PRLJANJE VAZDUŠNIH KONDENZATORA

REZIME

Upotrebom otvorenog vetro tunela i punokonusne vodene dizne proučavani su performanse

izmenjivača tečnost/vazduh za uslove vlažne površine. Uzorak je bio lemljeni izmenjivač sa

saćem u obliku žaluzina. Ispitivani su ukupan kapacitet, pad pritiska i ponašanje kod drenaže

vode pod uslovima raznih protoka vode i brzina vazduha i sve je poređeno sa uslovima suvih

površina. Proučavan je i uticaj orijentacije vodenog spreja. Rezultati su dati u obliku grafika uz

promenljivu količinu vode po jedinici površine kojom se prenosi toplota. Eksperimentalni podaci

su korišćeni za potvrdu razvijenog modela simultanog prenosa toplote i mase vlažnog

izmenjivača. Tokom eksperimenta je uočeno prljanje površina saća, a karakteristike prljanja su

diskutovane u tezi.

UVOD

Jedinice hlađene vazduhom koriste se u kondicioniranju vazduha i rashladi. Tamo gde nema

dovoljno čiste vode da bi se koristili vodeni kondenzatori koriste se ACC. Međutim, ACC

pokazuju znatne degradacije performansi kada je temperatura vazduha visoka. Ovo čini da COP

opada u vazduhom hlađenim sistemma. Efekat dobija na ubrzanju tokom leta, jer se vrh potreba

za hlađenjem i dešava upravo tada. Dakle, osnovno ograničenje rada vazdušnih jedinica je visoka

temperatura vazduha. Termičke performanse vazdušnih jedinica mogu se popraviti ako se

temperatura vazdušne strane smanji.

Dosta napora je uloženo za kontrolu i smanjenje temperature vazdušne strane u letnjim uslovima.

Opšta metoda je evaporativno hlađenje. To znači isparavanje vode u nezasićenu vazdušnu struju.

Metoda se koristi od davnina, pa su EH i prirodna ventilacija kombinovani u starim zgradama

preko kula, visokih krovova, stajaćih voda i fontana.[1]. Ove metode padaju pod DEH, jer se

isparavanje vode dešava u struji vazduha koja se hladi. ACC hlađenje freona u cevima treba

klasifikovati kao IEH, pošto dve struje nikad nisu u direktnom dodiru.[2]. Ovaj rad se bavi

ispitivanjem izmenjivača koji koriste IEH kako bi se hladio sistem cevi i freona u njima.

1.1 Procenjivanje evaporativno hlađenih izmenjivača u sistemima

Hosoz i Kilicarsla [3] su sproveli eksperimentalno procenjivanje performansi rashladnih sistema sa

tri metode hlađenja kondenzatora: vazdušno-hlađenje, vodeno-hlađenje i hibridno (vazdušno/vodeno)

EH. U tom eksperimentu, kompresorski rashladni sistem je bio isti, a menjao se samo kondenzator.

Kod EH kondenzatora korišćene su gole cevi izmenjivača uz metodu hlađenja preplavljivanja vodom

(water deluge). Nalaz potvrđuje da pod istim temperaturama isparavanja i kondenzacije, sistem sa

vodom hlađenim kondenzatorom ima veći COP nego sa ACC. Međutim, sistem sa EH nudi COP koji

se može porediti sa sistemom vodom hlađenog kondenzatora pri niskim temperaturama isparavanja,

uz postignutu minimalnu razliku od 1.5% pri temperaturi isparavanja od -24°C. Sistem sa ACC daje

15.2% niži COP nego evaporativni kondenzator pri temperaturi isparavanja od -24°C, i bio bi i niži

kada bi se rad ventilatora uzeo u obzir. Ovaj ohrabrujući rezultat ukazuje da bi hibridni evaporativni

kondenzator (vazduh/voda) mogao biti vrlo konkurentan u rashladnom sistemu.

Procenjivana je efikasnost izmenjivača po drugom zakonu od strane Qureshi i Zubair pri raznim

uslovima.[4] Autori su poredili definiciju po drugom zakonu efikasnosti Wepfera i Bejana i

zaključili da je drugi pristup bolji u ovom sistemu. Exergy analiza je sprovedene za tri različita

odnosa vazduh/voda, tj za 1.00, 0.75 i 0.50, na bazi evaporativnog uređaja sa Slike 1, i

evaporativnog kondenzatora sa Slike 2. Primećeno je da efikasnost drugog zakona raste

monotono kako raste ulazna WBT za oba sistema. Nalazi govore da efikasnost drugog zakona

kod sistema nije manja od 0.98 i da kod evaporativnog kondenzatora nije manja od 0.95 unutar

određenog opsega ulaza i mrtvih stanja koja su specificirali autori. Zaključeno je da se procesi u

ovim evaporativnim izmenjivačima toplote približavaju termodinamičkoj reverzibilnosti. Rad

pokazuje da ukupna efikasnost drugog zakona isparivačkih izmenjivača nije osetljiva na

varijacije temperatura mrtvog stanja i RH. Zbog toga visoka efikasnost izmenjivača nije pod

značajnim uticajem osobina mrtvog stanja.

Goswami i drugi su sproveli eksperimente na kućnim klimama sa EH kondenzatorima koji

koriste isparivačke medijume (pads)[5]. Kapacitet erkondišna bio je 8.8 kW. Primarnom sistemu

su dodati medijum, izvor vode i pumpa, a zatim su poređene performanse evaporativne rashlade

sa baznim sistemom koji nije imao vodu. Pokazalo se da dodavanje isparivačkog dela na

kondenzator štedi 20% struje. Po cenama materijala i struje iz tog perioda retrofit kondenzator se

otplaćuje za dve godine. U ovoj analizi autori su pretpostavili da se sistem EH koristi leti u

danima kada je DBT=33.3°C, a WBT=23.9°C, i da radi 12 sati dnevno 7 meseci. Međutim, na

mnogim mestima malo je takvih dana, pa je rok isplate investicije u praksi znatno duži.

Hajidavalloo je izveo sličan eksperiment na kondenzatoru prozorske klime [6]. Ovaj sistem je

kompaktniji. Autor je tvrdio da je novi sistem oborio potrošnju struje za 16% i povećao COP za

55% na DBT=45°C i WBT=24°C.

Procenu različitih metoda poboljšanja rashlade uradili su Kutscher i Costenaro [7], za vazduhom

hlađenu geotermalnu elektranu u Nevadi. Na Slici 3 je model elektrane koji predviđa da visoka

DBT leti može da dovede do pada proizvodnje i od 50%, u poređenju sa zimskim

performansama. Autori su razvili model procene troškova i performansi za 4 različita pristupa

EH, i to: podhlađivanje prskanjem diznama, Muntersovim medijumima podhlade, sprej diznama,

i Muntersovim hibridnim medijumima podhlade sa direktnim preplavljenim hlađenjem. Model je

pokazao da sve 4 metode podižu letnju proizvodnju barem 36%, a da hlađenje preplavljivanjem

daje proizvodnju veći od zimske. Model je pokazao da je prosto vreme povrata investicije za

hlađenje preplavljivanjem bilo 1 godina, što ukazuje da je to najekonomičniji pristup.

Spomenuto je da bi pranje i skupa zamena cevi zbog naslaga i rđe na saću moglo biti

zabrinjavajuća stvar koju treba rešavati.

1.2 Problemi koje treba rešiti

Jedna od najvećih briga kod EH je prljanje. Qureshi i Zubair su proučavali uticaj prljanja na

termičke performanse evaporativnih kondenzatora.[8] Razvili su model rasta naslaga i prljavštine

koji je dokazan kroz eksperimentalne podatke, i zatim su uparili taj model sa svojim modelom

hlađenja kako bi predviđali efikasnost izmenjivača pod uslovima prljanja. Njihov zaključak je da

temperatura vode ima veći uticaj na performanse hlađenja nego ulazna WBT. Iz tog modela,

predvideli su pad efikasnosti od 50% i 70% zbog prljanja evaporativnih sistema rashlade i samih

kondenzatora, respektivno. Dali su sugestije da se u fazi projektovanja u obzir uzme faktor

prljanja, kako bi se kompenzovao pad efikasnosti.

Kompaktni izmenjivači imaju prednosti usled poboljšanih termičkih performansi i obično se

koriste u HVAC&R sistemima. Međutim, da bi se ublažili problemi naslaga i rđe, izmenjivači se

projektuju kao gole cevi i to je uobičajeno za vazdušno/vodene evaporativne kondenzatore čime

se ipak ograničavaju performanse sistema. Korozija se može smanjiti ako se koristi čista voda,

čime se omogućava korišćenje kompaktnih i unapređenih kondenzatora. Nedavni razvoj

membranske tehnologije pročišćavanja omogućava proizvodnju čiste vode (gde je uklonjeno

89% Kalcijum Karbonata, i do 95% NF) po ukupnoj ceni proizvodnje od 0.56 $/m³ uvek kada

posedujemo nisko termalnu energiju [9]. Ovaj razvoj čini kompaktne izmenjivače, posebno

izmenjivače sa ravnim cevima i saćem, obećavajućim. Trebalo bi sprovesti istraživanja kako bi

se kvantifikovale performanse isparivačkih kondenzatora tipa vazduh/voda na kompaktnim

izmenjivačima.

Preveliko prskanje je još jedan problem koji treba razmotriti kada se koristi hibridna metoda

vazduh i voda u EH.[7] Slivanje vode može biti problem za okolinu, slično kao otpadna procesna

voda. Ako se doda sistem za sakupljanje i recirkulaciju vode, raste potreban prostor i cena, što

nije poželjno. Bolji pristup je optimizacija količine vode koja se prska u odnosu na radne uslove

kako bi se izbeglo preveliko prskanje.

U ovim eksperimentima razvijen je laboratorijski model i izmenjivač hibridnog hlađenja

(vazduh/voda), Slika 4, kako bi mu se istražile performanse. Tu se uključuje kvantifikacija brzine

isparavanja, promena kapaciteta i promena pada pritiska. Rezultati eksperimenata korišćeni su za

potvrdu modela evaporativnog hlađenja koga je razvila Jessica Bock et al. [10]. Za distribuciju

vode korišćen je atomizer sa vazdušne strane. Upotrebljen je kompaktni izmenjivač sa ravnim

cevima i saćem kako bi se istražio proces hlađenja na površini izmenjivača, pošto je ključ analize

hibridnog sistema hlađenja predviđanje performansi EH. Opšti cilj je optimizacija dizajna

hibridnog izmenjivača uz minimalnu potrošnju vode.

1.3 Psihometrijski proces

Psihometrijski dijagram raznih procesa vlaženja dat je na Slici 5. Svih pet procesa daju istu

rashladu na kondenzatoru i kreću iz stanja okoline, što je tačka 0 na DBT=24°C, i RH=36%.

Slučaj A (0-A) je osnova poređenja, što je suvo vazdušno hlađenje bez evaporacije. Slučaj B (0-

B1-B2) ima evaporativnu podhladu sa efikasnošću zasićenja od 100%, što opisuje idealno

hlađenje sa medijumom za isparavanje (DEH). Slučaj C (0-C1-C2) je testiran u eksperimentu,

koji je kombinacija podhlađivanja (0-C1) i hlađenja preplavljivanjem (C1-C2). Slučaj D (0-D1-

D2) je tradicionalno EH preplavljivanjem. Teorijska ukupna potrošnja vode može se izračunati iz

razlike apsolutne vlage između tačke 0 i krajnje tačke x u svakom od slučajeva.

U poređenju sa hlađenjem na suvo Slučaj A, sve metode EH (slučajevi B, C i D) obaraju na kraju

DBT. Međutim, podhlada daje vrlo mali pad DBT, kako se vidi u slučaju B. Hlađenje

preplavljivanjem može jako smanjiti DBT u krajnjoj tački, ali tradicionalno hlađenje

preplavljivanjem (Slučaj D) troši mnogo više vode nego slučaj C, i može previše podhladiti

izmenjivač u uslovima većih vrućina i manjih vlaga. Bolje rešenje je ono u slučaju C, koje

snažno smanjuje DBT uz manju potrošnju vode. Drugi problem sa hlađenjem preplavljivanjem je

taj što se voda gravitaciono kreće i širi nadole po izmenjivaču, pa mogu nastati previše vlažne

tačke u gornjoj zoni i suve u donjoj zoni. Ovaj problem se lako prevladava u Slučaju C gde se

voda atomizira i uniformno raspoređuje u vazduhu čime se obezbeđuje ravnomerno i efikasno

hlađenje izmenjivača. U ovom eksperimentu voda je atomizirana u droplete prosečnog prečnika

20 μm i ravnomerno raspoređena u punom konusu prskanja. Manji deo vode podhlađuje vazduh

na svom putu ka izmenjivaču, dok veći deo kvasi površinu saća kako bi se obezbedilo

evaporativno hlađenje preplavljivanjem.

Slika 1. Evaporativnin hladnjak (cooler)[4]

Slika 2 Evaporativni kondenzator [4]

Slika 3: Proizvodnja elektrane u funkciji temperature ambijenta kod predložene binarno-ciklusne

geotermalne elektrane u Empire, Nevada. [7]

Slike 4: Hibridni EH izmenjivački sistem

Slika 5: Poređenje različitih opcija hlađenja: A, bez evaporacije; B, samo podhlada; C,

podhlada plus hlađenje preplavljivanjem; D, hlađenje samo preplavljivanjem.

2 EKSPERIMENTALNA METODA

2.1 Eksperimentalna postavka

Eksperimenti sa lemljenim izmenjivačima sa ravnim cevima i saćem izvedeni su u otvorenom

vetro-tunelu. Proučavani su i uslovi suve i vlažne površine. Na Slici 6 je šematski prikazan vetro-

tunel sa freonskim kolom. Ambijentalni vazduh se uvodi kroz usis i suženje, ide preko dizni,

preko ispitnog izmenjivača, aksijalnog ventilatora i kasnije preko vazdušne protočne dizne

napušta tunel. Poprečni presek vetro-tunela je 305 mm x 203 mm. Čeona površina testiranog

izmenjivača bila je 203 mm x 202 mm. Slika 7 šematski pokazuje ravnocevni, izmenjivač sa

saćem u obliku žaluzina: (a) uvećani čeoni pogled, (b) poprečni presek saća u obliku žaluzina.

Detaljne dimenzije date su u Tabeli 1. Dvodimenziono suženje i difuzor u odnosu 1.5 instalisani

su odmah ispred i iza testiranog izmenjivača. Svi kanali cevi, rezervoari, izmenjivači i većina

delova vetro-tunela (od vodenih dizni do izlaza) su toplotno izolovani od okoline. Vetro-tunel je

duplo izolovan zatvoreno ćelijskom elastomerskom penom tipa Buna-N/PVC ukupne debljine

2.5 cm. Kanalni sistem trostruko je izolovan trakom od polietilenske pene ukupne debljine 1 cm.

Sa strane vazduha, vodena dizna (sa uglom konusa 18°) locirana je 28 cm pre izmenjivača, i

postavljena u centar tunela. Temperatura vazduha meri se spojenim termoparovima (thermopile)

u mrežu T-type thermocouples (12 kanala pre, 29 kanala posle). Senzor RH lociran je na ulazu

test sekcije kako bi merio ulaznu vlagu; i T i RH se snima i memoriše. Manometri se koriste za

merenje pada pritiska na izmenjivaču. Iza test sekcije, jedna duga standardna radijusna dizna

ASME i davači diferencijalnog pritiska se koriste za merenje masenog protoka vazduha.

Sa strane cevi, koristio se rastvor etilen-glikola (56 wt%) kao fluid za prenos toplote. Ulazne i

izlazne temperature rastvora merene su sa 4 termopara (dva za ulaz i dva za izlaz). U napojnoj

petlji, PID-regulisani elektrogrejač greje tečnost. U povratnoj liniji, koristio se merač masenog

protoka na bazi Coriolisovog-efekta za merenje protoka.

Sistem prikupljanja podataka sastoji se od 4 NI 9213 modula za ulaz termoparova i jednog NI

9205 modula za senzor RH i ulaz davača pritiska. Ovi ulazi su vezani na računar pomoću šasije

USB NI cDAQ-9178. Procesna promenljive u realnom vremenu (očitanja termoparova, davača

pritiska i RH) se proračunavaju i prikazuju pomoću Labviewa.

2.2 Procedura testiranja i analiza nesigurnosti

Sa strane cevi temperatura se održava na blizu 46°C pomoću PID kontrolisanog elektrogrejača, a

protok se drži na 0.154 kg/s pomoću pumpe sa promenom brzine. Temperatura vazduha bila je

sobna, prilično stabilna oko 23°C. Čeona brzina vazduha kontrolisana je ventilatorom i držana ne

jednoj od tri vrednosti: blizu 1.8 m/s, 2.3 m/s, ili 3.2 m/s. Protok punokonusne dizne za prskanje

(BETE sifonska-fed maglena dizna) regulisan je preko regulatora pritiska. Konus dizne je 18°,

po proizvođaču. Voda je ubacivana iz baždarenih cilindara van vetro-tunela i prskana unutar

njega. Korišćene su dve različite sprej dizne: 1/4XA 00 SR 250 A za uslove niskog protoka i

1/4XA 00 SR 400 A za uslove visokog protoka. Potrošena voda merena je promenom nivoa u

menzurama. Temperatura vode u njima merena je pomoću 6 termoparova potopljenih u vodu na

raznim dubinama, a prosek je uziman kao ulazna temperatura vode u dizni za prskanje.

Pomoću sistema akvizicije snimaju se uzorci i pravi srednja vrednost svakih 5 sekundi sa oko

100 uzoraka. Ako su podaci u realnom vremenu konstantni unutar merne nesigurnosti u 10

trajanju od minuta to se smatra za uslov ustaljenog stanja. Za svako ustaljeno stanje podaci se

snimaju u 8-minutnom periodu, kako bi se obezbedilo dovoljno uzoraka za usrednjavanje.

Zabeleženi podaci su ulazne i izlazne temperature sa cevne strane; ulazna temperatura i RH

vazduha, temperatura iza izmenjivača i pad pritiska na dizni. U isto vreme, voda koja se cedi sa

test sekcije sakuplja se i meri u graduisanim cilindrima (baždarene menzure). Promena

zapremine vode u tim cilindrima koji napajaju sprej dizne takođe se beleži. Tokom eksperimenta,

promena zapremine vode u cilindrima koji napajaju te dizne menja napojni pritisak vode, čime se

izaziva mala promena masenog protoka; ovaj efekat ne narušava ranije opisan kriterijum za

određivanje uslova ustaljenog stanja, i u obzir se uzima u analizi nesigurnosti.

Eksperimentalni uslovi dati su u Tabeli 2. Kao konstantne uzeti su maseni protok tečnosti, ulazna

temperatura tečnosti i ulazna temperatura vazduha. Podaci su snimani za čeone brzine vazduha

od 1.8, 2.3 i 3.2 m/s. Za svaku brzinu, beleže se ustaljeni podaci za različite protoke vode. Uslovi

za suvu površinu (0 g/s je maseni protok sprej dizne) uzimaju se uvek pre prskanja vode. Zatim

se dizna uključuje i maseni protok vode menja.

Jednačine eksperimenta u vetro-tunelu i deo EES programa dati su u Dodacima A i B

respektivno.

Temperature tečnosti merene su termoparovima montiranim sa spoljne strane aluminijum cevi

ulaza i izlaza, pomoću poliamidne trake Arctic Silver 5 za izolaciju. Pošto termoparovi nemaju

direktan kontakt sa tečnošću dešava se sistematska greška (bias error) zbog prenosa toplote

između cevi i laboratorije. Svi dobijen podaci su korigovani za tu grešku pomoću analize koja je

dalje opisana.

Reynoldsov broj se menja od 3500 do 4500, pa se koristi Gnielinski korelacija za forsiranu

konvekciju u turbulentnom protoku kroz cev kako bi se odredio koeficijent prenosa toplote, a

zatim i termički otpor između fluida u cevi i unutrašnje strane zida cevi. Termički otpor vezan uz

kondukciju kroz zid cevi računat je iz karakteristika aluminijuma i dimenzija cevi, a termički

otpor zbog kondukcije kroz izolaciju je takođe izračunat. Uzeta je konzervativna procena da je

spoljašnja površina izolacije na temperaturi laboratorije:

Sistemska greška

Korigovana izmerena temperatura fluida sa strane cevi je:

Ovo je pojednostavljena korekcija i odnosi se samo na radijalni prenos toplote konvekcijom i

kondukcijom dok je aksijalni prenos toplote zanemaren i sve temperature pretpostavljene da su

iste. Kako bi se i ova uprošćavanja na neki način uzela u obzir u analizi nesigurnosti, uključeno

je dodatno još jedna polovina konzervatuvne procene Δbias u korigovanu nesigurnost merenja

Δcorrected.

Nesigurnosti merenih parametara dati su u Tabeli 3.

Slika 6 Šema vetro tunela

Slika 7: Šematski dijagram izmenjivača sa ravnim cevima i saćem u obliku žaluzina:

(a) Poprečni presek cev-saće, (b) poprečni presek saća u obliku žaluzina [11].

Tabela 1: Geometrija ispitivanog izmenjivača

Lp razmak žaluzina (mm)

Ll dužina žaluzina (mm)

Θ ugao žaluzina (°)

Fp razmak saća (mm)

Td dubina cevi (mm)

Fd dubina saća (mm)

Fl dužina saća (mm)

δ debljina saća (mm)

Tp razmak cevi (mm)

broj redova cevi

Th visina cevi (mm)

Tl dužina cevi (mm)

Tt debljina cevi (mm)

Tabela 2: Uslovi testiranja

POGLAVLJE 3 – REZULTATI I DISKUSIJA

3.1 Potvrđivanje ispravnosti modela

Eksperimentalni podaci za suve i vlažne uslove u tunelu upoređeni su sa modelom koji je razvila

Jessica Bock et al.[10], što je kombinacija modela podhlade i modela vlažnog kondenzatora.

Razmak podhlade je fiksan i iznosi 0.27m. RH i T vazduha i ostatak mase protoka dropleta koji

predviđa model podhlade primenjen je na model vlažnog kondenzatora kao njen ulazni uslov.

Model vlažnog kondenzatora daje ukupan kapacitet izmenjivača toplote. Kako se vidi sa Slika 8-

10, ukupan kapacitet je dat u funkciji korišćene količine vode za nekoliko čeonih brzina vazduha.

Korišćena voda je data kao razlika potrošnje dizne i sakupljene drenirane vode. Potrošnja vode

od 0 kg/s definiše suv uslov.

Slika 11 je suma predviđanja modela u odnosu na podatke iz eksperimenta po pitanju ukupnog

kapaciteta izmenjivača. Predviđanja modela slažu se sa eksperimentom unutar 20 % uz prosečnu

devijaciju od 8.3 %. Model je podržan podacima datim u Dodatku C.

3.2 Ponašanje dreniranja

Drenirana voda beleži se u vlažnom delu eksperimenta kao bitan podatak u primenama sa

hlađenjem kondenzatora vodom. Slika 12 prikazuje porast kapaciteta toplote u odnosu na maseni

protok vode kroz diznu za prskanje. Međutim, uklapanje krive ukazuje da brzina ovog porasta

ima tendenciju opadanja kako se više vode prska. Ovo asimptotsko ponašanje je zbog toga što

drenaža raste kako prskanje raste (vidi se na Slici 13), što ukazuje da stepen prskanja raste brže

nego brzina isparavanja vode. Slika 14 pokazuje odnos između toplotnog kapaciteta i drenaže.

Uočeno je da drenaža raste sa rastom brzine brzine prskanja kako raste kapacitet. Takav rezultat

sugeriše da na velikim količinama vode za prskanje, treba koristiti sakupljanje drenirane vode i

sistem recirkulacije.

Podaci eksperimenta sa Slika 13 i 14 pokazuju da pri tri čeone brzine vazduha u opsegu od 1.8 m/s

do 3.2 m/s, na procenat drenirane vode više utiče količina vode koja se prska nego brzina vazduha.

Međutim, opaženo je i da čeona brzina vazduha utiče na lokaciju gde će se voda drenirati. Pri čeonoj

brzini vazduha od 1.8 m/s, veći deo vode se drenira ispred izmenjivača, ali pri 3.2 m/s, veći deo vode

se drenira sa zadnje strane izmenjivača toplote. Pri brzini od 2.3 m/s slična količina se drenira ispred

i iza izmenjivača.

3.3 Uticaj usmerenja mlaza

Pri čeonoj brzini od 2.3 m/s, testirani su i horizontalno i usmerenje dignuto 10° nagore od

horizontalnog pri raznim protocima vode. Slika 15 pokazuje poređenje između ta dva usmerenja

vodenog mlaza. Pune tačke i otvoreni krugovi su podaci eksperimenta sa horizontalnim

usmerenjem dizne i odgovarajuća predviđanja modela uz uniformnu raspodelu vode po prednjem

čelu izmenjivača. Trouglovi su eksperimentalni podaci za usmerenje dizne 10° nagore. Tačke na

mw=0 g/m²s su podaci za suve uslove. Kako se vidi sa Slike 15, uslovi sa nagibom od 10° naviše

pokazuju 4%-12% veći toplotni kapacitet nego kad su dizne horizontalne. Rezultat je očekivan

jer usmerenje vode u gornje delove izmenjivača znači dreniranje iste ka dnu izmenjivača zbog

gravitacije pa je tako verovatnoća vlaženja većih površina veća, što znači i duže zadržavanje

vode (residence time). Na ovaj način pojačava se prenos latentne toplote. U horizontalnom

slučaju ugrubo 40% od izmenjivača je vlažno, dok je u slučaju usmerenja 10° nagore vlažno više

od 50% izmenjivača. Ovo potvrđuje da je usmerenje nagore efikasnije i da se treba koristiti kod

praktičnih realizacija poboljšanja rada vodenih hlađenjem.

U eksperimentu je meren pad pritiska pod suvim i vlažnim uslovima. Kako se vidi sa Slike 16,

pad pritiska sa vazdušne strane raste kako raste Reynolds broj. Vidi se da je pad pritiska pod

vlažnim uslovima postojano viši nego pod suvim uslovima; međutim, ova razlika nije značajna.

Slika 17 pokazuje da pad pritiska preko izmenjivača uglavnom zavisi od čeone brzine vazduha i

da jedva zavisi od ukupne količine vode koja se koristi.

3.4 Posmatranje prljanja

Pre i posle tstiranja urađene su slike prednje i zadnje strane izmenjivača. Poređenjem slika, kao

na Slici 17, vidi se da je na kraju eksperimenta prljanje postojalo na prednjoj površini ispitivanog

izmenjivača gde je saće bilo vlažno. Međutim, centralna zona, na koju je stalno usmeren mlaz iz

dizne (pun konus), bila je mnogo manje zaprljana nego okolne zone. Zona prljanja se vidi na

Slici 18(b).

Slike 18 (a) i 18 (b) su napravljene posle 2 meseca povremenih testiranja (vreme prskanja manje

od 100 sati). Napomena: za prskanje je korišćena voda iz slavine, sa visokom koncentracijom

hlora i gvožđa1.

1 Ovo je bitna stvar u celoj priči.

Sa leđa izmenjivača, više prljanja se dešava pri dnu, Slika 19. To je i očekivano pošto se voda

sporo gravitaciono drenira nadole. Što više vode se zadržava u donjem delu izmenjivača, prljanje

je sve veće.

3.5 Slike

Slika 8: Eksperimentalni i modelom predviđeni podaci pri čeonoj brzini vazduha od 1.8 m/s [10]

Slika 9: Eksperimentalni i modelom predviđeni podaci pri čeonoj brzini vazduha od 2.3 m/s [10]

Slika 10: Eksperimentalni i modelom predviđeni podaci pri čeonoj brzini vazduha od 3.2 m/s

Slika 11: Poređenje eksperimentalnih i predviđenih performansi kondenzatora u kombinaciji

podhlada i hlađenje preplavljivanjem (vidi [10]).

Slika 12: Ukupan kapacitet izmenjivača pri čonim brzinama vazduha od 1.8 m/s, 2.3 m/s i 3.2

m/s i raznim količinama vode. Količina vode je definisana kao količina vode koja izađe iz sprej

dizne. Uklapanje polinominalne krive (detalji su dati u Tabeli 4) je za sve podatke na crtežu.

Slika 13: Količina vode u odnosu na količinu prskane vode pri čeonim brzinama vazduha na

izmenjivaču od 1.8 m/s, 2.3 m/s i 3.2 m/s. Količina drenaže definiše se kao masa drenirane vode.

Voda prskanja je ono što prođe kroz vodenu diznu. Kriva drugog reda se uklapa za sve podatke

na grafiku uz određenje preseka sa y-osom (detalji u Tabeli 5)

Slika 14: Brzina drenaže u odnosu na ukupni kapacitet pri čeonim brzinama od 1.8 m/s, 2.3 m/s i

3.2 m/s. To je maseni protok-količina drenirane vode. Uklapanje eksperimentalne krive (detalji u

Tabeli 6) je za sve podatke na grafiku uz presek sa x-osom.

Slika 15: Poređenje ukupnog kapaciteta za dve orijentacije dizne

Figure 16: Poređenje vlažnog testa (sa protokom od 0.12 g/m²s) i suvog testa pri raznim

brojevima Reynolda.

Slika 17: Pad pritiska na izmenjivaču pri raznim količinama vode, i tri brzine vazduha: 3.2 m/s,

2.3 m/s and 1.8 m/s.

Slika 18: Čeona površina izmenjivača: (a) pre i (b) posle vlažnog eksperimenta.

Slika 19. Leđa (pogled na izlaznoj strani) izmenjivača: (a) pre i (b) posle vlažnog testa.

3.6 Tabele

POGLAVLJE 4 - ZAKLJUČCI

Pomoću otvorenog vetro-tunela i vodene dizne sa punim konusom eksperimentalno su

proveravane performanse varenog aluminijumskog izmenjivača sa saćem u obliku žaluzina u

sistemu hlađenja preplavljivanjem. Poređeni su kapacitet, pad pritiska i ponašanje drenirane vode

pod različitim protocima vode kroz diznu i različitim čeonim brzinama vazduha na izmenjivaču,

i sve je poređeno sa uslovima bez vode (suvim uslovima).

Toplotni kapacitet i količina drenirane vode rastu kako se prska više vode. Pri većim

protocima vode, treba koristiti sakupljanje i recirkulaciju vode.

Pad pritiska pod vlažnim uslovima je trajno, ali neznatno viši nego pri suvim uslovima2, a sam

pad pritiska ne zavisi od količine vode koja se koristi u svim testovima.

Koliko će se vode drenirati više zavisi od količine vode koja ide kroz diznu nego od brzine

vazduha. Međutim, voda teži da se drenira naniže pri većim brzinama vazduha u test uslovima.

Proučavan je i uticaj orijentacije sprej dizne; usmerenje nagore je praktično efikasnije.

Posmatrano je i prljanje tamo gde je saće bilo vlažno. U centru čeone zone, tamo gde je saće bilo direktno vlaženo konusnim mlazom (pul konus), bilo je mnogo manje prljanja nego u

susednim zonama. Sa leđa veće prljanje se dešava pri dnu izmenjivača.3

2 Može se napomenuti. 3 Ako ih ne možeš pobediti ti im se pridruži. Šta ako namerno dodamo provodni materijal i prljanje poveća keficijent

povođenja umesto da ga smanji ?