti za rad u prikazanim tablicama vrijede za čisti izotermni rad kompresora bez gubitaka, te za potpuno izjednačenje temperatura u rekuperatoru ( 15 TT = ). Praktički je specifični rad prema mjerenjima gotovo tri puta veći od navedenih vrijednosti, čemu su uzrok izotermni stupanj djelovanja kompresora ( 6,0=η ), konačne razlike temperatura u rekuperatoru, te priliv topline uslijed nesavršene izolacije rekuperatora. Tako je kao stvarni potrošak rada dvostepenog Lindeovog uređaja s pomoćnim predohlađivanjem mjerenjima nađeno oko 3400 kJ/kg ukapljenog zraka.