Instalatie Frigorifica Aferenta Unui Complex Sportiv
MEMORIU TEHNIC
Fenomenul principal pe care se bazează funcționarea instalației este fenomenul de absorbție a agentului frigorific de către un mediu absorbant.
În cazul acestei instalații rolul compensatorului este îndeplinit de un compresor termochimic alcătuit din: absorbitor, pompe de soluție amoniacală, economizor E1, fierbător, deflegmator.
Instalația utilizată prezintă avantajul obținerii concomitente a frigului necesar pentru răcirea pistei patinoarului și a apei calde utilizată pentru încălzirea apei din piscina complexului sportiv. Dezavantajul ei constă în consumul ridicat de căldură și metal.
Efectul de frig se produce în vaporizator în care se răcește agentul intermediar (saramura de calciu – CaCl2) care transportă sarcina frigorifică pentru asigurarea frigului necesar alimentării patinoarului.
Patinoarul ce urmează a fi deservit de această instalație este descoperit și funcționează numai pe perioada rece a anului prin vaporizarea indirectă a agentului termic intermediar. Sarcina frigorifică recomandată de literatura de specialitate pentru acest tip de patinoar este . Pentru calcul s-a adoptat valoarea .
Suprafața patinoarului este de .
Cunoscând densitatea termică și suprafața patinoarului s-a stabilit sarcina frigorifică necesară a fi produsă de către instalație.
Destinația patinoarului fiind în principal de agrement, se impune ca temperatura gheții să aibă valoarea de aproximativ –2,2oC.
Pe baza acestor considerente, având în vedere că realizarea gheții se face cu ajutorul unui purtător de frig, s-au stabilit temperaturile soluției amoniacale la intrarea și ieșirea din vaporizator, pe baza diferențelor de temperatură ce apar la schimbul de căldură între agentul intermediar și soluția amoniacală.
Piscina proiectată în cadrul complexului sportiv are suprafața de .
Recircularea apei din piscină se realizează cu ajutorul pompelor de tip Lotru, apa recirculată formând circuitul de răcire al aparatelor, preluând căldura de la acestea și realizând menținerea constantă a temperaturii apei din piscină. S-au stabilit temperaturile apei preîncălzită în condensator și deflegmator și reîncălzită în absorbitor. S-a stabilit necesarul de apă de adaos în instalație de la o rețea exterioară, apa de completare acoperind pierderile prin evaporarea la suprafață a apei calde din piscină.
Calculul termic al instalației urmărește stabilirea nivelelor de presiune și temperatură ale punctelor ei caracteristice. Se stabilesc fluxurile termice pe aparate și se verifică bilanțurile elementar și global al acestora.
Se calculează debitele de fluid în circulație.
Cu ajutorul diagramelor i – și lgp – i se stabilește concentrația, entalpia și volumul specific al fluidului aflat în stările corespunzătoare punctelor caracteristice. S-a ținut cont că diferența dintre concentrația soluției bogate și cea sărace trebuie să fie de minim 5%.
S-a determinat factorul de circulație cu ajutorul concentrațiilor soluției de amoniac și a vaporilor de amoniac ce se obțin cu ajutorul coloanei de rectificare – deflegmare care, din considerente tehnico-economice, se impune a fi cuprinsă între 99,5 – 99,9%.
Reprezentarea punctelor caracteristice în diagrama i – a permis stabilirea ciclului de funcționare al instalației.
Prin calculul de dimensionare al utilajelor instalației se urmărește stabilirea suprafeței de transfer termic și determinarea caracteristicilor constructive ale acestora (lungime, diametru, număr de țevi, număr de treceri, număr de țevi/trecere, număr de tronsoane) și calculul racordurilor.
Se calculează diametrele conductelor utilizate în realizarea instalației, acestea fiind realizate din oțel.
Pentru izolarea conductelor s-a utilizat vata minerală pentru izolația caldă și polistirenul expandat pentru izolațiile reci, calculându-se grosimea acesteia pe tronsoanele ce compun instalația. Nu s-au izolat termic conductele aferente agentului de răcire a utilajelor (condensator, deflegmator, absorbitor) și conductele ce vehiculează un debit de fluid cu temperatura cuprinsă între 0oC și 40-50oC.
INSTALAȚIA FRIGORIFICĂ CU ABSORBȚIE
Instalația cu absorbție utilizează pentru realizarea procesului de lucru un amestec binar de substanțe: un agent frigorific și un corp absorbant. Caracteristic acestor substanțe este că au temperaturi de fierbere diferite la aceeași presiune și că dizolvarea lor se face nelimitat.
Conform regulii fazelor în echilibru a lui GIBBS, pentru caracterizarea stării termodinamice a amestecului sunt necesari trei parametrii de stare: presiunea p, temperatura și un parametru cantitativ care indică participația masică sau gravimetrică a unuia din componenții în amestec, denumit concentrație.
Instalația studiată folosește apa drept absorbant și amoniacul ca agent frigorific și prezintă avantajul obținerii concomitente a frigului și a apei calde.
Fenomenul principal pe care se bazează funcționarea instalației este fenomenul de absorbție a agentului frigorific de către un mediu absorbant.
Procesele de absorbție în instalațiile frigorifice sunt însoțite de degajări de căldură, denumite călduri de absorbție. Funcționarea continuă a instalației necesită eliminarea acestei călduri de absorbție din sistem.
Fenomenul de absorbție se poate considera format procese termodinamice și chimice simple care se pot reprezenta cu ajutorul diagramei temperatură – concentrație.
Concentrația este dată de relația:
în care:
– reprezintă masa sau greutatea amoniacului, respectiv a apei în amestec.
Pentru amestecul amoniac – apă în diagrama T – sunt reprezentate izobarele de vaporizare și condensare. Se pune în contact lichidul de stare 1 caracterizat de temperatura T1 și concentrație 1 cu vaporii supraîncălziți 2, caracterizați de temperatura T2 și concentrație 2 = 1, mai ridicată decât concentrația 1.
Procesul de absorbție are loc astfel: vaporii supraîncălziți se răcesc de la temperatura T2 până la temperatura de saturație TS corespunzătoare presiunii p0. Ca urmare, căldura extrasă din unitatea de masă va fi:
Vaporii vor fi în continuare lichefiați, cedând căldura de vaporizare și deci:
Agentul frigorific lichid are temperatura TS < T1 și ca urmare el se va încălzi până la temperatura lichidului, primind căldura:
= căldura masică a lichidului
În continuare, agentul frigorific lichid este absorbit (dizolvat) de către agentul absorbant și în urma acestui proces se degajă căldura de reacție:
Efectul termic total al procesului de absorbție va fi:
Deoarece contribuția factorilor q1 și q3 asupra efectului termic este mică față de a celorlalți termeni, ei pot fi neglijați, iar căldura de absorbție va fi:
CARACTERISTICILE AGENTULUI DE LUCRU AL INSTALAȚIEI
Instalația frigorifică cu absorbție permite utilizarea acelor agenți de lucru pentru care există absorbanți corespunzători. Ținând seama de specificul instalației, ce constă în realizarea succesivă a reacțiilor chimice de absorbție și, respectiv, de desorbție a agentului este necesară respectarea unor condiții suplimentare care constau din următoarele:
diferență mică de presiune între condensator și vaporizator în vederea reducerii consumului de energie necesară pentru pomparea soluției;
căldură de vaporizare cât mai mare pentru reducerea dimensiunilor schimbătoarelor de căldură și conductelor, precum și a debitului de agent;
căldură de dizolvare cât mai mică a agentului de lucru cu absorbantul;
căldură specifică mică a absorbantului pentru reducerea suprafeței de încălzire a schimbătorului de căldură;
diferență mare între temperaturile normale de vaporizare ale agentului de lucru și absorbantului ceea ce permite reducerea gradului de antrenare a absorbantului de către vaporii agentului de lucru și micșorarea dimensiunilor aparatelor de rectificare;
viteză de absorbție mare pentru reducerea dimensiunilor absorbitorului.
Soluția hidroamoniacală este compusă din: – agentul frigorific – amoniacul (NH3)
– absorbantul – apa (H2O)
Amoniacul (NH3): se utilizează în instalațiile cu absorbție pentru temperaturi de vaporizare .
Temperatura normală de vaporizare a amoniacului este
Avantajele pe care le prezintă amoniacul sunt:
volum specific mic la temperaturi de vaporizare uzuale;
ușurința depistării scăpărilor de amoniac datorită mirosului caracteristic;
solubilitatea în ulei redusă;
nu exercită acțiuni corosive asupra oțelului, dar în prezența apei atacă zincul, bronzul, cuprul și alte aliaje pe bază de cupru, cu excepția bronzului fosforos.
Dintre dezavantaje se menționează faptul că este toxic, exploziv și inflamabil la concentrații de 16,5 …. 26,8% amoniac în aer.
La temperatura de 260oC amoniacul se descompune în azot și hidrogen.
Agentul purtător de frig
Pentru transportul frigului de la generatorul de frig la consumator este utilizat un agent purtător de frig care trebuie să satisfacă următoarele cerințe:
temperatură joasă de congelare;
vâscozitate redusă pentru reducerea pierderilor hidraulice la circulația prin conducte;
căldură specifică mare pentru reducerea debitului de agent purtător de frig;
acțiune corozivă redusă în raport cu metalele feroase și neferoase;
stabilitate chimică;
toxicitate redusă, neinflamabilitate și lipsa pericolului de explozie.
În calitate de agent purtător de frig am utilizat saramura de clorură de calciu: CaCl2.
temperatura de congelare a acestei soluții depinde de concentrația masică a sării în soluție;
temperatura minimă de congelare este de –55oC la valoarea critică a concentrației cr = 0,303.
Soluția hidroamoniacală utilizată în instalație trebuie să îndeplinească o serie de cerințe:
amoniacul trebuie să aibă valori convenabile pentru temperatura de fierbere;
temperatura de fierbere la presiunea normală nu trebuie să fie prea mare pentru a nu avea vid înaintat în vaporizator și absorbitor, care presupune construcții etanșe față de aerul atmosferic. Temperatura de fierbere nu trebuie să aibă nici valori prea mici, pentru a nu rezulta presiuni de condensare mari, care implică aparate cu pereți groși, deci consum exagerat de metal;
temperatura soluției la sfârșitul fierberii este indicat să aibă valori, pe cât posibil mai mici, pentru a se utiliza resursele energetice secundare de potențial scăzut, care sunt mai ieftine;
diferența dintre temperaturile de fierbere ale celor doi componenți trebuie să fie cât mai mare, pentru că în acest caz, presiunea parțială a solventului în vaporii de agent frigorific este mică și deci, puritatea agentului frigorific separat în urma degazării în fierbător este mare. Dacă nu este îndeplinită această condiție, vaporii de amoniac antrenează și vapori de apă, caz în care se introduce coloana de rectificare ce duce la creșterea investițiilor și a cheltuielilor de exploatare, deoarece apare un consum suplimentar de energie termică la fierbător și un consum mai mare de apă de răcire;
densitatea soluției trebuie să fie relativ mică pentru a avea un consum mic de energie la pompa de circulație a soluției și de asemenea pentru a obține pierderi hidraulice mici pe conducte și aparate;
vâscozitatea dinamică a soluției trebuie să fie cât mai mică pentru îmbunătățirea schimbului de căldură în aparate și pentru obținerea unor pierderi mici de presiune;
căldura specifică a soluției și căldura diferențială de amestec trebuie să aibă valori foarte mici, iar căldura latentă de vaporizare trebuie să fie cât mai mare;
conductivitatea termică trebuie să fie cât mai mare pentru facilitarea schimbului de căldură, în vederea reducerii suprafeței de schimb de căldură;
tensiunea superficială trebuie să fie mică pentru a se asigura o capacitate mare de absorbție;
agentul frigorific și absorbantul trebuie să fie stabil din punct de vedere chimic în domeniul de temperaturi de lucru pentru ca soluția respectivă să fie schimbată cât mai rar. De asemenea, se impune ca nici componenții să nu atace metalele cu care vin în contact și să nu fie nocivi.
Soluția hidroamo, vaporii de amoniac antrenează și vapori de apă, caz în care se introduce coloana de rectificare ce duce la creșterea investițiilor și a cheltuielilor de exploatare, deoarece apare un consum suplimentar de energie termică la fierbător și un consum mai mare de apă de răcire;
densitatea soluției trebuie să fie relativ mică pentru a avea un consum mic de energie la pompa de circulație a soluției și de asemenea pentru a obține pierderi hidraulice mici pe conducte și aparate;
vâscozitatea dinamică a soluției trebuie să fie cât mai mică pentru îmbunătățirea schimbului de căldură în aparate și pentru obținerea unor pierderi mici de presiune;
căldura specifică a soluției și căldura diferențială de amestec trebuie să aibă valori foarte mici, iar căldura latentă de vaporizare trebuie să fie cât mai mare;
conductivitatea termică trebuie să fie cât mai mare pentru facilitarea schimbului de căldură, în vederea reducerii suprafeței de schimb de căldură;
tensiunea superficială trebuie să fie mică pentru a se asigura o capacitate mare de absorbție;
agentul frigorific și absorbantul trebuie să fie stabil din punct de vedere chimic în domeniul de temperaturi de lucru pentru ca soluția respectivă să fie schimbată cât mai rar. De asemenea, se impune ca nici componenții să nu atace metalele cu care vin în contact și să nu fie nocivi.
Soluția hidroamoniacală prezintă proprietăți termice și calorice bune, dar prezintă dezavantajele că amoniacul este foarte toxic, presiunile de lucru sunt ridicate în instalație.
Soluția amoniacală mai prezintă dezavantajul că la fierbere, amoniacul (componentul ușor volatil) antrenează și apa, astfel încât, instalația trebuie să fie înzestrată obligatoriu cu coloană de rectificare.
SCHEMA INSTALAȚIEI FRIGORIFICE
ELEMENTE COMPONENTE:
Compresor termochimic: – A – absorbitor
– F – fierbător
– CR – coloană de rectificare
– D – deflegmator
V – vaporizator
P – patinoar artificial (consumator de frig)
Pai – pompă agent intermediar
RSB – rezervor de soluție bogată
RAL – rezervor de amoniac lichid
E1, E2 – economizoare
VR1, VR2 – ventile de reglare
PSA – pompă soluție amoniacală
Pr – pompa de recirculare a apei de răcire
B – bazin de înot
CICLUL DE FUNCȚIONARE AL INSTALAȚIEI
1 – 2 = ieșirea soluției sărace în amoniac din fierbător
2 – 3 = răcirea soluției sărace lichide în economizorul E1
3 – 4 = laminarea soluției
4 – 5 = îmbogățirea soluției în absorbitor
5 – 6 = pomparea soluției bogate
6 – 7 = încălzirea soluției în economizorul E1
1 – 1” = vaporizarea amoniacului în fierbător
1” – = rectificarea vaporilor în coloana de rectificare
– 8” = purificarea vaporilor de amoniac în deflegmator
8” – 9 = condensarea vaporilor în condensator
9 – 10 = subrăcirea amoniacului lichid în economizorul E2
10 – 11 = laminarea lichidului
11 – 12 = vaporizarea amoniacului în vaporizator
12 – 13 = supraîncălzirea vaporilor în economizorul E2
PRINCIPIUL DE FUNCȚIONARE AL INSTALAȚIEI
În absorbitorul A se realizează absorbția vaporilor reci de stare 13 de către soluția săracă de stare 4 și rezultă soluția bogată de stare 5. Această soluție este preluată de pompa PSA, după ce trece prin rezervorul de soluție bogată RSB și refulată în economizorul E1.
Economizorul E1, denumit schimbătorul de căldură al instalației, servește la economia de căldură necesară fierberii soluției în fierbătorul F și în același timp reducerii căldurii ce trebuie eliminată din absorbitor. În economizor se produce încălzirea soluției bogate de starea 6 la starea 7 și răcirea soluției sărace de la starea 2 la starea 3.
Soluția bogată de stare 7 intră în fierbătorul F, se preîncălzește până la temperatura de saturație corespunzătoare presiunii pC și apoi începe să fiarbă. Primii vapori ce se degajă sunt vaporii de stare 1” în echilibru cu 1, iar pe măsură ce soluția vaporizează ea devine săracă în amoniac. Starea soluției lichide variază după izobara 1 – 2, iar a vaporilor după izobara 1” – 2”.
În fierbător se degajă, în primul rând, vaporii de amoniac, deoarece amoniacul are temperatura de vaporizare mult mai scăzută decât apa la aceeași presiune. La acest tip de instalație vaporii ce se degajă în fierbător au un conținut ridicat de apă. Puterea frigorifică masică scade odată cu creșterea conținutului de apă al vaporilor; ca urmare, coeficientul termic al instalației scade.
Creșterea concentrației vaporilor ce ies din fierbător se realizează cu ajutorul coloanei de rectificare – deflegmare.
Rectificarea reprezintă procesul fizic de vaporizare și de condensare a unei soluții în vederea separării în părțile componente, ca urmare a contactului direct dintre lichidul și vaporii soluției. Între cele două faze se realizează un transfer de căldură și de substanță. În cadrul acestui proces de separare, căldura cedată în procesul de condensare servește procesului de vaporizare, nefiind necesară o acțiune de răcire sau de încălzire din exterior.
Deflegmarea reprezintă un proces de condensare, la care se utilizează un agent exterior de răcire pentru condensarea amestecului de vapori, rezultând vapori cu concentrație mai mare în amoniac.
Coloana de rectificare este formată dintr-o zonă de epuizare a soluției bogate și o zonă de rectificare propriu-zisă, procesul desfășurându-se astfel: soluția se epuizează și continuă procesul de fierbere până la starea 2” în fierbător, ca urmare a utilizării sursei exterioare de căldură.
Vaporii degajați, îmbogățiți în amoniac în zona de epuizare, părăsesc zona de concentrație 1”. Acești vapori se îmbogățesc în amoniac, în continuare, ca urmare a procesului de schimb de căldură și masă între vapori și refluxul ce se scurge în contracurent. Vaporii vor obține concentrația finală în urma procesului de condensare parțială care are loc în deflegmator.
Vaporii cu starea 8” părăsesc grupul generator-rectificator și intră în condensatorul C, unde condensează până la starea 9 care se află pe izobara pC ca o stare de saturație. Lichidul de stare 9 se subrăcește până la starea 10 în economizorul E2 după care se laminează până la starea 11.
Amestecul de stare 11 intră în vaporizator unde vaporizează până la starea 12 pe baza răcirii unui agent intermediar (CaCl2) care alimentează cu frig conductele unui patinoar artificial.
Vaporii saturați uscați de stare 12 se supraîncălzesc în economizorul E2 până la starea 13 după care intră în absorbitor și sunt absorbiți de soluția săracă de stare 4.
Soluția rămasă în fierbător este o soluție săracă în amoniac, de stare 2, cu concentrația ss. Această soluție părăsește fierbătorul și intră în economizorul E1 unde se răcește până la starea 3 după care se laminează în ventilul de reglaj VR1 până la starea 4. Procesul de laminare realizându-se la entalpie constantă, stările 3 – 4; 10 – 11 sunt identice în diagrama i – , cele două stări diferind doar în valoarea presiunii și temperaturii. Soluția de stare 4 intră în absorbitor unde absoarbe vaporii reci de stare 13.
Procesul de absorbție aproape izoterm necesită eliminarea căldurii de absorbție, ceea ce se realizează cu ajutorul unui agent de răcire.
Circuitul de răcire al condensatorului, deflegmatorului și absorbitorului este realizat cu apă preluată din piscină care se încălzește pe baza transferului de căldură din aparate, reîntorcându-se în aceasta. Circuitul se realizează cu ajutorul pompelor de recirculare a apei pRA.
DIAGRAME DE BAZĂ UTILIZATE LA CALCULUL INSTALAȚIEI
Diagrama lnp – 1/T:
În cazul substanțelor simple, presiunea de fierbere este o funcție univocă de temperatură p = p(t), iar în cazul soluțiilor binare, presiunea de fierbere depinde atât de temperatură, cât și de concentrație :
Pentru o soluție de concentrație dată ( = constant), p = f(t), este o dependență ca și la substanțele simple.
Relația Clapeyron – Clausius s-a stabilit pe baza unui ciclu Carnot elementar și face legătura între căldura de vaporizare r și parametrii de stare ai substanței:
,
unde: T – temperatura absolută [W];
p – presiunea [Pa];
v”, v’ – volumul specific al vaporilor saturați și, respectiv, al lichidului în stare
de fierbere la presiunea p sau temperatura T [m3/kg].
Dacă se neglijează volumul specific al lichidului v’ față de cel al vaporilor uscați v” și se admite pentru aceștia ecuația de stare a gazului ideal, se obține:
sau
unde R este constanta de gaz perfect.
Prin integrarea ecuației, considerând r = ct se obține:
în care a și b sunt constante specific substanței (a – constantă de integrare, b = r/R)
În cazul unei substanțe simple, relația reprezentată în coordonate lnp – (-1/T) este o dreaptă, iar în cazul soluțiilor se obține un fascicul de drepte, pentru diverse concentrații (pentru fiecare valoare a concentrației , corespunde o „curbă a presiunilor”).
Diagrama lnp – (-1/T) pentru soluția hidroamoniacală, trasată de H. Mollier:
Coeficientul unghiular al dreptelor exprimate de funcția
în coordonate lnp – (-1/T), este b = r/R, care depinde de concentrație și anume este cu atât mai mare cu cât concentrația este mai mică (fascicolul de drepte este convergent spre partea superioară a diagramei).
Diagrama entalpie – concentrație (i – )
A fost stabilită pe cale experimentală de Merkel și Bosnjacovic și conține următoarele familii de curbe:
izentalpe, i = ct, care sunt drepte orizontale (1);
concentrație constantă, = ct, drepte verticale (2);
izoterme în domeniul de lichid (3), pentru temperaturi de fierbere cuprinse între –70oC și 200oC. Alura acestor curbe se explică prin faptul că, amestecul lichid apă – amoniac are loc cu degajare de căldură (dizolvare exotermă);
izotermele în domeniul de vapori (4), între aceleași limite ale temperaturii de fierbere sunt niște drepte; între vaporii uscați de apă și amoniac nu are loc un proces chimic încât căldura de amestec este neglijată. Aceste drepte nu sunt reprezentate în diagramă;
izobarele pentru lichid (5), p = ct, sunt reprezentate între limitele de presiune uzuale în procesele frigorifice din instalațiile prin absorbție de 0,002 Mpa și 2 Mpa;
izobarele pentru vapori, între aceleași limite ale presiunii, sunt reprezentate prin curbele (6);
curbele izobare ajutătoare (7), trasate pentru fiecare izobară, ce servesc pentru determinarea stării de vapori în echilibru cu lichidul respectiv pentru reprezentarea izotermei în domeniul de vapori umezi;
curbele K = ct, (8), trasate în domeniul de lichid, permit să se determine rapid concentrația vaporilor în echilibru cu lichidul;
Precizări cu privire la diagrama i – pentru soluția hidroamoniacală:
entalpia lichidului pentru o valoare constantă a temperaturii, se modifică foarte puțin în funcție de presiune, respectiv căldura specifică a lichidului depinde foarte puțin de presiune, rezultând o singură rețea de izoterme, indiferent de valoarea presiunii;
izotermele reprezentate în diagrama i – pentru domeniul de lichid sunt valabile pentru o presiune dată p, numai pe porțiunea de sub izobara respectivă.
În domeniul de vapori supraîncălziți, căldura specifică depinde atât de temperatură, cât și de presiune, încât, ar trebui trasate familii de izoterme pentru fiecare izobară, ceea ce ar face ca figura să fie foarte complicată. Ca urmare, în diagrama i – nu au mai fost reprezentate izotermele în domeniul de vapori, ele putând fi trasate ușor având în vedere faptul că sunt niște drepte.
În domeniul de vapori umezi izotermele sunt linii drepte ce trec prin cele două stări de lichid și vapori în echilibru. Acestea nu sunt reprezentate în diagramă deoarece apar familii de izoterme pentru fiecare izobară în parte.
Izoterma în domeniul de vapori umezi se trasează folosind curbele izobare ajutătoare sau curbele K.
INSTALAȚIA FRIGORIFICĂ CU ABSORBȚIE ÎN SOLUȚIE BINARĂ DE APĂ – AMONIAC
Date de calcul :
puterea frigorifică
agentul de răcire al aparatelor – apă recirculată
– temperatura la intrarea în aparate
– temperatura la ieșirea din aparate
agentul de încălzire – abur saturat
– temperatura la intrarea în vaporizator
– temperatura la ieșirea din vaporizator
agentul intermediar – saramura de clorură de calciu (CaCl2)
Calculul termic al ciclului
Punctele caracteristice ciclului frigorific sunt indicate în schema de calcul a instalației.
Parametrii caracteristici ciclului frigorific sunt:
temperatura; [oC]
p – presiunea; [ata ; bar]
concentrația în amoniac;
i – entalpia masică; [kcal/kg ; kJ/kg]
densitatea; [kg/m3]
Stabilirea nivelelor de temperatură, presiune și concentrație pentru funcționarea ciclică a instalației
Deoarece în vaporizatorul unei astfel de instalații, agentul frigorific nu este pur, ci conține 0,1 … 0,5% procente de agent absorbant (apă), vaporizarea nu are loc la temperatură constantă, ci variază între o temperatură de început (11) și una de sfârșit de vaporizare (12).
Intervalul între temperatura de început și sfârșit de vaporizare este dependent de puritatea amoniacului lichid, deci de gradul de rectificare a acestuia.
Având în vedere că rectificarea amoniacului în generatorul de vapori presupune un consum suplimentar de energie, se merge cu rectificarea, din considerente economice, până la purități ce asigură un interval de vaporizare 0 = 4oC.
Temperatura de sfârșit de vaporizare se determină în funcție de temperatura saramurii la ieșirea din vaporizator.
Graficul de variație a temperaturilor în vaporizator
Temperatura de început de vaporizare, considerând vaporii rectificați până la = 99,8% va fi:
unde
Rezultă, presiunea de vaporizare:
din tabele
Temperatura de condensare se determină în funcție de temperatura apei de răcire la ieșirea din condensator:
Graficul de variație a temperaturilor în condensator
Rezultă, presiunea de condensare:
Presiunea din absorbitor se determină în funcție de presiunea din vaporizator și de pierderile de presiune pe traseul dintre cele două utilaje, dependente de complexitatea traseului.
; unde
Temperatura soluției bogate la ieșirea din absorbitor se determină în funcție de temperatura apei de răcire la intrare, w1 = 25oC.
Graficul de variație a temperaturilor în absorbitor
Temperatura soluției sărace la ieșirea din fierbător se determină în funcție de temperatura aburului saturat, ab.
Graficul de variați a temperaturilor în fierbător
Concentrația soluției bogate rezultă în funcție de temperatură și presiune.
din diagrama „i ” sau din diagrama „logp 1/T”
punctul 5 din ciclu
Concentrația soluției sărace se determină analog,
punctul 2 din ciclu
Concentrația vaporilor la ieșirea din deflegmator se consideră ; adică vaporii se consideră practic puri.
Factorul de circulație al soluției va fi, deci:
Temperatura soluției bogate la începutul fierberii se determină în funcție de presiune și concentrație.
punctul 1 din ciclu
Temperatura vaporilor la ieșirea din deflegmator, se determină în funcție de concentrație și presiune.
Calculul termic
Entalpia vaporilor la intrarea în condensator se determină pe cale grafică din diagrama i sau din diagrama lgp – i, în funcție de temperatura 8”, considerând 8” = 100%.
punctul 8” din ciclu
Entalpia amoniacului lichid la ieșirea din condensator se poate determina analog pe cale grafică.
punctul 9 din ciclu
Puterea masică de condensare rezultă din bilanțul termic al condensatorului.
Bilanțul termic la
condensator
Temperatura lichidului la ieșirea din subrăcitor se determină în funcție de temperatura vaporilor la intrare.
Entalpia amoniacului la ieșirea din subrăcitor se determină pe cale grafică, în funcție de concentrație și temperatură.
punctul 10 din ciclu
Fluxul masic de subrăcire a amoniacului lichid pe seama vaporilor reci rezultă din bilanțul termic al subrăcitorului.
Fluxul masic de subrăcire qSRL al amoniacului lichid este egal cu cel de supraîncălzire qSRV al amoniacului vapori.
Entalpia vaporilor de amoniac la ieșirea din vaporizator se determină în funcție de concentrație și temperatură.
Pe baza relației de mai jos rezultă entalpia vaporilor la ieșirea din subrăcitor.
Temperatura vaporilor de amoniac la ieșirea din subrăcitor se determină din ecuația de bilanț termic.
Știind că rezultă:
Puterea frigorifică masică rezultă din bilanțul vaporizatorului.
Entalpia soluției amoniacale sărace la intrarea în absorbitor se determină în funcție de concentrație și de temperatură.
Fluxul masic de absorbție rezultă din bilanțul termic al absorbitorului.
Concentrația vaporilor la intrarea în rectificator se determină grafic, în funcție de concentrație și de presiune.
Concentrația refluxului ce iese din rectificator este teoretic egală cu concentrația soluției bogate.
Debitul specific de reflux, rezultat în rectificator și deflegmator, rezultă din ecuația de bilanț masic.
Entalpia refluxului la ieșirea din rectificator se determină în funcție de concentrație și presiune:
Entalpia vaporilor la intrarea în rectificator se determină analog:
Fluxul masic de rectificare rezultă din bilanțul rectificatorului și deflegmatorului:
Temperatura soluției bogate la intrarea în fierbător trebuie să fie mai mică decât temperatura de început de fierbere:
Entalpia soluției bogate la intrarea în fierbător se determină în funcție de concentrație și temperatură:
Entalpia soluției sărace la ieșirea din fierbător se determină analog:
Fluxul masic de fierbere a soluției rezultă din ecuația de bilanț termic a fierbătorului:
Fluxul masic schimbat în economizor, se determină din ecuația de bilanț termic:
Entalpia soluției sărace la ieșirea din economizor:
Temperatura soluției sărace la ieșirea din economizor, se determină grafic, în funcție de concentrație și entalpie:
Ecuația de bilanț termic al instalației este:
Bilanțul termic global
Debitul masic de amoniac în circulație, rezultă din relația:
Debitul volumic pentru fiecare punct caracteristic al ciclului se determină în funcție de masa specifică a lichidului sau vaporilor la temperatura și presiunea din punctul respectiv.
Cunoscând debitul masic de amoniac în circulație se determină:
– fluxul de condensare:
– fluxul de absorbție:
– fluxul de fierbere al soluției:
– fluxul de deflegmare:
– fluxul de subrăcire a amoniacului lichid:
– fluxul schimbat în economizor:
Ecuația de bilanț termic global:
TABEL CENTRALIZATOR AL PUNCTELOR CARACTERISTICE ALE CICLULUI DE FUNCȚIONARE A INSTALAȚIEI FRIGORIFICE
Debitele în circulație:
– debitul masic de soluție bogată în circulație este:
– debitul masic de soluție săracă este:
Debitele volumetrice se stabilesc în funcție de masa specifică (densitatea) a soluției, determinabilă din tabele sau din diagrama “ ”.
– debitul masic de saramură rezultă din ecuația de bilanț:
unde: cS = căldura masică a saramurii de CaCl2 se determină din tabel, în funcție de:
g – temperatura de congelare = 12 – (10…15oC)
12 = temperatura de vaporizare
g = -13 – 12,7 = -25,7oC
(S)m – temperatura medie a saramurii = (S1 + S2) / 2
(S)m = -7,5oC
Obținem : cS = 0,695 kcal/kgoC
Deci,
– debitul de apă de răcire pentru condensator:
unde: cw = căldura masică a apei = 1 kcal/kgoC
– debitul de apă de răcire pentru absorbitor:
– debitul de apă de răcire pentru deflegmator:
– debitul total de apă de răcire:
– debitul de abur pentru încălzirea fierbătorului:
unde: rab = căldura latentă masică de condensare a aburului;
pentru pab = 1,5 bar rab = 2226 kJ/kg = 531,773 kcal/kg
( 1 kcal = 4,186 kJ )
Deci,
– debitul de reflux:
Consumuri specifice
– consumul specific de abur de încălzire:
– consumul specific de apă de răcire:
CALCULUL DE DIMENSIONARE A UTILAJELOR INSTALAȚIEI
FIERBĂTORUL
După construcția lor, fierbătoarele sunt multitubulare verticale și orizontale, din elemenți, cu țevi concentrice și scufundate.
După principiul de funcționare, sunt peliculare și înecate. Cele peliculare se caracterizează prin scurgerea soluției pe suprafața de încălzire, iar cele înecate prin umplerea spațiului dintre țevile de încălzire cu soluție amoniacală.
După modul de încălzire, fierbătoarele pot fi încălzite cu abur, cu lichide fierbinți și cu gaze.
Fierbătorul multitubular vertical și pelicular este alcătuit din trei părți componente:
zona de fierbere propriu-zisă;
zona de rectificare;
zona de colectare a soluției sărace.
Soluția bogată se prelinge pe suprafața interioară a țevilor, iar pe suprafața exterioară circulă mediul de încălzire (abur saturat).
Avantajele acestui tip de fierbător constau în:
transfer corespunzător de căldură
circulație bună a soluției
consum specific de metal redus
are o intrare în regim rapidă.
Soluția bogată preîncălzită în economizor intră în fierbător prin racordul situat deasupra zonei de epuizare (R1), alcătuită din inele Raching confecționate din metal sau din ceramică. Soluția epuizată intră în zona de fierbere prin intermediul unor duze speciale care permit formarea unui film subțire pe pereții țevilor. Această peliculă este încălzită de la abur și se produc vapori care în contact cu soluția se rectifică într-o primă fază. Soluția săracă se colectează în partea inferioară și de aici este trimisă spre absorbitor (R2).
Vaporii sunt rectificați în continuare în coloana de rectificare și epuizare.
Date de calcul
– Fluxul de căldură necesar fierberii soluției: F = 207883,46 kcal/h
– Debitul de soluție bogată: QmSB = 4498,736 kg/h
– Debitul de soluție săracă: QmSS = 4047,554 kg/h
– Debitul de amoniac: Qma = 451,182 kg/h
– Temperatura soluției:
la începutul fierberii: 1 = 92oC
la sfârșitul fierberii: 2 = 105oC
– Natura agentului de încălzire – abur saturat
– Temperatura agentului de încălzire: ab = 111oC
– Debitul de agent de încălzire: Qab = 390,926 kg/h
Calculul termic
– Temperatura medie a soluției în fierbător:
– Diferența de temperatură medie logaritmică:
– Înălțimea fierbătorului H se alege constructiv; pentru a evita îngroșarea peliculei de condens ce se formează la exteriorul țevilor, înălțimea maximă nu trebuie să depășească 3m.
Înălțimea adoptată este:
H = 2,5m
– Coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață la condensarea aburului pe țevi se determină analitic considerând țevile fierbătoare ca un perete vertical.
Se fac următoarele supoziții pe baza cărora se efectuează un calcul preliminar:
curgerea peliculei de condens în regim laminar
diferența între temperatura de condensare și temperatura peretelui este a = 5oC
Rezultă temperatura peretelui:
Coeficientul se calculează analitic cu relația lui Schack:
Coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață la curgerea peliculară a soluției în interiorul țevilor se determină grafo-analitic, prin calcule de aproximări succesive.
Temperatura peretelui pe partea soluției rezultă din ecuația fluxului de căldură în regim staționar:
Se majorează rezistența termică a peretelui cu 10…20% datorită depunerilor fine de oxizi pe pereții țevilor.
Rezultă:
Considerăm încărcarea termică specifică a fierbătorului:
Din nomograma de mai jos, cu și , obțin valoarea lui .
Deci,
Coeficientul de schimb de căldură la fierberea soluției amoniacale, în curgerea pe țevi verticale
– Rezistența termică globală la transferul de căldură:
– Coeficientul global de transfer termic:
– Se calculează încărcarea termică specifică și se compară cu :
– Suprafața necesară de transfer de căldură:
Dimensionarea constructivă
– Numărul de țevi:
Deci,
țevi
Țevile se montează în placa tubulară în vârfurile unor triunghiuri echilaterale cu latura de 70 mm.
– Diametrul mantalei fierbătorului:
n = 21 țevi m = 4,11
57 3,5 t = 21mm; = 13,5mm
Rezultă,
Dispozitivele de formare a peliculei în interiorul țevilor se dimensionează cu ajutorul relației:
în care: – Sft = suprafața secțiunii fantelor prin care curge și se formează pelicula
= coeficientul de strangulare al fantei, considerat 0,5
h = înălțimea de lichid ce se formează deasupra fantelor = 0,1
sf = suprafața secțiunii fantelor unui dispozitiv
w = densitatea apei ( = 1000 kg/m3)
Putem calcula
– Numărul de fante pentru un dispozitiv de distribuție:
– Suprafața secțiunii unei fante:
– Dimensiunile secțiunii unei fante: – lungime 0,5 cm
– lățime 0,4cm
CALCULUL RACORDURILOR
– racord intrare soluție bogată:
Aleg,
– racord ieșire soluție săracă:
Aleg,
– racord intrare abur:
Aleg,
– racord ieșire condens:
Aleg,
– racord de intrare reflux:
Aleg,
– racord ieșire vapori (R5):
Aleg,
COLOANA DE RECTIFICARE
Coloana de rectificare servește la reducerea conținutului de apă din vaporii ce părăsesc fierbătorul. Acest proces se realizează pe baza transferului de căldură și substanță între vapori și reflux sau soluția bogată.
Coloana de rectificare constă din talere și clopote, distribuite unele sub altele și din umplutură din inele Rasching confecționate din material ceramic sau metal. Ultima parte constituie coloana de epuizare, prima zonă utilizându-se în partea în care dispune de lichid, pentru contactul cu vaporii mai puțini, în partea de sub deflegmator.
Calculul coloanei de rectificare cu taler și clopot
Dacă se consideră o coloană de rectificare cu două talere, refluxul din deflegmator se scurge pe primul taler. Nivelul de lichid se menține constant cu ajutorul unui preaplin
Vaporii de amoniac intră prin ștuțul de țeavă (1), apoi prin clopotul (2) și barbotează prin stratul de lichid. În acest mod se realizează un transfer de căldură și substanță care produce rectificarea vaporilor. Refluxul se scurge prin conducta de preaplin pe talerul inferior.
Determinarea diametrului coloanei
Secțiunea coloanei de rectificare este circulară și se determină din ecuația de continuitate:
în care: – Qv = debitul de vapori ce circulă prin coloana de rectificare
vD = volumul specific al vaporilor
wD = viteza de circulație a vaporilor
Debitul de vapori se poate alege:
Qam = debitul de agent frigorific
r = debitul specific de reflux
Volumul specific vD se alege în funcție de temperatura medie și presiunea vaporilor din coloană. Viteza de circulație a vaporilor wD = 0,3 … 0,6m/s în funcție de distanța dintre talere și greutatea specifică a vaporilor.
Determinarea dimensiunilor talerelor cu clopote
Se urmărește realizarea unei construcții avantajoase pentru procesul de rectificare și care să introducă pierderi de sarcină cât mai mici la circulația vaporilor.
Diametrul racordului de intrare a vaporilor:
n = numărul de clopote
w2 = viteza vaporilor în racord = 1 … 3m/s
Lățimea orificiilor: b = 4 … 10mm
Înălțimea orificiului: h1 = 20 … 50mm
Numărul total de orificii:
w3 = 1 … 3m/s
Diametrul țevii de preaplin:
R = debitul masic de reflux
vf = volumul specific al refluxului
w4 = viteza refluxului în preaplin = 0,025m/s
Înălțimea preaplinului peste taler:
Distanța dintre preaplin și talerul inferior:
Determinarea numărului de talere și a distanței dintre ele
Numărul teoretic de talere se poate calcula grafic cu ajutorul diagramei i – .
Justificarea teoretică a acestei metode este arătată de Bosnjakovic și Kirschbaum.
1’ – starea soluției bogate la intrarea în coloana de epuizare;
1” – starea vaporilor ce părăsesc coloana de epuizare și intră în coloana de rectificare
starea refluxului ce părăsește coloana de rectificare și intră în zona de epuizare
PR – polul de rectificare
Fascicolul de semidrepte ce pleacă din polul de rectificare poartă numele de linii de secțiune sau linii de amestec. Ele intersectează izobarele de condensare și fierbere în două puncte ce definesc starea vaporilor și lichidului într-o coloană de rectificare cuprinsă între două talere.
Numărul talerelor se determină pe baza următoarelor ipoteze:
se admite că starea vaporilor care se ridică de pe un taler și starea lichidului ce părăsește același taler sunt stări în echilibru termodinamic; ele au aceeași temperatură și presiune. În diagrama i – rezultă că se află pe aceeași izotermă umedă. Această ipoteză presupune că vaporii și lichidul în fiecare secțiune se află în stare de saturație;
se admite că procesul în coloană este adiabatic, adică nu sunt pierderi de căldură în mediul exterior coloanei;
se admite că în deflegmator nu se produce nici o creștere a concentrației vaporilor.
Pentru determinarea numărului de talere se duce izoterma din punctul care determină starea pe izobara de condensare. Prin acest punct se duce dreapta de amestec prin polul de rectificare PR. Această dreaptă determină punctul ce definește starea refluxului ce părăsește talerul imediat superior. Prin punctul se duce izoterma umedă care coincide ce izoterma vaporilor de stare 5. conform acestei construcții rezultă trei talere de rectificare corespunzătoare celor trei trepte de amestec.
În general, construcția nu se „închide”, adică izoterma umedă finală nu coincide cu izoterma umedă a vaporilor ce părăsesc coloana, respectiv cu vaporii de concentrație . În condițiile neînchiderii se deplasează polul de rectificare puțin mai sus sau în jos până când se realizează această închidere.
Zona de degazare a diverselor talere este: ; ; notăm cu creșterea concentrației pe taler.
Raportul de schimb sau de îmbogățire definit de Kirschbaum este dat de relația:
Numărul real de talere de rectificare
în care: nt = numărul teoretic de talere de rectificare
s = = randamentul talerelor = 0,3 … 0,8.
Distanța între talere se calculează astfel încât picăturile de lichid să nu fie antrenate de vapori. Cu cât este mai mare greutatea specifică a vaporilor, cu atât mai mică se alege viteza vaporilor în coloană. Dacă w = 0,3 … 0,5m/s atunci distanța între talere este de 0,15 … 0,3m.
Dimensionarea coloanei de rectificare în cazul în care este prevăzută cu umplutură de inele Rasching se face cu ajutorul coeficientului de echivalență sau de comparație nt între 1m de coloană de umplutură și un număr de talere, definit astfel:
n1 = număr de talere / 1m coloană de umplutură
O mare influență asupra coloanei de umplutură o are uniformitatea distribuției soluției bogate, în cazul în care coloana de umplutură joacă rolul de coloană de epuizare, deci sistemul ales trebuie să realizeze o spălare cât mai uniformă a suprafeței umpluturii.
ABSORBITORUL
Absorbitorul pelicular multitubular orizontal este format din: manta cilindrică, plăci tubulare cu țevi mandrinate sau sudate.
Deasupra țevilor se află dispozitivul de stropire în care intră soluția săracă ce se distribuie pe suprafața țevilor. Vaporii de amoniac se introduc în spațiul intertubular.
Soluția bogată obținută se evacuează prin partea inferioară a absorbitorului.
Apa de răcire a absorbitorului circulă prin interiorul țevilor.
DIMENSIONAREA ABSORBITORULUI
Date de calcul
– fluxul de căldură de absorbție:
– debitul de soluție săracă:
– debitul de soluție bogată:
– debitul de amoniac:
– temperatura soluției sărace la intrarea în absorbitor:
– temperatura soluției bogate la ieșirea din absorbitor:
– debitul de apă de răcire pentru absorbitor:
– temperatura apei de răcire – la intrarea în absorbitor:
– la ieșirea din absorbitor:
– concentrația soluției – bogate:
– sărace:
Trebuie să calculăm suprafața absorbitorului.
Calculul termic de dimensionare
Procesul de absorbție este izobar, iar temperatura soluției în procesul de absorbție se consideră variabilă și egală cu temperatura de saturație corespunzătoare diverselor trepte de concentrație.
Diferența de temperatură medie logaritmică
Graficul de variație a temperaturilor în = 9,1oC
absorbitor
Așezarea țevilor pe placa tubulară a absorbitorului se face în coridor; numărul de rânduri de țevi pe care se distribuie soluția săracă, precum și lungimea acestora, se determină în funcție de densitatea de stropire .
Se consideră constructiv fascicolul confecționat din țevi cu lungimea L = 3m.
Numărul de rânduri de țevi pe care se distribuie soluția săracă în ipoteza este:
Deci,
pe orizontală
Numărul de țevi pe verticală:
țevi pe verticală
Dacă fascicolul orizontal este format din țevi dispuse în același plan vertical, cu spații libere mici între ele, se poate considera ansamblul ca un perete vertical pe care se formează pelicula de soluție.
În acest caz determinarea coeficientului de schimb superficial de căldură de la soluție la peretele țevii se poate face cu relația Sexauer:
Înălțimea peretelui plan corespunzător fascicolului de țevi:
Cu
Coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață de la peretele țevii la apa de răcire se calculează în funcție de regimul de curgere al apei în țevi. Pentru a determina acest regim se calculează:
– suprafața secțiunii țevilor prin care curge apa
– viteza apei în această secțiune
– pentru a obține schimbătorul trebuie să aibă un număr de treceri (wapă = 0,5 … 1,5m/s)
– criteriul Reynolds:
regim de curgere turbulentă
Pentru
Deci,
– rezistența termică globală la trecerea căldurii rezultă din suma rezistențelor conductive și convective și se majorează cu 20% datorită depunerilor:
unde: = grosimea conductei și a stratului de piatră
= conductivitatea termică a oțelului și pietrei
– coeficientul global de transfer de căldură:
– suprafața necesară de schimb de căldură:
– suprafața reală a absorbitorului:
– numărul de tronsoane:
– recalculăm înălțimea peretelui plan corespunzător fascicolului de țevi:
– suprafața absorbitorului:
– diametrul exterior al absorbitorului:
gr manta = 10 … 15mm
numărul total de țevi:
pentru Z = 264 m = 17,0007; 383mm; t = 47.
–
Deci,
Calculul racordurilor
– racord intrare soluție săracă:
Aleg,
– racord ieșire soluție bogată:
Aleg,
– racord intrare amoniac vapori:
Aleg,
– racord intrare (ieșire) apă de răcire:
Aleg,
CONDENSATORUL FRIGORIFIC
Condensatorul frigorific este un schimbător de căldură prin intermediul căruia agentul frigorific cedează căldură unui agent de răcire.
După natura agentului de răcire, condensatoarele se clasifică în:
condensatoare răcite cu apă
condensatoare răcite cu aer
condensatoare răcite mixt (cu apă și aer).
Condensatorul multitubular face parte din categoria condensatoarelor răcite cu apă și reprezintă o dezvoltare a condensatoarelor cu conducte concentrice în sensul că pentru eliminarea coturilor multiple, conductele pentru circulația apei se grupează în paralel într-o virolă cilindrică din oțel, pe suprafața conductelor condensând agentul frigorific.
Condensatorul multitubular orizontal
Părți componente:
manta cilindrică
placă tubulară
conducte
racord intrare-ieșire
capace
Condensatorul multitubular orizontal este alcătuit dintr-o manta cilindrică (1) realizată dintr-o conductă de oțel laminat, fără sudură, sau la diametre mari, dintr-o virolă din tablă sudată. La capetele corpului cilindric sunt două plăci de oțel (2) sudate pe corp, cu găuri pentru conducte.
Suprafața de schimb de căldură este realizată din conducte de oțel laminat fără sudură (3), cu diametre cuprinse între 20 și 50mm și cu distanța între ele în jur de 1,5d.
Așezarea conductelor în condensator se face fie în eșicher, fie Ginabat, așezări ce permit obținerea de coeficienți ridicați de transfer de căldură.
Condensatorul este prevăzut cu două racorduri (4) de intrare a vaporilor și de ieșire a agentului frigorific lichid, situate decalat unul față de celălalt.
Capacele (5) ale condensatorului sunt turnate din fontă sau ambutisate din oțel. Pe acestea sunt prevăzuți pereți despărțitori care permit mai multe drumuri pentru circulația apei. Viteza de circulație a apei este cuprinsă între 1 și 2m/s.
Capacele au prevăzute orificiile de intrare și de ieșire a apei.
DIMENSIONAREA CONDENSATORULUI
Date de calcul
– puterea termică :
– temperatura de condensare:
– debitul de amoniac:
– temperaturile apei de răcire:
– diametrul conductelor condensatorului (se aleg)
Se calculează : suprafața condensatorului (S)
CALCULUL TERMIC DE DIMENSIONARE
Suprafața de schimb de căldură va fi:
= diferența medie de temperatură între agentul frigorific și apa de răcire
= coeficientul global de transmisie termică
Determinăm diferența de temperatură medie:
Vom utiliza metoda grafo-analitică de calcul a condensatorului.
și
unde:
= coeficienți de transfer termic convector prin suprafață
= grosimea straturilor de piatră și oțel
= conductivitatea termică a stratului de piatră și oțel în kcal/mhoC
= temperatura peretelui conductei pe partea amoniacului
= temperatura medie a apei de răcire
Determinarea coeficienților
turbulent
Pentru
Pentru
Determinăm temperatura peretelui conductei pe partea amoniacului prin încercări succesive (dau valori lui e și determin f1 și f2 , cu condiția f1 f2).
Pentru
Calculul de dimensionare constructivă
– suprafața condensatorului:
– lungimea totală de conductă necesară condensatorului:
– numărul de conducte necesar pentru o trecere:
Rezultă,
n = 22 țevi / trecere
– numărul de treceri (N):
Dacă L = 2m rezultă,
treceri
– numărul total de țevi:
țevi pentru care ,
– diametrul exterior al condensatorului:
grosimea mantalei = 10 … 15mm
CALCULUL RACORDURILOR
– racord intrare – ieșire apă de răcire:
Aleg,
– racord intrare amoniac vapori:
Aleg,
– racord ieșire amoniac lichid:
Aleg,
DEFLEGMATORUL
Deflegmatorul sau condensatorul de reflux este un schimbător de căldură de suprafață ce servește la purificarea vaporilor de amoniac de vaporii de apă, prin condensarea lor parțială.
Drept agent de răcire a acestor vapori se folosește soluția bogată și apa.
Instalațiile frigorifice de puteri foarte mari folosesc apa ca agent de răcire în deflegmator.
DIMENSIONAREA DEFLEGMATORULUI
Date de calcul
– fluxul de deflegmare:
– debitul de reflux:
– temperatura apei la – intrare:
– ieșire:
– temperatura refluxului:
– temperatura vaporilor rectificați:
Se calculează – suprafața deflegmatorului
Calculul termic de dimensionare
Consider deflegmatorul de tip multitubular orizontal.
Suprafața de schimb de căldură va fi:
= diferența medie de temperatură între agentul frigorific și apa de răcire
= coeficientul global de transmisie termică
Determinăm diferența de temperatură medie:
Aleg diametrul conductelor deflegmatorului .
Vom utiliza metoda grafo-analitică de calcul a deflegmatorului.
și
unde:
= coeficienți de transfer termic convector prin suprafață
= grosimea straturilor de piatră și oțel
= conductivitatea termică a stratului de piatră și oțel în kcal/mhoC
= temperatura peretelui conductei pe partea amoniacului
= temperatura medie a apei de răcire
Determinarea coeficienților
turbulent
Pentru
Pentru
Determinăm temperatura peretelui conductei pe partea amoniacului prin încercări succesive (dau valori lui e și determin f1 și f2 , cu condiția f1 f2).
Pentru
Calculul de dimensionare constructivă
– suprafața de transfer termic a deflegmatorului se determină în două variante:
1.
2.
unde: = coeficientul global de transfer termic al condensatorului
qC = fluxul termic al condensatorului
mC = diferența de temperatură medie logaritmică a condensatorului
Deci,
– numărul de treceri:
unde: – Z = numărul total de țevi
N = numărul de treceri
n = numărul de țevi / treceri
dm = diametrul mediu al conductei
L = lungimea unui tronson (lungimea deflegmatorului)
Qvm = debitul volumic de apă necesară transferului de căldură
w = viteza apei = 1m/s
Rezultă,
pentru L = 1m, N = 2 treceri
n = 3 țevi
țevi pentru care m = 1,667
252,5mm t = 30; = 6,5.
– diametrul exterior al deflegmatorului:
– coeficientul de suplețe al deflegmatorului:
CALCULUL RACORDURILOR
– racord intrare – ieșire apă de răcire:
Aleg,
– racord ieșire amoniac:
Aleg,
– racord intrare abur:
Aleg,
– racord ieșire condens:
Aleg,
ECONOMIZORUL E1
Economizorul E1 denumit deseori schimbător de căldură al instalației, servește la economia de căldură necesară fierberii soluției în fierbător și în același timp reducerii căldurii ce trebuie eliminată din absorbitor.
În cazul teoretic, în economizor se produce încălzirea soluției bogate de la starea 6 la 7 și răcirea soluției sărace de la starea 2 la 3,
Date de calcul
– fluxul de căldură transferat:
– debitul de soluție bogată:
– debitul de soluție sărată:
– temperatura soluției bogate: – la intrare:
– la ieșire:
– temperatura soluției sărace: – la intrare:
– la ieșire:
– concentrația soluției bogate:
– concentrația soluției sărace:
Calculul termic
Debitele volumice de soluție bogată, respectiv săracă:
Aleg schimbător de căldură în contracurent de tip SCC la care soluția bogată va circula între țevi iar soluția săracă va circula în interiorul țevilor.
Schimbătorul de căldură va avea țeavă de diametrul:
– la interior
– la exterior
Suprafața prin care circulă soluția săracă:
Suprafața prin care circulă soluția bogată:
Viteza de circulație a soluției bogate:
Viteza de circulație a soluției sărace:
Limitele de viteze ce se impun în acest caz sunt w = 0,5 … 2m/s.
Determinăm diferența de temperatură medie:
Coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață de la soluția săracă la peretele țevii:
Pentru temperatura medie a soluției sărace:
regim de curgere
turbulent
Coeficientul de transfer de căldură de la peretele țevii la soluția bogată:
Pentru temperatura medie a soluției bogate:
regim de curgere
turbulent
Coeficientul global de transfer de căldură:
unde: = grosimea peretelui țevii = 0,003
= conductivitatea termica a oțelului = 45
Încărcarea termică specifică a suprafeței:
Suprafața necesară de transfer de căldură:
Aleg SCC – 4 cu două tronsoane, ntrons = 2, și suprafața unui tronson Stron = 4m2.
Suprafața totală:
ECONOMIZORUL E2
Este denumit și subrăcitor de lichid și are ca scop subrăcirea condensului în vederea creșterii puterii frigorifice masice qam și contribuie la micșorarea fluxului de căldură ce se elimină din absorbitor. Neglijându-se influența mediului exterior asupra schimbătorului de căldură, în E2 se realizează subrăcirea lichidului de la starea 9 la starea 10 și încălzirea vaporilor de la starea 12 la starea 13.
Date de calcul
– fluxul de căldură transferat:
– debitul de amoniac:
– temperatura amoniacului lichid: – la intrare:
– la ieșire:
– temperatura amoniacului vapori: – la intrare:
– la ieșire:
Calculul termic
Debitele volumice de amoniac lichid, respectiv vapori:
Aleg schimbător de căldură în contracurent de tip ECO la care amoniacul lichid circulă prin țeavă iar amoniacul vapori între țevi.
Limitele admise de viteze pentru circulația amoniacului în cele două stări sunt:
amoniac lichid: w = 0,5 … 2m/s
amoniac vapori: w = 10 … 12m/s
Schimbătorul de căldură va avea țeavă de diametrul:
– la interior
– la exterior
Suprafața prin care circulă amoniacul lichid:
Suprafața prin care circulă amoniacul vapori:
Viteza de circulație a amoniacului lichid:
Viteza de circulație a amoniacului vapori:
Determinăm diferența de temperatură medie:
Coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață de la amoniacul lichid la peretele țevii:
Pentru temperatura medie a amoniacului lichid:
regim de curgere
turbulent
Coeficientul de transfer de căldură de la peretele țevii la vaporii de amoniac:
Pentru temperatura medie a vaporilor de amoniac:
regim de curgere
turbulent
Coeficientul global de transfer de căldură:
unde: = grosimea peretelui țevii = 0,003
= conductivitatea termica a oțelului = 45
Încărcarea termică specifică a suprafeței:
Suprafața necesară de transfer de căldură:
Suprafața de transfer de căldură a unui tronson:
(L = 8m)
Aleg 4 schimbătoare de căldură de tip ECO având un număr de n = 20 țevi fiecare, așezate pe două rânduri paralele.
Suprafața reală de transfer de căldură:
VAPORIZATORUL
Părți componente:
racord intrare NH3 lichid
racord ieșire NH3 vapori
racord tur-retur agent intermediar
șicană
capace
manta
fascicul de țevi
placă tubulară
Date de calcul
– agentul frigorific: amoniac
– puterea termică:
– temperatura de vaporizare:
Se calculează: suprafața vaporizatorului S.
Calculul termic de dimensionare
Alegem încărcarea termică preliminară
Suprafața de schimb de căldură:
Aleg țeavă de
Agentul termic intermediar utilizat este saramura de clorură de calciu CaCl2 care are caracteristicile:
temperatura de congelare:
temperatura de intrare în vaporizator:
temperatura de ieșire din vaporizator:
Deci,
Pentru
Densitatea saramurii:
Debitul masic de saramură:
Viteza de circulație a saramurii se alege în intervalul: 0,8 … 1m/s.
Aleg,
Numărul de țevi necesar:
Numărul de treceri:
Deci,
N = 10 treceri L = 3m
Suprafața reală de schimb de căldură:
Sreală = Z dm L
Z = numărul total de țevi = N n = 220 țevi
Sreală = 220 3,14 0,027 3 = 55,955 > Spr
Încărcarea termică reală:
Trebuie să verificăm ecuația de bilanț:
qcalc = k ()m
()m = diferența medie logaritmică dintre saramură și amoniac
Coeficientul global de transfer de căldură:
unde:
= coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață pe partea saramurei (la interior)
= coeficientul de transfer termic convectiv prin suprafață pe partea amoniacului (la exterior)
= grosimea conductei și a stratului de piatră
= conductivitatea termica pentru oțel și piatră.
Deoarece regimul de curgere al saramurii este unul tranzitoriu trebuie să aplic corecția:
Deci,
Rezultă,
qcalc = k ()m = 440 6,49 = 2855,58 kcal/m2 h
Eroarea:
Deoarece eroarea este mai mare decât cea admisă trebuie să reiau calculul, considerând
Suprafața de schimb de căldură:
Diametrul țevii nu se modifică și din acest motiv coeficientul de transfer termic convectiv pe partea saramurii va rămâne neschimbat:
Numărul de treceri:
Pentru L = 5m ; N = 4 treceri
Numărul de țevi pe trecere:
Suprafața reală de schimb de căldură:
Sreală = Z dm L
Z = numărul total de țevi = N n = 124 țevi
Sreală = 124 3,14 0,027 5 = 52,56 > Spr
Încărcarea termică reală:
qcalc = k ()m = 444,58 6,49 = 2885,31 kcal/m2 h
Eroarea:
Deoarece nu se depășește eroarea maximă admisă, menținem qcalc.
Numărul total de țevi este Z = 124 pentru care m = 11,5678, = 303mm,
t = 36, = 7,5
Diametrul exterior al vaporizatorului:
De = mt + de + 2 + 2 gr. manta = 11,567836+30+27,5+214,2796 =
= 0,49m
CALCULUL RACORDURILOR
– racord intrare amoniac lichid:
Aleg,
– racord ieșire amoniac vapori:
Aleg,
– racord tur-retur agent intermediar:
Aleg,
CALCULUL DE DIMENSIONARE AL APARATURII AUXILIARE
REZERVORUL DE AMONIAC LICHID
Rezervorul de amoniac este un recipient sub presiune care asigură:
stocarea amoniacului din instalație în caz de avarie
preluarea vârfului de sarcini pentru compensare
Conform normelor ISCIR, rezervorul nu poate avea un grad de umplere mai mare de 80%.
Calculul volumului rezervorului:
unde:
– Vv = volumul spațiului intertubular al vaporizatorului
– VC = volumul spațiului intertubular al condensatorului:
– VDF = volumul spațiului intertubular al deflegmatorului:
Rezultă,
Aleg rezervor de amoniac lichid de tip: RA – 1000
REZERVORUL DE SOLUȚIE BOGATĂ
Este tot un recipient sub presiune care asigură colectarea soluției bogate din absorbitor, dintr-o porțiune a instalației avariate sau care urmează a fi golită sau care asigură o rezervă tampon.
Calculul volumului rezervorului
unde: – V1 = volumul spațiului intertubular al unui tronson al absorbitorului
– ntrons = numărul de tronsoane al absorbitorului = 2
Aleg rezervor de soluție bogată: RA – 1000
POMPE SOLUȚIE BOGATĂ
Alegerea pompelor se face în funcție de debitul volumic de soluție bogată și înălțimea de pompare egală cu pierderea de sarcină pe traseu.
Debitul volumic al soluției bogate este:
Pierderea de presiune:
p5 = presiunea soluției la intrarea în economizorul E1
presiunea soluției la ieșirea din absorbitor
Cu Q = 10 m3/h
p = 120 mH2O se aleg două pompe multietajate
de tip SADU (una de rezervă)
POMPE DE APĂ
Realizează alimentarea cu apă de răcire a condensatorului, deflegmatorului și absorbitorului.
Alegerea pompelor se face în funcție de debitul volumic de apă și de înălțimea de pompare (se alege: Hp = 40 mH2O).
Qmw = debitul total masic de apă de răcire
= masa specifică a apei
Cu Qvw = 75 m3/h
Hp = 40 mH2O se aleg două pompe de tip LOTRU
(una de rezervă)
POMPE AGENT INTERMEDIAR
Realizează recircularea agentului intermediar utilizat pentru răcirea pistei patinoarului.
Alegerea pompelor se face în funcție de debitul volumic de solă vehiculat și de înălțimea de pompare.
Înălțimea de pompare se alege: Hp = 40 mH2O.
Debitul volumic de solă:
unde: – Qmsaramură = debitul masic de solă (CaCl2)
– saramură = densitatea saramurii
Cu Qv = 35 m3/h
Hp = 40 mH2O se aleg două pompe de tip LOTRU
(una de rezervă)
CALCULUL DIAMETRELOR CONDUCTELOR ȘI DETERMINAREA GROSIMII IZOLAȚIEI TERMICE
Conductele utilizate la realizarea instalației sunt conducte de oțel fără sudură.
Pentru dimensionarea lor se utilizează relația:
unde:
Qv = debitul volumic de soluție
w = viteza soluției
Calculul diametrelor conductelor s-a efectuat la calculul racordurilor aferent fiecărui element component al instalației.
Pentru izolarea conductelor s-a utilizat vata minerală pentru izolații calde și polistirenul expandat pentru izolațiile reci, ele având conductivitatea termică aproximativ egală cu cea a plutei.
Grosimea izolației pentru starea aerului de 20oC și umiditate relativă = 80%, se determină din tabel în funcție de:
diametrul exterior al conductei tronsonului respectiv
diferența de temperatură dintre temperatura agentului ce circulă prin conducta respectivă și temperatura aerului a = 20oC, considerată în modul.
Nu se izolează termic conductele aferente circulației agentului de răcire (apa) a utilajelor (absorbitor, condensator, deflegmator) și conductele ce vehiculează un agent sau o soluție cu o temperatură mai mică de 40 … 50oC, dar mai mare de 0oC.
Tronsonul : fierbător – economizor E1
Natura soluției: soluție săracă în amoniac
Diametrul conductei: 423mm
Viteza soluției: w = 1,5 m/s
Temperatura soluției: = 105oC
Diferența de temperatură: = 105 – 20 = 85oC
Grosimea izolației: iz = 80mm.
Tronsonul : economizor E1 – absorbitor
Natura soluției: soluție săracă în amoniac
Diametrul conductei: 483mm
Viteza soluției: w = 1 m/s
Temperatura soluției: = 45oC
Diferența de temperatură: = 45 – 20 = 25oC
Grosimea izolației: iz = 25mm.
Tronsonul : economizor E1 – fierbător
Natura soluției: soluție bogată în amoniac
Diametrul conductei: 423mm
Viteza soluției: w = 1,5 m/s
Temperatura soluției: = 86oC
Diferența de temperatură: = 86 – 20 = 66oC
Grosimea izolației: iz = 60mm.
Tronsonul : coloană de rectificare – deflegmator
Natura agentului: amoniac vapori
Diametrul conductei: 573mm
Viteza soluției: w = 10 m/s
Temperatura soluției: = 72oC
Diferența de temperatură: = 72 – 20 = 52oC
Grosimea izolației: iz = 60mm.
Tronsonul : deflegmator – coloană de rectificare
Natura agentului: amoniac lichid
Diametrul conductei: 252,5mm
Viteza soluției: w = 0,5 m/s
Temperatura soluției: = 45oC
Diferența de temperatură: = 45 – 20 = 25oC
Grosimea izolației: iz = 25mm.
Tronsonul : deflegmator – condensator
Natura agentului: amoniac vapori
Diametrul conductei: 543mm
Viteza soluției: w = 10 m/s
Temperatura soluției: = 45oC
Diferența de temperatură: = 45 – 20 = 25oC
Grosimea izolației: iz = 25mm.
Tronsonul : vaporizator – economizor E2
Natura agentului: amoniac vapori
Diametrul conductei: 1024mm
Viteza soluției: w = 10 m/s
Temperatura soluției: = -13oC
Diferența de temperatură: = -13 – 20 = 33oC
Grosimea izolației: iz = 45mm.
Tronsonul : economizor E2 – absorbitor
Natura agentului: amoniac vapori supraîncălziți
Diametrul conductei: 1024mm
Viteza soluției: w = 10 m/s
Temperatura soluției: = -3oC
Diferența de temperatură: = -3 – 20 = 23oC
Grosimea izolației: iz = 30mm.
Conducte vehiculare solă: diametrul conductei: 1214mm
– ducere: temperatura soluției: s2 = -10oC
viteza: w = 1 m/s
diferența de temperatură: = -10 – 20 = 30oC
grosimea izolației: iz = 35mm.
– întoarcere: temperatura soluției: s1 = -5oC
viteza: w = 1 m/s
diferența de temperatură: = -5 – 20 = 25oC
grosimea izolației: iz = 35mm.
Conducte intrare abur respectiv ieșire condens din fierbător:
Diametrul conductei: 252,5mm
Viteza: wabur = 23 m/s ; wcondens = 1 m/s
Temperatura agentului: = 111oC
Diferența de temperatură: = 111-20 = 91oC
Grosimea izolației: iz = 75mm.
PATINOARE ARTIFICIALE
După perioada de folosire, patinoarele se clasifică în:
patinoare artificiale de iarnă (text = 12oC), care pot fi:
descoperite (în general)
acoperite simplu
acoperite și climatizate
patinoare artificiale pentru întreg anul care sunt acoperite și climatizate
După destinația lor, patinoarele artificiale pot fi:
patinoare artificiale de agrement ce pot avea dimensiuni arbitrare și o calitate a gheții moale. Temperatura gheții: tg = (-1) … (-2)oC
patinoare artificiale pentru jocuri sportive:
hochei: – suprafața: S = 30 60 m2
– gheață dură (tg = -3oC)
– patinaj artistic: – suprafața: S = 30 60 m2
– gheață uscată (tg = -3oC)
patinaj viteză: – suprafața: S = 400 10 m2
– gheață tare
curling: – suprafața: S = 5 45 m2
tir pe gheață: – suprafața: S = 4 42 m2
Construcția pistei:
Problemele constructive deosebite care se pun la un patinoar artificial sunt:
placa cu conducte care servește la formarea stratului de gheață
stratul de alunecare, care permite dilatarea și contractarea plăcii, ca urmare a variațiilor de temperatură
izolarea pistei de sol, pentru a evita anumite efecte negative, ca urmare a înghețării solului
În mod obișnuit se utilizează montarea conductelor în beton sau în nisip.
La patinoarele cu vaporizarea directă a agentului frigorific în tuburi se utilizează placă din beton cu conducte îngropate.
La patinoarele cu răcire indirectă se utilizează strat de nisip în care se introduc tuburile.
Plăcile din beton au o grosime de 10 … 14cm, stratul de beton deasupra conductelor fiind de aproximativ 2,5cm. Din cauza variațiilor mari de temperatură placa trebuie să preia dilatări liniare importante fără să apară fisuri deoarece repararea acestora nu este posibilă.
Pentru preîntâmpinarea apariției fisurilor în placă se recomandă utilizarea de beton precomprimat sau turnarea plăcii continuu și fără întrerupere, utilizând beton de calitate și armarea deasupra și sub conducte.
Placa de beton se vopsește cu o culoare albă pentru a reduce absorbția radiației solare. Planeitatea plăcii nu trebuie să aibă abateri mai mari de 3mm.
Tuburile prin care circulă agentul de răcire sunt din oțel (tuburi trase sau sudate) cu secțiune circulară sau din plastic. Diametrul conductelor variază între 30 … 38mm și distanța între acestea este de 80 … 90mm. Tuburile din plastic au diametrul de 322,5mm.
Stratul de alunecare trebuie să permită mișcarea liberă a plăcii cu conducte pe stratul de beton de egalizare. Aceasta este necesar deoarece ca urmare a variațiilor de temperatură (+50oC vara și –25oC iarna) placa pistei își modifică lungimea cu 2 … 4mm.
Acest strat poate fi constituit din:
nisip din cuarț cu un strat bitumat deasupra
carton bitumat uns pe o parte sau pus în legătură cu un strat subțire (câțiva mm) de grafit; se utilizează și un amestec din grafit cu ulei, așezat între două folii de polietilenă
carton bitumat cu folii de polietilenă
sfere din stearit cu diametrul în jur de 2cm
Sub stratul de alunecare sunt prevăzute alte straturi care au rolul de a micșora pierderile de căldură spre pământ și de a evita înghețarea solului.
Construcția pistei trebuie să se facă pe un teren sigur împotriva înghețului, deoarece prin funcționarea instalației frigorifice, izoterma de 0oC pătrunde în sol, la patinoarul de iarnă, până la adâncimi de aproximativ 2m și la cel de vară până la 4m. Dacă la aceste adâncimi există pânză freatică, poate să înghețe apa și să se producă deteriorari ale pistei.
Secțiune prin pista unui patinoar artificial
Solurile sunt predispuse la îngheț dacă:
au o structură neomogenă și dacă 3% din greutate au granule cu dimensiunea mai mică de 0,02mm
au capacitatea de absorbție puternică și rezerve de apă
o bucată din el este grea sau deloc sfărâmicioasă sau dacă la scuturarea unei probe suprafața acesteia devine lucitoare
Pentru a evita pătrunderea înghețului până în stratul ce conține apă sunt următoarele metode:
introducerea unui strat de izolație (de exemplu – plută) care împiedică pătrunderea izotermei de 0oC până la stratul cu apă; această soluție a fost abandonată din cauza posibilității umezirii acestuia
adoptarea unui sistem constructiv care să împiedice ca o eventuală înghețare a solului să producă vreo avarie a pistei, soluție modernă utilizată în prezent
introducerea, sub stratul de alunecare, a unui strat de pietriș cu mărimea granulelor de 5 … 17cm și densitatea 1600 … 1800kg/m3. înălțimea acestui strat depinde de timpul de funcționare al pistei și este egală cu adâncimea de pătrundere a izotermei de îngheț
așezarea patinoarului deasupra solului, denumită „ construcție sub formă de masă”. Locul sub pistă se utilizează, în mod obișnuit, ca loc de parcare sau pentru diverse jocuri. Sub pistă se realizează un curent de aer cu ajutorul unui ventilator
așezarea pistelor de patinoar pe piloți.
INSTALAȚII FRIGORIFICE AFERENTE PATINOARELOR
Instalația cu vaporizare directă a agentului frigorific în conducte
Se utilizează cu precădere la patinoare descoperite, agentul frigorific fiind amoniacul și mai rar R12 sau R22. în conducte se realizează o temperatură uniformă, debitul de agent vehiculat cu ajutorul pompelor fiind de 4 – 5 ori mai mare decât cel ce vaporizează pentru producerea pistei de gheață.
Stratul de gheață va avea o grosime uniformă.
Instalația frigorifică cu răcire indirectă a pistei
Se utilizează aproape în exclusivitate la patinoarele acoperite având o instalație cu amoniac. Din cauza imposibilității de a menține temperatura constantă în lungul conductelor, se utilizează inversarea circuitului agentului intermediar.
Diferența de temperatură între ieșire și intrare este de 3 … 4oC. La aceste instalații se poate face acumulare de frig prin răcirea la temperaturi mai scăzute decât cele necesare pistei.
Încărcarea specifică patinoarelor
Este alcătuită din suma următoarelor aporturi de căldură:
– fluxul de căldură preluat din sol
Acesta este mai redus în comparație cu fluxul de căldură prin convecție și prin radiație.
Se recomandă următoarele fluxuri unitare:
la
la
– fluxul de căldură cedat de aerul exterior prin convecție și prin condensarea vaporilor de apă din aer pe suprafața gheții
Pentru calculul fluxului prin convecție se utilizează relația lui Jurges și Merkel pentru coeficientul de convecție:
L = lungimea pistei
Prin condensarea și brumarea umidității pe suprafața pistei de gheață, coeficientul de schimb superficial crește.
Coeficientul ce ține seama și de fenomenul de condensare a vaporilor de apă este denumit coeficient aparent și după Merkel se poate calcula:
unde:
= coeficientul convectiv al aerului uscat
i = entalpia aerului
i”w =entalpia aerului saturat la suprafața apei
x = conținutul de vapori al aerului
x”w = conținutul de vapori al aerului saturat de la suprafața apei
iw = entalpia apei care condensează
L , w = temperaturile aerului și a gheții
– aportul de căldură prin radiație de la atmosferă
Intensitatea radiației solare este variabilă cu anotimpul, ora etc. O parte din radiația solară ce atinge suprafața pistei este absorbită și o altă parte este reflectată.
– aportul de căldură spre pistă de la ploaie
Se admite de la ploaie un flux unitar de căldură de 210 W/m2.
DETERMINAREA NUMĂRULUI DE ȚEVI AFERENTE PATINOARULUI Patinoarul este descoperit și funcționează numai pe perioada rece a anului prin răcirea indirectă a agentului intermediar (saramura de calciu – CaCl2).
Suprafața patinoarului:
Puterea frigorifică:
– = densitatea termică = 250 … 300 kcal/m2h
– S = suprafața patinoarului
1 kW = 860 kcal/h
Consider pentru țevi diametrul de 38 2,5mm cu pasul dintre țevi = 90mm.
În funcție de acestea și de suprafața patinoarului determin numărul de țevi:
l = lățimea patinoarului
Volumul intertubular al pistei:
L = lungimea pistei = 30m
Debitul de saramură în pista patinoarului:
v = viteza solei = 0,5m/s
Alegerea pompei pentru învingerea pierderilor de sarcină pe traseul: bazin saramură – pistă patinoar
Aceste pompe se aleg în funcție de debitul de saramură care circulă pe traseu și de înălțimea de pompare necesară învingerii pierderilor de sarcină de pe traseul considerat.
Cu Hp = 50 mCA
Q = 240 m3/h aleg 4 pompe de tip LOTRU (una de rezervă)
cu debitul Q1 = 80 m3/h.
Calculul cantității de apă pierdută prin evaporarea la suprafață a apei din pistă și a numărului total de apă necesar acesteia
Date de calcul
– la suprafața orizontală a piscinei circulă aer cu viteza: w = 0,3m/s
– temperatura suprafeței apei este tw = 30oC (Tw = 303K)
– temperatura aerului la distanță de suprafața apei: ta = 22oC
– umiditatea relativă a aerului: = 60%
– în direcția curgerii aerului suprafața apei are lungimea: l = 20m
– presiunea se consideră egală ce cea atmosferică la starea normală: p = 101325Pa
– suprafața piscinei: S = 25 20m = 500m2
Se stabilește regimul de curgere calculând criteriul Reynolds:
Proprietățile fizice ale aerului uscat la: sunt:
Deci,
– regim turbulent
Procesul de transfer de masă este oglindit în relația criterială Sherwood:
unde: Sc = coeficient Schmidt = ; D = coeficient de difuziune
Coeficientul de transfer de masă:
Debitul de apă care se evaporă
unde:
– = presiunea parțială a vaporilor la Tw = 303K
–
= presiunea de saturație a vaporilor la temperatura Ta = 295K
Deci,
Volumul de apă din piscină
în care: – = suprafața piscinei = 500m2
– = înălțimea medie = 2m
Rezultă,
BIBLIOGRAFIE
„Instalații frigorifice” – Fl. Chiriac
Editura didactică și pedagogică București – 1981
„Procese în instalațiile frigorifice” – V. Radcenco
S. Porneală
A. Dobrovicescu
Editura didactică și pedagogică București – 1983
„Scheme și cicluri frigorifice pentru instalații cu comprimare mecanică”
– D. Hera
L. Drughean
Pîrvan
Editura Matrix Rom București – 2001
„Calculul termic al instalațiilor frigorifice cu absorbție și ejecție – Îndrumător de proiectare” – Fl. Chiriac
V. Cartaș
G. Bivol
D. Hera
Universitatea Tehnică de Construcții București – 1976
„Instalații frigorifice – Îndrumător de proiectare – Caiet 1”
– Fl. Chiriac
Universitatea Tehnică de Construcții București – 1973
„ Instalații frigorifice – Îndrumător de proiectare – Extras”
– D. Hera
G. Ivan
R. Gavriliuc
Universitatea Tehnică de Construcții București – 1992
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Instalatie Frigorifica Aferenta Unui Complex Sportiv (ID: 161495)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.