4. Fogyasztói hőközpontok

4. Fogyasztói hőközpontok

4. Fogyasztói hőközpontok A fűtési rendszerek hőforrása központi fűtésnél a kazán, távfűtésnél a fogyasztói hőközpont. Fogyasztói hőközpont ?

A fogyasztói hőközpont a primer és szekunder rendszer kapcsolatától függően: • közvetlen (direkt) kapcsolású • közvetett (indirekt) kapcsolású A fűtési és a használati melegvíz (esetleg szellőzési) hőigény kielégítése, ill. hőcserélőinek kapcsolása alapján az alábbi kapcsolású hőközpontokat különböztetjük meg: • soros • osztott soros • párhuzamos • vegyes

Fogyasztói hőközpontok csoportosítása ?

4.1. Közvetlen kapcsolású fogyasztói hőközpont A közvetlen kapcsolású fogyasztói hőközpontban a forróvizes primer rendszer a melegvizes fűtési rendszerrel hidraulikailag össze van kötve (29. ábra). A primerköri fűtőközeg az épület fűtési rendszerébe jut, az épületből visszatérő fűtőközeg egy része a primerköri visszatérő víz. Emiatt a primer és szekunder visszatérő víz hőm azonos, így e hőközpontoknál a hasznos hőmérsékletesés nagyobb lehet, mint a közvetett kapcsolású hőközpontoknál. A primer fűtőközeg hőmérsékletét az alacsonyabb szintű szekunder hőmérsékletszintre visszakeveréssel csökkentik. Ez különböző módon történhet. Az 29a. ábrán egy háromutú keverő szabályozó szelep a külső hőmérséklet függvényében állítja be a szekunderköri előremenő hőmérsékletet. A visszakeveréshez szükséges nyomáskülönbséget az SZ2 szivattyú biztosítja. A hőközpont hőforráshoz viszonyított helyétől (primer- és szekunderköri nyomásviszonyoktól) függően a visszakeverő szivattyú a viszszakeverő (29b. ábrán, SZ), vagy a szekunderköri előremenő ágban (29c. ábrán, SZ1) is elhelyezkedhet.

Közvetlen kapcsolás ?

29. ábra Közvetlen kapcsolású hőközpontok egyszerűsített kapcsolási vázlata

A 30. ábrán az egyszerűsített hőközponti kapcsolás fölé felrajzoltuk a nyomásábrát is. A hőközpontnál a primer hálózati nyomást „A”-val és „B”

49


-vel jelöltük. A nyomásábrán a primerköri nyomás minimális (pmin) és a szekunderköri nyomás maximális (pmax) értékét is feltüntettük. Az első a kigőzölgés elkerülése, a másodikat a radiátorok megengedett nyomása (46 bar) miatt fontos. Ha a primerköri visszatérő nyomás B, a hőközpontban az SZ2 szivattyút kell üzemeltetni. Ha a primerköri nyomás B’, akkor az SZ szivattyú alkalmazása elégséges.

(Az alsó B legyen B’, fűtőérték helyett fűtőtestek névleges nyomásától) 30. ábra Közvetlen kapcsolású hőközpontok egyszerűsített kapcsolási vázlata és nyomásábrája

Feladat: Határozzuk meg a szivattyúzási teljesítményigény arányát azonos szivattyú hatásfok feltételezésével, ha az SZ2, vagy az SZ szivattyút alkalmazzák! (A hőmérséklet miatti sűrűségkülönbség elhanyagolható.) Megoldás: Legyen az SZ2 szivattyú teljesítményigénye „P2”, az SZ szivattyú teljesítményigénye „P”. Az SZ2 szivattyú által szállított tömegáram „m2”, az SZ szivattyú által szállított tömegáram „mv”. A csomóponti egyenletből és a hőmérsékletkülönbségekből megállapítható, hogy: mv = ⅔ m2 A hasonlósági egyenletekből megállapítható, hogy SZ szivattyú teljesítményigénye: P = P2 · (mv/m2)3 = P2 ·(⅔)3 = 0,3 · P2

50


Látható, hogy a köbös arány miatt az ⅓-al kevesebb tömegáram kevesebb, mint ⅓ szivattyúzási teljesítményt igényel. A kapott eredmény arra ösztönöz, hogy ha egyéb körülmény nem akadályozza, a szivattyút célszerű a visszakeverő ágba helyezni. A közvetlen kapcsolású hőközpontokban a szekunderköri fűtőközeg visszakeverésére valamikor sugárszivattyúkat is alkalmaztak (31. ábra). A sugárszivattyúk előnyeként tartották számon a nagy megbízhatóságot, kis beruházási és üzemeltetési költséget, a könnyű karbantarthatóságot, s azt hogy nem volt szüksége villamosenergia forrásra. Hátrányaként említhető, hogy a primerköri nyomás változása (az előremenő, vagy visszatérő vezetékben) megváltoztatja a bekevert mennyiséget, s ez alulfűtést, vagy túlfűtést okozhat. A jó működés feltétele a kellő nyomáskülönbség, korlátot jelent a szekunderkörben megengedhető maximális nyomás.

Sugárszivattyú ?

A sugárszivattyú alkalmazását Magyarországon szinte teljes mértékben megszüntették, mert üzemeltetésük „feleslegesen komplikáltnak” bizonyult. A keringtető szivattyúk és villamosenergia viszonylag alacsony ára miatt kedvezőbbnek mutatkozott a szivattyús megoldás választása. A jövőben számítani lehet arra, hogy az energiafelhasználás csökkentése érdekében a szabályozható sugárszivattyúk ismét alkalmazásra kerülnek.

31. ábra Sugárszivattyús közvetlen kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata és nyomásábrája

51


4.2. Közvetett kapcsolású fogyasztói hőközpont A közvetett kapcsolású fogyasztói hőközpont esetében a forróvizes primer rendszert a melegvizes fűtési rendszerrel hőcserélő köti össze. A hőátvitel felületi hőcserélőkben történik. A két kör hidraulikailag különválasztott (32. ábra), a szekunder körben a fűtőközeg keringetését önálló keringető szivattyú biztosítja. A keringető szivattyút az ábrán látható módon a visszatérő ágba szokás helyezni, elhelyezhető ugyanakkor az előremenő ágba is. Mind a szivattyú hőterhelése, mind a kavitáció elkerülése érdekében a szekunder ágba történő elhelyezés a kedvezőbb. Az ábrán látható esetben a fűtési rendszerben az előremenő fűtőközeg hőmérsékletét a primer rendszer hőcserélő előtti ágában elhelyezett szabályozó szelep a külső hőmérséklet függvényében állítja be. A szekunderköri keringető szivattyúhoz hasonlóan a szabályozó szelep mind az előremenő, mind a visszatérő ágba helyezhető. A közvetett kapcsolású hőközpontok esetében a primerkörben a visszatérő fűtőközeg hőmérséklete a hőátvitel miatt szükséges hőmérséklet különbséggel magasabb az épületből (fűtési rendszerből) visszatérő víz hőmérsékleténél.

Közvetett kapcsolású fogyasztói hőközpont ?

32. ábra Közvetett kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata

A használati melegvíz (HMV) termelés szempontjából a hőközpontok közvetett kapcsolásúak. A fűtési és a használati melegvíz (esetleg szellőzési) hőigény kielégítése, ill. a hőcserélők kapcsolása szempontjából soros kapcsolású hőközpontot egykor fűtőműves hőközpontnak is nevezték. A soros kapcsolású hőközpontokat Magyarországon ún. előre kapcsolható („csiki-csuki”) és előnykapcsolásos („ERMASÉ”) üzemmódban üzemeltették. Az előre kapcsolható jelző a HMV hőcserélő helyére utal. Alaphelyzetben a HMV hőcserélő a fűtési hőcserélő után kötött (33. ábra), ugyanakkor a valóságban a vezetékek úgy vannak kiépítve, hogy szelepek elzárásával és nyitásával a fűtési hőcserélő elé kapcsolható. Az előnykapcsolás esetén a HMV hőcserélő mindig a fűtési hőcserélő után – az ábra szerint –, helyezkedik el, a hőközponti szabályozás van oly módon kialakítva, hogy szükség esetén, a HMV előírt hőmérsékletének kialakítása a fűtés rovására előnyben részesül. Az előnykapcsolásnak elsősorban a korlátolt primerköri térfogatáram miatt van jelentősége. A fűtési rendszer és a fűtött helyiség hőtároló kapacitása miatt, a HMV megfelelő hőmérsékletének elérése érdekében a rövid ideig tartó szekunderköri előremenő hőmérséklet csökkenés a fűtésben nem okoz zavart.

Soros kapcsolású hőközpont ?

52


33. ábra Soros kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata

Valamikor fűtőerőműves hőközpontnak is nevezték az ún. osztott-soros kapcsolást (34. ábra). Az osztott-soros kapcsolás arra utal, hogy a HMV hőcserélő egy elő- és egy utófűtőre osztott. Az előfűtő (E) a fűtési hőcserélő után kapcsolva a fűtési hőcseréléről távozó víz hőjét hasznosítja, az utófűtő (U) biztosítja szükség esetén a HMV előírt hőmérsékletének elérését. A fűtőerőműves jelzőt a kapcsolás feltehetően azért kapta, mert a tisztán soros kapcsolásúhoz képest e kapcsolás által nagyobb mértékben hasznosítható a hőközponba eljuttatott hő (azonos peremfeltételek esetében nagyobb mértékű lehűlést eredményez).

Osztott -soros kapcsolású hőközpont ?

34. ábra Osztott-soros kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata

53


A fenti ábrákon látható soros és osztott-soros kapcsolású hőközpontokat állandó tömegáramú hőközpontoknak nevezik. Az állandó tömegáram a kétutú szelepekkel történő hőközponti szabályozásra utal. A kétutú szabályozószelepek a hőigény függvényében a hőcserélős, vagy a hőcserélő nélküli ágon engedik át a primerköri fűtőközeget. E hőközpontok esetén előfordulhat, hogy a primerköri fűtőközeg hőcserélővel történő találkozás nélkül jut vissza a hőforrásba. A keveredések ún. „minőségi veszteségeket” okoznak. A párhuzamos (35. ábra) és vegyes (36. ábra) kapcsolású hőközpontok az ún. változó tömegáramú hőközpontok. A változó tömegáram az egyutú szeleppel történő szabályozásra utal. Ez esetben a hőkozpontokon ill. egyes ágain a szabályozó szelepek annyi primerköri fűtőközeget engednek keresztül, amennyi a szekunderköri közeg előírt hőmérsékletre történő melegítéséhez szükséges.

Párhuzamos kapcsolású hőközpont ?

Vegyes kapcsolású hőközpont ?

35. ábra Párhuzamos kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata

36. ábra Vegyes kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata

54


4.3. Közvetett kapcsolású fogyasztói hőközpontok összehasonlítása Tekintettel arra, hogy a fentebb ismertetett ún. állandó tömegáramú, energiagazdálkodás szempontjából kedvezőtlen hőközpontok alkalmazásáról már Magyarországon is áttérnek a változó tömegáramú hőközpontok alkalmazására, az összehasonlítást ez utóbbiakra végezzük el, soros, párhuzamos és vegyes kapcsolás feltételezésével. Az összehasonlítás során azt feltételeztük, hogy azonos hőigényt, azonos hőcserélő fűtőfelülettel kell kielégíteni. Azt kerestük, melyik kapcsolási módnál lesz nagyobb mértékű a hőközpontba szállított hő hasznosítása ill. a primerköri fűtőközeg lehűlése. A 37. ábrán látható változó tömegáramú forróvizes fogyasztói hőközpont fűtési és használati melegvíz (HMV) hőcserélője sorba van kapcsolva. Az ábra felső részén az egyszerűsített kapcsolási vázlat látható az ágak és a ) jelölésével. A tömegáramoknál az indexek a követketömegáramok ( m zők: p - primerköri melegvíz s - szekunderköri melegvíz h - hálózati hidegvíz HMV - használati melegvíz

Hőközponti kapcsolások összehasonlítási kritériumai ?

A használati melegvíz hőmérsékletét az „R” szabályozó az „M1” és az „M2” motoros szelepekkel szabályozza. A szabályozás első lépésben az „M1” szeleppel történik zárt „M2” szelep mellett. Ha a HMV hőmérséklete a 13 sz. ág teljes nyitását követően sem éri el a kívánt értéket, az „M2” szelep nyit mindaddig, amíg a hőmérséklet megfelelő nem lesz.

37. ábra Soros kapcsolású hőközpont ágáramai és a kialakuló hőmérsékletek

Az ábra alsó részén a hőközpont primerköri vezetékeiben (ágaiban) áramló fűtőközeg hőmérsékletének változása látható a fűtési idény átmeneti szakában +10 °C külső levegő hőmérsékletnél. Különös figyelmet érdemel, miként emelkedik meg a már lehűlt fűtőközeg hőmérséklete a keveredés következtében.

Miért van keverés a hőközpontban ?

Amint az ábrán látható, a hőközpontba belépő víz hőmérséklete 80 °C. 55


A fűtési hőcserélőn átáramló fűtőközeg 43 °C hőmérsékletre hűl le. Tekintettel arra, hogy ilyen hőmérsékletű vízzel nem lehet 55 °C hőmérsékletű melegvizet előállítani, az M2 szelep addig növeli a fűtési hőcserélőt megkerülő ágon a vízáramot, amíg a HMV hőcserélőbe lépő kevert víz el nem éri a 63 °C hőmérsékletet. Ilyen hőmérsékletű fűtővízzel lehet a hálózati víz hőmérsékletét 55 °C-ra emelni. A vizsgált kapcsolással és szabályozási móddal a fűtési és HMV hőigény az ábrán látható hőmérséklet és tömegáram értékekkel elégíthető ki.

Ábrázolja a hőmérsékletváltozását egy fogyasztói hőközpont vezetékeiben !

E kapcsolási módnál gyakran tapasztalható, hogy a szabályozási koncepció miatt az átmeneti időszakban a szolgáltatóknak túl magasan kell tartani a primerköri előremenő fűtőközeg hőmérsékletét. A fenti típusú soros kapcsolású hőközpontok esetében kedvezőbb üzemviszonyok érhetők el, ha a fűtési hőcserélőben már lehűlt vizet nem keverjük össze a megkerülő ágon átáramló vízzel. (Az átmeneti időszakban egyébként a HMV termelés érdekében tartjuk a primerköri előremenő hőmérsékletet magasabban, mint azt a fűtési hőigény kielégítése igényelné.) Sok soros kapcsolású hőközpontban a már beépített elzáró szelepek zárásával/nyitásával, vagy néhány szelep beépítésével megoldható a HMV hőcserélő előre, vagy párhuzamos kapcsolása. A szakmai berkekben ún. „csikicsuki” kapcsolásnak nevezett üzemvitellel jelentős mértékű energiamegtakarítás érhető el. Hátránya, hogy meg kell határozni és figyelni kell az előre ill. hátrakapcsolás megfelelő időpontját. A primerköri fűtőközeg hőmérsékletének változását az előző kapcsoláshoz hasonlóan a 38. ábrán látható párhuzamos kapcsolás alkalmazása esetén is szemléltetjük.

38. ábra Párhuzamosan kapcsolt hőközpont ágáramai és a kialakuló hőmérsékletek

A két ábrán látható paraméterek ugyanazon fűtési és HMV hőigény és hőcserélő felületek mellett lettek meghatározva. E kapcsolás esetében 65 °C hőmérsékletű primer fűtőközeggel kielégíthető mindkét hőigény. A hőközpontba belépő 65 °C hőmérsékletű primer fűtő-közeg keveredés nélkül a HMV hőcserélőre jutva feltudja melegíteni a hálózati vizet a megkívánt 55 °C hőmérsékletre. Az ábrákon látható, hogy a primerköri tömegáram és a fűtőközeg lehűlésének mértéke a két esetben csaknem megegyezik, (ez a szemléltetésre kiválasztott munkapontra véletlenül alakult így), jelentős eltérés azonban az, hogy amíg az egyiknél 80 °C az előremenő fű-

Miért csökken a tömegáram a párhuzamos kapcsolásnál a soroshoz képest ?

56


tőközeg igényelt és 56,5 °C a visszatérő kialakuló hőmérséklete, a másiknál 15 °C-al kevesebb. Az 39. ábrán a párhuzamos és vegyes kapcsolású hőközpont egyszerűsített kapcsolási vázlata és üzemviteli szimulációjának eredménye alapján felrajzolt primerköri hőmérséklet változása látható.

39. ábra Párhuzamos és vegyes kapcsolású hőközpont üzemviteli szimulációjának eredménye +10 °C külső léghőmérsékletnél

Az ábra alapján megállapítható, hogy energetikai szempontból a vegyes kapcsolás a párhuzamos kapcsolásnál is kedvezőbb. E kapcsolás a fűtőközeg jobb lehűlését teszi lehetővé, így azonos hőigény kielégítéséhez kevesebb primerköri vízáram szükséges. Az alacsonyabb primerköri visszatérő fűtőközeg hőmérséklet a hálózati hőveszteség csökkenését eredményezi, kapcsolt hő- és villamosenergia termelés esetén hatására kevesebb lesz a hőkiadás miatt kieső villamos teljesítmény. A kevesebb primerköri vízáram kisebb szivattyúzási teljesítményt igényel. Tekintettel arra, hogy a vegyes kapcsolású hőközpont beruházási költsége kis mértékben nagyobb a párhuzamos kapcsolásénál, általános jelleggel tézisként állapítható meg, hogy "van egy olyan hőteljesítmény határ, amelyen belül a párhuzamos kapcsolású, azon kívül a vegyes kapcsolású fogyasztói hőközpont alkalmazása a gazdaságosabb. A hőteljesítmény határ függ a hőtermelő és szállító rendszertől, a hőközponti elemek beruházási költségétől, valamint az energia ill. energiahordozó árától."

Energetikai szempontból a soros, a párhuzamos, vagy a vegyes kapcsolású fogyasztói hőközpont a kedvezőbb? Miért?

Gyakorló feladatok: 1) Az 39. ábra adatainak feltételezésével határozza meg milyen arányban csökken a szivattyúzási teljesítmény ill. munka, ha párhuzamos kapcsolású hőközpont helyett vegyes kapcsolású hőközpontot alkalmaznak!

57


A hasonlósági törvény értelmében a vegyes kapcsolású hőközpontok esetében a szivattyúzási teljesítményigény, Pv és a párhuzamos kapcsolású hőközpontok esetében szükséges szivattyúzási teljesítményigény, Pp aránya megegyezik a vegyes kapcsolású hőközpontok esetében a szivattyúzott tér v és a párhuzamos kapcsolású hőközpontok esefogatáram (tömegáram) m p arányának harmadik tében a szivattyúzott térfogatáram (tömegáram) m hatványával, azaz: 3

3 v   0,56  Pv  m  = = = 0,77  p   0,61  Pp  m

Ebből következik, hogy a vegyes kapcsolású hőközpontoknál a szivattyúzási teljesítményigény: Pv = 0,77 · Pp 2) Mennyi keringetési villamosenergia takarítható meg vegyes kapcsolással, egy távhőrendszerben a 4000 h hosszú fűtési idényben, ha a primerköri keringetett térfogatáram párhuzamos kapcsolásnál 1000 m3/h (névleges hőteljesítmény: ~70 MW), a keringető szivattyú emelőmagassága: ~ 60 m (~ 0,6 MPa) és a szivattyúzás hatásfoka 70 %? A szivattyúzási teljesítményigény párhuzamos kapcsolásnál: 0,6[MPa ] ⋅ 106 ⋅ 1000[m3 / h ] ∆p ⋅ V Pp = = = 238,1 [kW ] 3600 ⋅ 0,7 η A szivattyúzási teljesítményigény vegyes kapcsolásnál: Pv = 0,77 · Pp = 0,77 · 238,1 = 183,3 [kW] A megtakarítás: ∆E = (238,1-183,3) · 4000 = 219,2 [MWh/fűtési idény] 3) A kapcsoláscsere mennyi költség és CO2 kibocsátás csökkenést eredményez 15 [Ft/ kWh] villamosenergia ár és 590 [g/kWh] fajlagos CO2 kibocsátás feltételezésével? ∆K = 219 200 · 15 = 3,3 [MFt/fűtési idény] ∆CO2 = 219 200 · 0,59 = 129,3 [t/fűtési idény]

58

5. Hőszállítás

5. Hőszállítás 5.1. A fűtőközeg kiválasztása A hő szállítására fűtőközegként forróvizet, vagy gőzt használnak. A technológiai hőigények kielégítésére, s a távhőellátás bevezetésének időszakában elsősorban gőzzel üzemelő rendszereket építettek. Később a távhőellátásban a forró vizes rendszerek terjedtek el. Napjainkban, egyre gyakrabban alkalmazzák a melegvizes, (általában 110 °C hőmérsékletig meleg, ennél magasabb hőmérséklet esetében forróvizes rendszernek nevezik,) vagy a 120-130 °C hőmérsékletet meg nem haladó forróvizes távhőrendszereket. Előfordul, hogy a nagytávolságú hőellátás esetében műszakigazdasági elemzés a tranzitvezetékben keringetett forróvíz hőmérsékletét 180-200 °C értékben határozza meg.

Melegvíz / forróvíz ?

A víz, vagy vízgőz választása mellett egyrészt a fogyasztói igény figyelembevételével lehet dönteni. A gőzigényű fogyasztók esetén – amelyek elsősorban technológiai célra igényelnek gőzt – célszerű lehet az egész primerköri hálózatot gőzzel üzemeltetni. Ugyanakkor egy közép hőmérsékletszintű fogyasztói rendszer esetén a víz vagy vízgőz fűtőközeg egyenrangú lehet. A fűtőközeg és hőcserélő fala közti hőátadási tényező értéke a két esetben közel megegyező. A távhőellátásnál fontos a fűtőközeg paramétereinek helyes megválasztása. Ha a távhőrendszer hőforrása fűtőmű, gyakran magasabb hőmérsékletű fűtőközeget alkalmaznak, hogy csökkentsék a szállítás beruházási és üzemeltetési költségeit. A fűtőközeg paramétereinek növelése a vezetékátmérő csökkenésével jár. Víz esetében kisebb lesz a keringetéshez felhasznált villamos energia is. Kisebb távhő rendszereknél ez valóban gazdaságos, nagyobb rendszereknél a kisebb vezetékátmérő miatti anyagmegtakarítás mértékét csökkenti a vezetékek falvastagságának a nagyobb nyomásszint miatt szükséges növelése. A fűtőerőműves távhőrendszereknél a fűtőközeg hőmérsékletét a hőforrás gazdaságos működtetésével összhangban kell meghatározni. Különös figyelmet kell ugyanakkor fordítani az ipari fogyasztók hőellátására. Technológiai célokra általában különböző nyomású gőzt igényelnek. Ezek kielégítése nyomástartalékkal történik. Gyakran előfordul, hogy az üzemek a magasabb nyomásigényt, nem a technológiai folyamat igényével összhangban határozzák meg, hanem a helyi adottságok véletlenszerű feltételeivel. A technológiai folyamat gőzigényének elemzése során sok esetben csökkenthető a fogyasztó által meghatározott nyomásszint. A fűtőközeg hőmérsékletének meghatározását az egész rendszerre kiterjedő műszaki-gazdasági elemzés alapján kell elvégezni. Ügyelni kell a hőforrás, az elosztóhálózat, hőközpontok és egyéb fogyasztói berendezések célszerű kialakítására és üzemvitelére is. A gőz hőtartalma jelentős mértékben (a párolgáshővel) meghaladja a forró víz hőtartalmát, ennek ellenére i dálk dá i ból í lk l áá k á lő 59

5. Hőszállítás

energiagazdálkodási szempontból a víz alkalmazásának számos előnye van a gőzzel szemben. A több fokozatban történő felmelegítése növeli az ellennyomású villamos energia termelés mértékét, ill. kondenzációs fűtőerőművek esetén csökkenti a hőkiadás miatt kieső villamos energia mennyiséget. Kapcsolt hő- és villamos energia termelésnél előnyösebb az alacsony hőmérsékletszintű forró/melegvizes rendszerek alkalmazása. A gőzzel üzemelő távhőrendszerekbe a gőzt elvétellel, vagy magasabb nyomású ellennyomású turbinákkal biztosítják. Ez mindenképpen a villamos energia termelés csökkenését okozza. A fűtőközeg hőmérsékletének meghatározásánál fontos szempont az alkalmazott távhővezeték szigetelőanyaga is. A napjainkban nagy mértékben alkalmazott előre szigetelt műanyag köpenyes távhővezetékek szigetelőanyaga nem teszi lehetővé, hogy külön szigetelés nélkül 130°C-nál magasabb hőmérsékletű fűtőközeggel tartósan üzemeltessék a rendszert.

Elsődlegesen hőtermelésre létesített erőmű ?

Elsődlegesen villamosenergia termelésre létesített erőmű ?

A forróvizes távhőrendszerek előnyei és hátrányai a gőzzel üzemelő rendszerekkel szemben a következők: 5.1.1. Előnyök • nagyobb fajlagos villamosenergia termelés • a kondenzátum a hőforrásban marad, ami elsősorban a nagynyomású fűtőerőműveknél fontos • a hőközponti hőmérséklet vagy tömegáram szabályozás egyszerűbben megoldható • elmaradnak a gőzrendszerre jellemző kondenzátum veszteségek • nagyobb a hőtárolás lehetősége 5.1.2. Hátrányok • A szivattyúzási munka ténylegesen nagyobb a kondenzátum visszaszállításához szükségesnél, aminek elsősorban a fűtőműves rendszerben nagy a jelentősége. A fűtőerőműben megtermelt villamos energia ezt pótolja. • A hő szállításához nagyobb mennyiségű víz szükséges, mint gőz, emiatt nagyobb a meghibásodás lehetősége is. Mivel a gőznek nagy a fajtérfogata, kisebb meghibásodások mellett a rendszer még üzemben tartható, miközben a forróvizes rendszert le kell állítani.

Forróvizes távhőrendszer előnyei?

Forróvizes távhőrendszer hátrányai?

5.2. Az elosztóhálózat topológiája Az elosztóhálózat alapvető feladata, hogy az ellátandó körzet hőigényét kellő biztonsággal elégítse ki. Ennek megfelelően vonalvezetését és méreteit a fogyasztói körzetben várható hőigény függvényében tervezik, ill. a várható fejlődés figyelembe vételével kell megtervezni. E tekintetben különös figyelmet kell fordítani a legnagyobb hőmennyiséget (hőteljesítményt) szállító tranzit és gerinc vezeték helyének és rendszerének megválasztására.

Forróvizes távhőrendszer csoportosítása?

60

5. Hőszállítás

A távhőhálózat – a fűtőközeg (gőz, meleg- és forróvíz), valamint a vezetékrendszer (egy-, két-, három- vagy négyvezetékes) szerinti alapvető csoportosítás mellett – a helyi adottságoktól, domborzati, geológiai, beépítési viszonyoktól függően különféle rendszerű lehet: • A sugaras kialakítású hálózatok mind a gőz, mind a forró/meleg víz fűtőközeg esetén legelterjedtebbek. A sugaras rendszerű hálózatoknál a gerincvezetékek a legmegfelelőbb, sok esetben a legrövidebb útvonalon haladnak a fogyasztói körzet felé. A gerincvezetékből ágaznak le az elosztóhálózat vezetékei (40. ábra), amelyek a hőleadás helyét képező hőközpontokban a visszatérő ágba csatlakoznak.

40. ábra Sugaras és hurkolt távhőhálózat elvi vázlata

• Hurkolt rendszerű az a távhőhálózat, amelynél a különböző gerincvezetékből táplált ágak egymáshoz közeli végei össze vannak kötve (40. ábra szaggatott vonal). A hurkolt hálózat előnye, hogy az összekapcsolt vezetékről táplált fogyasztók mindkét gerincvezetékről elláthatók. Ennek előnye akkor jelentkezik, ha az egyik gerincvezetéket részben, vagy meghibásodás esetén rövid időre teljesen elzárják.

Hurkolt távhőhálózat?

A hurkolt hálózat különösen előnyös a gőz esetén, mert a gerincvezetékek összekapcsolásával kiegyenlítődik a terhelés, javul a nyomásviszony mind a gőz, mind a kondenzvezetékben. A forróvizes rendszerben a hőhordozó közeg tömegárama, és ezáltal a gerincvezetékről elvihető hőteljesítmény is arányos az előremenő és visszatérő vezetékek közötti nyomáskülönbséggel. A nyomáskülönbség jelentős mértékben megváltozik, ha a hő elvétele csak egy gerincvezetékről táplált hálózatrészből történik (41. ábra). Ilyen esetben előfordulhat, hogy az elzárt gerincvezeték közelében levő fogyasztók hőigényét csak részben lehet kielégíteni. Ez esetben a gerincvezetékről táplált más fogyasztók hőellátási feltételei is rosszabbodnak. A forróvizes elosztóhálózatokat általában sugaras rendszerben üzemeltetik. Az ilyen üzemvitel mellett elkerülhető az áramlás nélküli vezetékszakaszok kialakulása (ilyen lehet „l” a „b1” és „b2” közötti sza-

61

5. Hőszállítás

kasz), s bennük a lehűlés miatt hideg vízdugók keletkezése. A hideg vízdugók az áramlási viszonyok megváltozását követően üzemviteli gondokat okozhatnak.

41. ábra Különböző gerincvezetékről táplált fogyasztói helyeken a nyomás változása az előremenő és visszatérő ágban (40. ábra jelölései szerint)

• Körvezetékes (gyűjtősines) rendszer esetén a gerincvezeték a fogyasztói körzeten körbe haladva önmagába visszatér. A kör/gerinc vezetékhez csatlakoznak az elosztó vezetékek, amelyek további hurkokat alkothatnak. Az ágak többségének, vagy akár egészének összekapcsolásával keletkezik az ún. rácshálózat, amely az ivóvíz hálózat esetében gyakori, távhőhálózat esetében ritkán forduló elő. A körvezetékes hálózat mind gőz, mind forróvíz esetében alkalmazható. Forróvíz esetében az ún. Tichelmann hurok (42. ábra) kivételével – melyet a kedvező nyomásviszonyai miatt (ahol műszakilag megoldható és gazdaságos), alkalmazni kellene – ritkán alkalmazzák. Az utóbbi időben, a különböző telephelyű, szigetüzemű távhőrendszerek hőforrásainak az üzemvitel gazdaságosságának növelése érdekében történő összekapcsolása által válik egyre gyakoribbá. Az alkalmazását korábban azért is kerülték, mert nem tudták követni a nyomásviszonyok változását, az előremenő és visszatérő ág között a megbízható hőellátáshoz szükséges nyomás különbség rendelkezésre állását. Mivel a körvezetékes rendszer a hurkolt hálózat egyik fajtája, bizonyos vezetékszakaszokon ez esetben is előfordulhat a fűtőközeg áramlásának lelassulása, esetleg megszűnése és hideg vízdugók keletkezése.

Tichelmann rendszer?

62

5. Hőszállítás

42. ábra Tichelmann kapcsolás elvi vázlata

• Segéd gerincvezetékes hálózat úgyszintén alkalmazható mind gőz, mind forróvíz esetében. Előfordulhat, hogy az ellátási körzet kiterjesztésének egyetlen megoldása a segéd gerincvezeték (43.a ábra). Rövid ideig tartó technológiai gőzigények kielégítésekor a nagynyomású friss gőz rendszerre kapcsolása is előnyös lehet, mert a rendelkezésre álló nagy nyomáskülönbség kisebb átmérőjű vezeték beruházását teszi lehetővé. Természetesen az átmérő megválasztását gazdasági vizsgálat alapján kell megtenni. A segéd gerincvezetéket a hőforrástól a lehető legrövidebb úton célszerű az elosztóhálózat azon pontjához vezetni, amelynek kimerült a hőátviteli kapacitása. Gőzhálózat esetén a 43. ábrának megfelelően a hőforrás redukciós állomásának szerepét is betöltheti. Mindezek ellenére nyomáscsökkentő szelepen keresztül kell csatlakoztatni a hálózathoz, mert a belépő pt állandó nyomás mellett a vezeték végén levő pn nyomás az elvétel függvényében fog változni. A nyomáscsökkentő szelep az elvételi hely megválasztásának szabályozására is felhasználható – ellennyomású, vagy friss gőz kerüljön a vezetékre. Beállítása arra a legkisebb nyomásértékre történik, amely lehetővé teszi a kellő mennyiségű gőz elvételét abból a csomópontból, amelyikre a segéd gerincvezeték csatlakozik. Ha a segéd gerincvezetékre nincs fogyasztó kapcsolva, üzemeltetése csak a nagy hőelvétel esetén szükséges. Ilyen esetben egy vezetékes rendszerként tervezhető, mivel a kondenzátum visszavezetése a már meglevő rendszer kondenzátum vezetékén megvalósítható. Az ilyen megoldású segéd gerincvezetéken a kezdő nyomás nagyobb kell legyen az előző hálózat belépő nyomásától (pt>>pe). A gőzelvétel a friss gőz vezeték mellett/helyett a gőzturbina magasabb nyomású helyéről is történhet.

63

5. Hőszállítás

43. ábra Segéd gerincvezetékes (SG) távhőhálózat (a), valamint fűtőerőművi kapcsolásának (b) elvi vázlata gőzrendszer esetén

5.3. A nyomásviszonyok változása a vezetékekben Az elosztóhálózat vezetékeiben a nyomásviszonyok elsősorban a közeg áramlása során létrejövő nyomásesés miatt változnak. A nyomás(esés) változását általában az áramló mennyiség (vezeték jelleggörbe) és a vezeték hossz függvényében fejezik ki és ábrázolják. Ez utóbbi esetben a vezeték egyes keresztmetszeteiben az áramló közeg nyomását a geodetikus magasság figyelembevételével határozzák meg. Körkeresztmetszetű vezetékben állandósult állapotban „v” sebességgel áramló közeg térfogatárama: 2 = d ⋅ π ⋅ v [m3/s] V 4

= tömegárama: m

d2 ⋅ π ⋅ v ⋅ ρ [kg/s] 4

Mivel a tömegáram a nyomás függvényében nem változik (ellentétben a térfogatárammal), összenyomható közegek esetében célszerűbb az utóbbi összefüggést alkalmazni. Bizonyos számításokhoz jó közelítéssel alkalmazhatók az alábbi összefüggések: • 75°C közepes hőmérsékletű ρ = 975 kg/m3 sűrűségű víz esetén, mmben megadott vezeték átmérő (d) és m/s-ban megadott áramlási sebességnél az óránkénti térfogat ill. tömegáram számítására: = 2,83 ⋅ 10 −3 ⋅ d 2 ⋅ v [m3/h] és m = 2,76 ⋅ d 2 ⋅ v [kg/h] V • p" [MPa] nyomású telített vízgőzre a tömegáram (ρ = 5 · p" [MPa]): = 0,146 ⋅ d 2 ⋅ v ⋅ p" [kg/h] és m = 4,06 ⋅ d 2 ⋅ v ⋅ p" [kg/s] m • p" [kp/cm2] nyomású telített vízgőzre a tömegáram: = 1,49 ⋅ d 2 ⋅ v ⋅ p" [kg/h] m 5.3.1. A csővezeték jelleggörbe A körkeresztmetszetű csővezetékben a nyomás változását a tömegáram függvényében összenyomhatatlan közeg (folyadék) esetében, az alábbi összefüggés írja le:

64

5. Hőszállítás

∆

ahol: λ d L v m ρ

ρ ⋅λ ⋅L ⋅v2 = 0 , 811 ⋅ λ p = 2 ⋅d - a csősúrlódási tényező - a vezeték átmérője - a vezeték egyenértékű hossza - a folyadék sebessége a vezetékben - a tömegáram - a közeg sűrűsége

⋅L ⋅

m d

5

2

⋅ρ

[Pa]

[-] [m] [m] [m/s] [kg/s] [kg/m3]

A vezeték helyi ellenállásait (kompenzátorok, elzáró szerelvények, stb.) is figyelembe vevő egyenértékű hossz (L) az egyenes szakaszok (Σl) és a helyi ellenállások (Σlζ) egyenértékű hosszának összegeként számolható: d L = ∑ l + ∑ l ς = ∑ l + ∑ ς ⋅ [m] λ ahol: ζ - egyenértékű hossza [-] d - a vezeték átmérője [m] L - a vezeték egyenértékű hossza [m] Folyadék szállítása esetén feltételezhető, hogy sűrűsége a nyomás változásának függvényében nem változik. Ugyancsak változatlannak tekinthető a nyomás függvényében a vezeték átmérője, a vezetékek hossza és a helyi ellenállások tényezője is. Ezek feltételezésével írható, hogy a nyomásesés: 2 d m K    2 = konst ⋅ m 2 ∆p f = 0,811 ⋅  ∑ l + ∑ ς ⋅  ⋅ λ ⋅ 5 = K1 K 2 + 3  ⋅ λ ⋅ m λ λ  d ⋅ρ   Mivel teljesen turbulens áramlás esetében a csősúrlódási tényező nem függ a Reynolds számtól, és így az áramló mennyiségtől, a nyomásesés jelleggörbéje parabola lesz (44. ábra 1 jelű görbe). A turbulens áramlás bizonyos eseteiben a csősúrlódási tényező ugyan függ a Reynolds számtól és így az áramló mennyiségtől is, ez azonban nem meghatározó, hatását a helyi ellenállások nagyrészt kompenzálják, ezért a parabolikus összefüggés elfogadható. A lamináris áramlás esetén, mivel ez nagyon kis folyadékáramoknál lép fel, a nyomásesés változása az áramló mennyiség függvényében lineárisnak tekinthető (44. ábra 2 jelű görbe). A rendszer – „vezeték és szivattyú” – munkapontját, azaz a szállított mennyiséget és a szivattyú emelő magasságát a csővezeték és a szivattyú jelleggörbéjének metszéspontja határozza meg (45. ábra). Az összenyomható közegek – gőzök, gázok – esetében a nyomás változásának jellegét a: 2 K  m  ∆pg = K1 ⋅  K 2 + 3  ⋅ λ ⋅ λ  ρ  összefüggés figyelembevételével határozzuk meg. Mivel a gőz sűrűsége nem egyenesen arányos a nyomással, a jelleggörbe meredekebb lesz mint a

65

5. Hőszállítás

folyadék esetén (44. ábra 3 jelű görbe).

44. ábra Csővezeték jelleggörbék különböző közegek szállításakor

2 ): 1) összenyomhatatlan közeg (folyadék) turbulens áramlásnál ∆p = f ( m 2) összenyomhatatlan közeg lamináris áramlásnál 3) összenyomható közeg (gőz, gázok) turbulens áramlásnál ∆p = f ( L ): 4) összenyomhatatlan közeg 5) összenyomható közeg, ha pg /ρ = const.

45. ábra Csővezeték és szivattyú jelleggörbék

ahol:

V - vízvezeték jelleggörbéje S1 - szivattyú jelleggörbéje S2 - párhuzamosan kapcsolt azonos szivattyúk eredő jelleggörbéje ( ab = bc, ac = 2 · ab ) m1 - a szállított vízmennyiség egy szivattyú esetén H1 - a szállító magasság egy szivattyú esetén m2 - a szállított vízmennyiség két párhuzamosan kapcsolt szivattyú esetén (m1<<m2) 66

5. Hőszállítás

H2 - a szállító magasság két párhuzamosan kapcsolt szivattyú esetén (H2>>H1) H - a szivattyú szállító magassága a szállított közeg oszlop magasságával kifejezve ∆p - a csővezetékben a nyomásesés mértéke nyomás mértékegységben kifejezve 5.3.2. A nyomás változása a csővezetékben A csővezetékekben a nyomás változását a szokásos üzemvitel és szélsőséges esetekben kell elemezni. A nyomást, vagy a geodetikus magasságot is figyelembe vevő túlnyomás változását az elemzés céljából általában a csővezeték hosszának függvényében ábrázolják. Mindemellett a nyomásesést a vezeték egyenértékű hosszának figyelembevételével számolják. A nyomás változása a szokásos üzemvitel mellett A nyomás értéke a szokásos üzemvitel mellett a csővezeték tetszőleges „x” keresztmetszetében az alábbi összefüggéssel határozható meg v 2 − v02 p x = p x − ∆p 0 − x − (h x − h 0 ) ⋅ g ⋅ ρ − ε ⋅ ρ ⋅ x [Pa] 2 [Pa] ahol: p0 - a nyomás értéke a szakasz elején ∆p0-x - a nyomásesés a szakasz elejétől [Pa] h0 - a geodetikus magasság a szakasz elején, [m] hx - a geodetikus magasság a vizsgált helyen, [m] g - a gravitációs gyorsulás, [m/s2] ρ - a közeg sűrűsége, [kg/m3] ε - a mozgási energia valós és számított értékének aránya (az áramlástól függően a vezeték keresztmetszetben kialakuló sebességprofil figyelembevételével lamináris áramlásra ε = 2, turbulens áramlásra ε = 1,1 - 1,03 érték javasolható.) v0 - az áramlási sebesség a szakasz elején [m/s] vx - az áramlási sebesség a vizsgált helyen [m/s]

(

)

Az egyes tényezők hatását a szokásos üzemviteli paraméterek esetén az 16. táblázat tartalmazza.

Nyomásesés

Sűrűség

Áramlási sebesség

Dinamikus nyomás ( ρ · v2 / 2 )

Dinamikus Magasság nyomás különbség különbség

Nyomás különbség

[MPa]

[bar]

[kg/m3]

[m/s]

[Pa]

[%]

[m]

[MPa]

0,3 ÷ 2

3 ÷ 20

1000

0,7 ÷ 2

250 ÷ 2000



kb. 100-ig

kb.1-ig

100 %





<1%

< 0,5 %



150 %-ig

0,2 ÷ 1,5 2 ÷ 15

1÷8

20 ÷ 60

200 ÷ 30000



Gő z

Víz

Hőhordozó

16. táblázat Az áramló közeg nyomásviszonyait meghatározó tényezők hatása a szokásos üzemviteli paraméterek esetén

kb. 100-ig kb. 0.008-ig

67

5. Hőszállítás

100 %





<2%

<1%



< 0,5 %

A táblázat adatai alapján megállapítható, hogy az áramló közeg mozgásenergia változása jelentéktelen mértékben befolyásolja a hálózati nyomást, ezért elhanyagolható. Vízszintes vezetékek esetén a szokásos áramlási sebességeknél elmarad a geodetikus magasságkülönbség, így a csővezeték tetszőleges „x” keresztmetszetében a nyomás értékét meghatározó öszszefüggés a következő alakra egyszerűsödik p x = p0 − ∆p 0 − x Az összefüggés a távhőhálózat nyomásának ábrázolására azért is alkalmas, mert a vezetékek magassági különbsége a vezeték hossza mentén szintén ábrázolható, és a nyomások így szemléletesen összerendelhetők (46. ábra). A nyomásviszonyok kialakulásánál a fentiek figyelembevételével, meghatározó szerepet kap a nyomásesés változása a vezeték egyenértékű hossza függvényében, ∆p = f (L). Mivel a vizsgált esetben a vezeték átmérője és a tömegáram értéke változatlannak tekinthető, a fentiekhez hasonlóan az alábbiak szerint célszerű meghatározni: 2  m d l (K + K 5 ) ∆p = 0,811 ⋅ λ ⋅ 5  ∑ l + ∑ ς ⋅  = K 4 ⋅ λ ⋅ ∑ + 4 = const ⋅ L λ ρ ρ d ⋅ρ 

46. ábra A nyomásváltozás szemléltetése nem vizszintes csővezetékben történő folyadékáramlásnál (1 - a tényleges px nyomás ábrázolása, 2 - az egyszerűsített ábrázolás px*,>
Folyadék turbulens áramlása esetén, a fajsúlyt és a csősúrlódási tényezőt állandónak tekintve a nyomásesés a vezeték hossza mentén lineárisnak tekinthető, ∆pf = const · L (47. ábra).

68

5. Hőszállítás

47. ábra A nyomás változása kétcsöves, forróvíz közegű távhővezetékben a vezeték hossza függvényében állandó kezdő nyomáskülönbségnél különböző tömegáramok (m) esetében (folytonos vonal λ=const, szaggatott vonal λ=f(Re,d/k))

Összenyomható közeg – gőz, gáz – esetén turbulens áramlás feltételezésével a vezeték kezdő pontjában és a vizsgált helyen a nyomáskülönbség az alábbi összefüggéssel írható le: p2g0 −∆p2gx = const · L Ennek megfelelően a vezeték hossza mentén a nyomásesés változása másodfokú görbével ábrázolható (48. ábra). Mivel a csősúrlódási tényező értéke csak kis mértékben függ az áramló közegmennyiségtől, a közeg hőmérsékletétől és nyomásától, az összefüggések az egyszerűsített számításokhoz jó közelítéssel alkalmazhatók. Az ún. nyomásábrák készítésénél egyszerűsítést jelent ugyanakkor az is, hogy amíg a nyomásesést az egyenértékű vezetékhosszal számítjuk (L), az ábrázolás a tényleges hossz ( lt ) függvényében történik.

48. ábra A nyomás változása gőz közegű távhővezetékben a vezeték hossz függvényében állandó kezdő nyomás (pg0=const), vagy állandó végponti nyomás (pn=const) esetében

69

5. Hőszállítás

Amint az ábrákon látható, a nyomásesés jelentős mértékben függ az áramló mennyiségtől és az üzemvitel módjától, ami a 48. ábrán látható gőzáram esetében azt jelenti, hogy az állandó nyomás tartása a vezeték elején, a termelőnél (pg0=const.), vagy a végén a fogyasztónál (pn=const.) történik.

5.4. A víz és gőz áramlása vezetékben A folyamat az anyag és energia-megmaradás törvénye alapján megy végbe. Az ezekből levezetett kontinuitás és hálózat nyomásviszonyait állandósult állapotban meghatározó Bernoulli törvénye meghatározó elemei a matematikai leírásának. 5.4.1. A hőhordozó közeg mennyiségének meghatározása hőAz elosztó hálózat veszteségét is figyelembe véve a hőforrásból Q áram szállítását kell biztosítani. A hőáram szállításához szükséges hőhordozó közeg mennyisége: Q Q =m ⋅ ∆h = m ⋅ c ⋅ ∆t [W] azaz m = Q = [kg/h] ∆h c ⋅ ∆t Gőz esetében általában a közeg Δh hasznosítható fajlagos entalpiája teremt kapcsolatot a hőáram és a tömegáram kötött. A forró/meleg víz esetében a Δt hasznosítható hőmérsékletkülönbség alkalmazása a jellemző. A hasznosítható fajlagos entalpia a szállított gőz és a visszatérő kondenzvíz eltalpiájának különbsége. A hasznosítható hőmérsékletkülönbség az előremenő és visszatérő forró/meleg víz hőmérséklete közötti különbség. A távhővezeték szállítását a hőhordozó által szállított hőáram ill. hőhordozó tömegáram jellemzi. Jól szigetelt, nagy hőáramot szállító forróvizes vezetéknél a hőforrás falánál mért hőmérséklet különbség a hálózati hőveszteség ellenére megegyezik a hőközpontoknál mért hőmérsékletkülönbségek átlagával, mivel a hálózati hőveszteséget a szivattyúzással bevitt hő fedezi. Kisebb szállítóképességű vezetékeknél (DN200 és kisebb) az áramló víz lehűlése jelentékenyebb. 100 méterenkénti néhány tized °C-tól 1°C hőmérsékletig terjedhet, esetleg még ennél több is lehet. Tekintettel azonban arra, hogy az ilyen átmérőjű vezetékek általában rövidek, jó pontossággal elfogadható a fenti összefüggéssel meghatározott tömegáram. A nedvesgőz fajlagos entalpiájának az átlagos értéke gőzvezetékekben általában alkalmazott 0,3-1,5 MPa túlnyomás tartományban: hg = 2760 kJ/kg Amint az a 49. ábrán is látható az eltérés ± 1-2 %. A gőz redukcióval (fojtással) az entalpiája nem változik, mivel a fojtás miatt bekövetkező hőveszteség elhanyagolható az átfolyó hőáramhoz képest. A fenti entalpiakülönbség tehát jó közelítéssel alkalmazható a telített gőzből redukált gőz esetében is.

70

5. Hőszállítás

49. ábra A nyomás és a túlhevítés hatása a gőz szállítóképességére

A túlhevítéssel a gőz entalpiája ugyan nő, a mérsékelt túlhevítés – a távhőszolgáltatásban alkalmazott 40-50 °C – azonban mindössze 3-5 %-al növeli a gőz entalpiáját. A hasznosítható fajlagos entalpiakülönbségre lényegesen nagyobb hatással van a kondenzvíz hőmérsékletének csökkentése. A kondenzvíz 50 °C-ra történő lehűlése esetén az elpárolgási hő figyelembevételével 20-30 %-al nő az entalpiakülönbség. Túlhevített gőz szállítása csak a hőforrástól kis távolságra lévő fogyasztóhoz, nagy hőterhelésnél lenne lehetséges. A gyakorlatban nem alkalmazzák, mivel kis mennyiségű fogyasztás esetén a hőveszteség következtében a túlhevített gőz telítetté válna. A túlhevített gőz szállítása nem is lenne gazdaságos, mivel a túlhevített gőz magas hőmérséklete növeli a hőveszteséget és csökkenti a vezetők szállítóképességét. Túlhevített gőz esetében ugyan Δhg / Δhg” arányban nő a gőz hasznosítható hőtartalma azonban adott nyomásviszonyok esetében csökken a gőzáram, mivel megnő a gőz térfogata. A gőzvezetékben a nyomásesés azonos értéken akkor tartható, ha a gőzáramot: v g ,, g m = g ,, m vg arányban csökkentjük. (A súrlódási tényező érteket is változatlannak tekintettük.)

71

5. Hőszállítás

A vezeték hőszállító képessége tehát a következő arányban változik – általában csökken: v g ,, ∆h Q = ,,g , , ∆h g v g Q A túlhevített gőz szállítása esetén a hőveszteség a hőmérsékletkülönbség változásával egyenes arányban nő, azaz q t−t = ,, 0 ,, q t − t0 A túlhevített gőz szállításának hatását a hőveszteségre és a vezeték szállítóképességére a 50. ábra szemlélteti.

50. ábra A gőz túlhevítés hatása a gőz szállítóképességére és a hőveszteségre 8 bar nyomáson

5.4.2. A gőz nyomásának esése a csővezetékben A gőz nyomásesése olyan összefüggéssel számolható, amely tartalmazza a sűrűség ill. fajsúly és a gőz nyomásának függvény kapcsolatát. Telített, vagy kis mértékben túlhevített vízgőz esetében a függvénykapcsolat a következő egyszerű kifejezéssel írható le: pg pg pg = ω = 1 = 2 ≅ állandó ρg ρ g 1 ρg 2

Sűrűség ?

Fajsúly ?

Az ω arányossági tényező közelítő értékeit és az összefüggés alkalmazásával elkövetett hibatartományt az 17. táblázat tartalmazza.

72

5. Hőszállítás 17. táblázat Az ω arányossági tényező közelítő értékei és az összefüggés alkalmazásával elkövetett hibatartomány Vízgőz

nedves gőz

túlhevített gőz (200 ÷ 260 °C)

Nyomás [MPa] 0,3 ÷ 0,8 0,2 ÷ 1,2 0,15 ÷ 1,0 0,1 ÷ 1,0 0,4 ÷ 15 ∼ 0,4 ∼0,8 ∼1,2

Nyomás [kp/cm2] 3÷8 2 ÷ 12 1,5 ÷ 16 1 ÷ 10 4 ÷ 16 4 8 12

ω* = p / ρ 1,9 1,85 1,95 2,3

Eltérés tartomány [%]** + 2,6 +5,0 +6,8 +6,8 +3,4 +5,4 +8,1 +5,8

-3,2 -5,1 -6,2 -7,0 -3,5 -7,1 -5,8 -8,7

*

A feltüntetett ω értékek a gőz abszolút nyomására pg vonatkoznak, ezért az összefüggésbe való behelyettesítésnél figyeljünk a megfelelő mértékegységben történő behelyettesítésre. ** A számított eltérés: Δρ = ρ – ρω és Δρ / ρ = 1 – (ρω / ρ) ahol ρ a vízgőz táblázatban található valós sűrűség, ρω pedig az ω aktuális értékével számolt sűrűség

A nyomásesés a csővezetékben összenyomhatatlan közegre: L w2 ∆p = λ ⋅ ⋅ ⋅ρ d 2 A műszaki gyakorlatban történő alkalmazásra ezt az összefüggést célszerű a következő alakra átalakítani: 2 0,811 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m ∆p = [Pa] ρ ⋅ d5 ha: L - a vezeték hossza [m] m - az áramló tömegárama [kg/s] ρ - az áramló közeg sűrűsége [kg/m3] (v =

4⋅m 16 ⋅ m 2 16 2 → v = → = 0,81057 ) 2 2 4 π⋅d ⋅ρ π ⋅d ⋅ρ 2 ⋅ π2

Az áramló közeg nyomásesését gyakran villamos hálózatokhoz hasonlóan fejezik ki. A villamos hálózatokban az egyes ellenállásokon feszültség hatására villamos áram folyik. Az anyagáram a két pont között fennálló nyomáskülönbség hatására jön létre, s hálózat és a hálózatban található rendszerelemek az anyagáram ellenállásaként tüntethetők fel. Egy technológiai készüléken/csővezetéken létrejövő U nyomásesés és a rajta áthaladó tömegáram kapcsolatát az általánosított Ohm-törvény értelmében a készü ) ellenállása valósítja meg: lék/csővezeték R( m )⋅ m U = R (m ill. csővezetékre: ∆p =

0,811 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m = R (m )⋅ m [Pa] ⋅m 5 ρ⋅d

Összenyomható közeg esetén a nyomásesés a fenti összefüggés differenciális alakjából határozható meg, amely az egymáshoz nagyon közeli felületek ill. nagyon rövid csővezeték feltételezésével írható:

73

5. Hőszállítás

− dp =

2 2 0,811 ⋅ λ ⋅ m 0,811 ⋅ λ ⋅ m ⋅ dL = ⋅ ω ⋅ dL ρg ⋅ d 5 pg ⋅ d 5

Az összefüggésben a gőz nyomásától és az elemi hosszától nem függ a tömegáram és a vezeték belső átmérője, turbulens áramlás esetén érdes felületű csőben (a gyakorlatban ez érvényesül) a súrlódási tényező sem. Jó közelítésként ugyancsak állandónak tekinthető ω értéke is, ezért írható, hogy: − pg ⋅ dp = C1 ⋅ dL Az integrálás elvégzése után: p12 − p 22 = C2 ⋅ L 2 ill. ω értékét behelyettesítve: 2 2 0,811 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m p12 − p 22 0,811 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m = ⋅ p1 = p1 ⋅ ∆p1 = ⋅ p 2 = p 2 ⋅ ∆p 2. 2 ρg1 ⋅ d 5 ρg 2 ⋅ d 5 Az összefüggésekben Δp1 egy ρg1 sűrűségű összenyomhatatlan közeg feltételezett nyomásesése. A ρg1 sűrűséget a gőzvezeték elején levő paraméterekkel p1 nyomás és t1 hőmérséklet értékkel kell meghatározni. Hasonlóképpen Δp2 egy ρg2 sűrűségű összenyomhatatlan közeg feltételezett nyomásesése. A ρg2 értékét a gőzvezeték végén levő paraméterekkel, p2 nyomás és t2 hőmérséklet értékkel kell meghatározni. A fenti összefüggésből a gőz nyomásesésének meghatározására a következő egyenletek fejezhetők ki:    2 ⋅ ∆p1 ⋅ ∆p 2 ∆p  ∆p ∆p g = p1 − p 2 = p1 ⋅ 1 − 1 − 2 ⋅ 1  = p 2 ⋅  1 + 2 ⋅ 2 − 1 = p1  p2    ∆p1 + ∆p 2 A szakasz végén a nyomás (ha ismert a nyomás a szakasz elején): ∆p p 2 = p12 − 2 ⋅ ∆p1 ⋅ p1 = p1 1 − 2 ⋅ 1 p1 A szakasz elején a nyomás (ha ismert a szakasz végén a nyomás): ∆p p1 = p 22 + 2 ⋅ ∆p 2 ⋅ p 2 = p 2 ⋅ 1 + 2 ⋅ 2 p2 Az egyenletek tetszőleges nyomások esetén alkalmazhatók, figyelni kell azonban arra, hogy azonos dimenzióban legyenek behelyettesítve a nyomásértékek. Megállapítható, hogy a Δpg / p1 , Δpg / p2 , p2 / p1 és p1 / p2 arányok: ∆p ∆p 1 − 2 ⋅ 1 és 1 + 2 ⋅ 2 p1 p2 kifejezések függvényei. Számbeli értékei a 51. ábrán láthatók.

74

5. Hőszállítás

51. ábra ∆pg/p1, ∆pg/p2, p2/p1, és p1/p2, értékek változása ∆p1/p1 és ∆p2/p2 függvényében gőz és gáz áramlása esetén

Az összenyomható közegre levezetett fenti összefüggések általános érvényűek. Egyaránt alkalmazhatók gőzre és gázra, ha a vizsgált csőszakaszra a nyomás és sűrűség aránya állandó, p / ρ = p · v = állandó. A telített és kismértékben túlhevített gőzre, feltételezve hogy p” / ρ” = ω = állandó, 2 · p1 · Δp1 és 2 · p2 · Δp2 kifejezéseknek azonos az értékük, ezért felírható az alábbi összefüggés: 2 1,622 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m ⋅ω 2 ⋅ p1 ⋅ ∆p1 = 2 ⋅ p 2 ⋅ ∆p 2 = d5 A műszaki gyakorlatban a csősúrlódási tényező értékét gyakran λ = 0,02-nek feltételezik. Ekkor egy L = 100 m hosszú, d [m] átmérőjű cső [kg/s] tömegáram figyelembevételével a gőzvezeték vezetéken áramló m elején és végén a nyomás jó közelítéssel számolható az alábbi összefüggésekkel: p1 =

p 22

2 2 m m 2 + 3,24 ⋅ 5 ⋅ ωx és p 2 = p1 − 3,24 ⋅ 5 ⋅ ωx d d

Az átmérő ötödik hatványának ill. gyökének meghatározását segíti a 52. ábra [5]. Az áramló vízgőz nyomásesésének számítását segíti az 53. ábra [5]. Ezek segítségével meghatározható a k = 0,2 mm abszolút érdességű vezetéken átáramló gőz nyomása a vezeték végén, ha ismert a belépő nyomásérték: p g ,2, = pg12 − B ⋅ L

75

5. Hőszállítás

52. ábra A vezetékátmérő ötödik hatványa ill. gyöke

53. ábra Az áramló vízgőz nyomásesése

ill. a szakasz elején levő nyomás, ha ismert a végén a nyomás: pg1,, = p,,g 22 + B ⋅ L ill. a nyomásesés: ∆p,g, = p,g,1 − p,g,12 − B ⋅ L = p,g, 22 + B ⋅ L − p,g, 2

76

5. Hőszállítás

Az egyenletek a sűrűség nyomásfüggőségét tartalmazzák. Feltételezve, hogy a mozgásenergia a 16. táblázatban foglalt adatok alapján elhanyagolható. Nagy áramlási sebességek esetében, – s ezek a gőz és gázok áramlása esetén előfordul – megnő a mozgásenergia jelentősége a nyomásenergia mellett. A műszaki gyakorlatban használatos, hogy az áramlás gyorsítására fordított energia miatti, nyomáscsökkentést a nyomásesés növekményeként vegyék figyelembe. Ez a súrlódási tényező értékének megnövelésével valósítható meg. Az λ tényező helyett: ∆λ   λ + ∆λ = λ  1 +   λ  tényező vehető figyelembe Δλ / λ értékei a sebesség függvényében a 54. ábrán láthatók. Megállapítható, hogy 2 %-nál nagyobb nyomásesés-növekmény 60 m/s áramlási sebességnél nagyobb sebességeknél fordul elő. Ilyen a gőzvezetékekben csak szélsőséges esetekben alakul ki. Azokban az esetekben, amikor a nyomásesés a vizsgált szakaszon várhatóan csak nagyon kicsi lesz pl.: p1− p 2 p1 − p 2 = ≈ 0,1 p1 p2 A nyomásesés számítására alkalmazható az összenyomhatatlan közegekre alkalmazott összefüggés. Ekkor a képletbe a gőzvezeték elején, vagy a végén levő nyomásokhoz tartozó sűrűséget kell behelyettesíteni. Az öszszenyomhatatlan közeg nyomásesésének számítására alkalmazott összefüggés gőz nyomásesésére történő alkalmazhatóságának tartománya jelentős mértékben kiterjeszthető, ha a sűrűséget a kezdő és végnyomáshoz tartozó értékeinek átlagával vesszük figyelembe. Mivel ehhez a számítás elején feltételezni kell egy nyomásesést, a számítás sorozatos megismétlésével pontosítjuk az előzetes feltételezést.

54. ábra Δλ / λ értékei a sebesség függvényében

5.4.3. A kondenzátum nyomásesésének számítása A kondenzvezetékben a nyomásesés számítására az összenyomhatatlan közegre alkalmazott összefüggés használható. Az egyenletbe a kondenzáram tényleges értékét kell figyelembe venni, ami kondenzszi-

77

5. Hőszállítás

vattyúzás esetén meghaladhatja a gőzáramot is. A kondenzvezetékben a nyomásviszonyok változását befolyásolja a szivattyúzott mennyiség és az alkalmazott szivattyúk jelleggörbéje. A szivattyú - kondenzvezeték jelleggörbe kölcsönhatása kedvező is lehet, mert a térfogatáram növeléssel nő a vezeték ellenállása, emiatt megnő a szivattyú szállítómagassága, s ez a szállított mennyiség csökkenéséhez vezet. Mivel a szállított kondenzmennyiség a fogyasztások egyidejűsége, a szivattyúk, s csővezetékek jelleggörbéje nem határozhatósága meg kellő pontossággal, a gyakorlatban a kondenzvezetékek átmérőjét gyakran nem számításokkal, hanem tapasztalati úton határozzák meg. Azoknál a gőzrendszereknél, amelyekből a kondenz teljes mennyisége visszajut a hőforráshoz, a kondenzvezeték átmérőjét a 19. táblázatban található értékeknek célszerű választani [5]. 19. táblázat A gőzrendszerek kondenzvezetékének javasolt értékei Névleges Gőzvezeték, dg 80 100 125 150 200 250 300 350 400 500 átmérő 125 150 200 [mm] Kondenzvezeték, dk 40 50 65 80 100 Arány dk / dg 0,48 0,51 0,56 0,55 0,48 0,48 0,41 0,42 0,36 0,40

5.4.4. A vezetékek átmérőjének meghatározása A vezetékek belső átmérőjének számítására három módszer alakult ki: 1. A közeg áramlási sebességének figyelembevételével. 2. Az adott, vagy megkívánt nyomásesés figyelembevételével. 3. A gazdasági kritériumok alapján optimalizálva. A vezetékek átmérőjének meghatározása az áramlási sebességből Az áramlási viszonyok, műszaki és gazdasági számítások tapasztalatai alapján a különböző közegek áramlási sebességének gyakorlatban kialakult értékei a vezetékek belső átmérőjének meghatározásául szolgálnak. A 16. táblázatban már utaltunk rá, hogy a víz csővezetékben történő áramlási sebességét 0,7 ÷ 2 m/s, a gőzét 20 ÷ 60 m/s értékek között szokás tartani. A víz 3 m/s-ot meghaladó sebességnél már hallható zajjal áramlik, ezért ez a sebesség határértéknek tekinthető. A vezeték átmérője az adott áramlási sebesség függvényében az alábbi összefüggésből kifejezve határozható meg. v ⋅ ρ ⋅ π ⋅ d2 4⋅m = m → d= 4 π⋅ v⋅ρ tömegáramot t/h-ban, a ρ sűrűséget kg/m3-ben, a v áramlási seAz m bességet m/s-ban behelyettesítve a vezeték átmérőjét mm-ben kapjuk az alábbiak szerint: A vízvezeték átmérőjének meghatározása: A gőzvezeték átmérőjének meghatározása:

m v m d g = δg ⋅ v⋅p

d v = δv ⋅

78

5. Hőszállítás

ahol „δv” és „δg” a fentiekben megadott mértékegységek figyelembevételével az átszámítási tényező (55. ábra, 20. táblázat) és „p” a gőz nyomása [bar].

55. ábra A δv és δg tényezők értékeinek változása 20. táblázat δv és δg tényezők számszerű értékei Víz hőmérséklete [°C] 20 50 70 90 110 150 180 200 18,82 18,92 19,02 19,14 19,28 19,64 19,97 20,22 δv tényező Nyomás [MPa] δg tényező

Nedves gőz 0,196 0,44 797,9 819,75

0,74 830,5

1,275 841,05

Hőmérséklet [°C] δg tényező

Túlhevített gőz 180 210 845 883

250 922

290 958

Az 56. ábra a tömegáram, vezetékátmérő és áramlási sebesség közti összefüggést szemlélteti arra az esetre, amikor a kétcsöves távhőrendszer előremenő és visszatérő vezetékében az 1 km-re vonatkozó együttes nyomásesés: ∆pe + ∆p v [MPa/km] L ha a helyi ellenállások együttes átlagos értékét kilométerenként Σζ = 20.

79

5. Hőszállítás

56. ábra A tömegáram, vezetékátmérő és áramlási sebesség közti összefüggés (110 °C közép hőmérsékletű víz esetén, ha a vezeték hossza 1 km, a helyi ellenállások együttes értéke Σζ = 20)

A vezetékek átmérőjének meghatározása az adott / megkívánt nyomásesés figyelembevételével A vezeték d [m] átmérőjét az adott, vagy megkívánt nyomásesés figyelembevételével az alábbi összefüggésekből származó egyenlettel lehet meghatározni: 2 ρ ⋅ λ ⋅ L ⋅ v2 m = ⋅ λ ⋅ ⋅ ∆p = 0,811 L 5 , vagy a 2⋅d d ⋅ρ 2 2 2 2 p1 − p 2 0,811 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m 0,811 ⋅ λ ⋅ L ⋅ m = ⋅ p = p ⋅ ∆ p = ⋅ p 2 = p 2 ⋅ ∆p 2. 1 1 1 2 ρg1 ⋅ d 5 ρg 2 ⋅ d 5 A vezeték átmérőjét úgy kell meghatározni, hogy az adott tömegáram, közegsűrűség, vezetékhossz és a helyi ellenállások feltételezésével az áramló közeg nyomásesése egyezzen meg, vagy kevesebb legyen egy megadott értéknél. A számítás során hibalehetőségként vetődik fel a csősúrlódási tényező és a helyi ellenállások miatti egyenértékű csőhossz meghatározhatóságának pontatlansága, mert ezek a vezetékátmérő függvényei. d  v⋅d d  λ = f ,  valamint ∑ " ζ = ∑ " ζ ⋅ λ  ν k A hibalehetőség mértéke csökkenthető azáltal, hogy egy feltételezett áramlási sebességgel az előző fejezetben ismertetett módon meghatározzuk a vezeték átmérőjét, vagy pedig becsülve a csősúrlódási tényező és a helyi ellenállások és a vezetékhossz arányát, meghatározásra kerül az egyenértékű csőhossz:  ∑"ζ   L ≅ " t 1 +   " ∑   A fentiek szerint meghatározott átmérő elfogadható pontossággal közelíti meg a tényleges értéket, mert a nyomásesés az átmérő ötödik hatványával arányos és változásának hatása kicsi. Azt sem szabad elfelejteni, hogy a vezetékeket szabvány szerinti méretekkel gyártják, s számítással kapott átmérő csak irányadó a névleges átmérő kiválasztásához. A vezeték javasolt átmérője az adott nyomásesés függvényében egy80

5. Hőszállítás

szerűsített képlettel is meghatározható, ha 100 °C közepes hőmérsékletű víz esetében ρ = 958 kg/m3 sűrűséggel és λ = 0,012 – 0,030 közötti súrlódási tényezővel vesszük figyelembe. Ekkor a vezeték átmérőt mm-ben kap tömegáramot t/h-ban, a ∆p nyojuk a következő összefüggéssel, ha az m másesést MPa-ban helyettesítjük be: L 2 [mm] d v ≈ (60...72) ⋅ 5 ⋅m ∆p v A képletben szereplő egyenértékű csőhosszat az lt vezetékhossz és a helyi ellenállások egyenértékű hosszának arányában az alábbi összefüggéssel határozzuk meg  ∑"ζ   [m] L = " t ⋅ 1 +  " t   Egyenlő átmérőjű előremenő és visszatérő vezetékek esetében a kétszeres hosszal 2 · L és kétszeres nyomáseséssel ∆p = ∆pe + ∆pv számolva kell az átmérőt meghatározni. A vezeték javasolt átmérője a gőzhálózat esetében az alábbi egyszerű tömegáramot t/h-ban, s a p nyosített képlettel határozható meg, ha az m mást ill. a ∆p nyomásesést MPa-ban helyettesítjük be, s a csősúrlódási tényezőt λ = 0,012 - 0,030 közötti tartományban, az ω = pg / ρg arányt 1,9 2,3 · 104 tartományban feltételezzük d g ≈ (12...14) ⋅ 5

2 L⋅m [mm] p 2p1 − p 2p 2

A gőzvezeték átmérője az összenyomhatatlan közeg nyomásesésének képletéből is kifejezhető és kellő pontossággal alkalmazható, ha a számításhoz az ismert (adott) kezdő és végnyomás értékekhez tartozó sűrűség számtani középértékével számolunk. A vezetékek átmérőjének meghatározása gazdasági kritériumok alapján optimalizálva A vezetékek átmérője rendelkezésre álló beruházási és üzemeltetési költségek esetén optimalizálás által határozható meg. A legkisebb összköltségre törekedve az optimalizálás alapját képező célfüggvény összetevői: • Kb beruházás (létesítés) vizsgált időszakra vonatkozó költsége • Kk karbantartási és személyzeti költség • Ks szivattyúzási energiaköltség • Kq hőveszteség költségterhe A vizsgált időszak lehet egy év, a teljes élettartam, vagy a gazdaságossági vizsgálat hossza, a vezeték hossza lehet egy egységnyi (m, vagy km), de lehet a teljes vezetékszakasz. Fontos az, hogy minden költségösszetevő azonos időszakra és vezetékhosszra legyen vonatkoztatva. Az egyes összetevők és összegük változását a vezeték átmérőjének függvényében ábrázoljuk (57. ábra). Miközben növekvő vezetékátmérőhöz növekvő beruházási,

81

karbantartási és hőveszteség költségek tartoznak, a szivattyúzás költsége csökkenő. Emiatt az összes költségnek van egy minimum helye, amely a legkedvezőbb átmérőnél alakul ki.

57. ábra Az optimális vezetékátmérő meghatározásának grafikus ábrázolása

82

6. A veszteségek csökkentése a szállító rendszerben

6. A veszteségek csökkentése a szállító rendszerben A hőszállítás változó költségét elsősorban a hőveszteség és a szivatytyúzási költség határozza meg. A távhőrendszerek elosztóhálózatának hővesztesége a forgalmazott hő 4 ÷ 20% (az európai átlag 12%). Az átlag figyelembevételével a primerköri visszatérő fűtőközeg hőmérsékletének csökkentése 1 °C-al ~ 0,6% hőveszteség csökkenést eredményez. Azaz a visszatérő hőmérséklet 1 °C-al való csökkentésével a szállított hőmennyiség 0,07%-ával csökkenthető az elosztóhálózat hővesztesége. A visszatérő hőmérséklet csökkentése a keringetett fűtőközegáram csökkenését eredményezi. A szivattyúzási munka csökkenése a villamosenergia felhasználáson keresztül eredményez költségcsökkenést. A visszatérő fűtőközeg hőmérsékletének csökkenésével egyenesen arányos a tömegáram csökkenés és köbösen arányos a szivattyúzási teljesítmény ill. felhasznált energia csökkenés.

A szivattyúzási teljesítményigény és a szállított tömegáram kapcsolata ?

A szivattyúzási teljesítményigény és az emelőmagasság kapcsolata ?

6.1. A hőmérséklet csökkentésének módja A visszatérő fűtőközeg hőmérsékletének csökkentésére változatlan hőfelhasználás esetén a fogyasztói hőközpontokban és a fűtési rendszerekben van lehetőség. A különböző hőközponti kapcsolásokat és a kapcsolások hatását a visszatérő fűtőközeg hőmérsékletre a „Hőtermelés, szállítás, tárolás” c. kötetben ismertettük. Most a korszerűsített fűtési rendszerben a hőközponti szabályozás megváltoztatásának hatására mutatunk be példát. A fűtési rendszer korszerűsítése alatt az ún. harmadik szintű szabályozás megvalósítását, a fűtőtestek termosztatikus szelepekkel történő ellátását értjük. Feltételezzük ugyanakkor, hogy a termosztatikus szelepek kiválasztása, beépítése és a rendszer beszabályozása a fűtési rendszer hidraulikai viszonyainak ismeretében, körültekintő tervezés alapján történt. Feltételezzük továbbá, hogy a szekunderköri keringető szivattyú fordulatszám szabályozású, s a hőközponti szabályozó lehetővé teszi a szekunderköri előremenő fűtőközeg hőmérsékletének külső hőmérséklet szerinti szabályozását. A 58/a. ábra a külső hőmérséklet függvényében az előremenő és négy különböző esetre a visszatérő fűtőközeg hőmérsékletének változását mutatja. Az előremenő fűtőközeg hőmérsékletének ábrán látható változását nevezzük tervezési értéknek (te). A visszatérő fűtőközeg hőmérsékletének változását azonos hőszükséglet és előremenő hőmérséklet feltételezésével a tervezési (tv), valamint 10 és 15%-al túlméretezett (tv+10, tv+15), ill. 10%-al alulméretezett (tv 10) fűtőtestek feltételezésével ábrázoltuk.

A hőközponti kapcsolás hatása a visszatérő fűtőközeg hőmérsékletére ? (lásd Épületgépészeti energetika, Fogyasztói hőközpontok)

Logaritmikus középhőmérséklet ?

Mivel a fűtőtestek túlméretezése a legtöbb esetben valószínűsíthető, a termosztatikus radiátorszelepek beépítése a visszatérő fűtőközeg lehűtését fogja eredményezni.

83


tv t em2 t vm2 t vm1 te t em1

18

9 12 15

6

3

0

-3

-6

-9

b.) 2

5

18

9 12 15

6

3

0

-3

-9 -6

-1 5 -1 2

a.)

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

-1

tv t v-10 t v+10 t v+15 te

-1

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

58. ábra A fűtőközeg hőmérsékletének változása a külső hőmérséklet függvényében

A fűtőközeg lehűtésének további lehetősége az előremenő fűtőközeg hőmérsékletének megemelése. A 58/b. ábra a tervezési előremenő (te) és visszatérő (tv) fűtőközeg hőmérsékletének változása mellett azt mutatja, miként fog változni a visszatérő fűtőközeg hőmérséklete (tvm), ha az előremenőt a tervezettnél magasabban (tem) tartják. (A primerköri fűtőközeg mind a hideg, mind az átmeneti időszakban lehetővé teszi az előremenő hőmérséklet ábrán látható változástatását.) A fentiek alapján megállapítható, hogy jól választott irányítási algoritmussal a hőközponti előszabályozással jelentős mértékben változtatható a szekunderköri visszatérő fűtőközeg hőmérséklete, s lemezes hőcserélővel biztosítható a primerköri jobb lehűtése.

6.2. Csővezeték hővesztesége Egy 250 mm átmérőjű, 10 m hosszú, 500 °C hőmérsékletű gőzt szállító csővezetéken a hőszigetelés vastagsága 80 mm. A szigetelőanyag hővezetési tényezője 0,058 W/(m K). A vezeték környezetében a hőmérséklet 40 °C. Mekkora a napi hőveszteség ezen a csőszakaszon? Megoldás: A gőz és a csőfal közötti hőátadási tényezőt 3000 W/(m2K) értékűnek becsüljük, ezzel 1 m hosszú cső belső fali hőellenállása: Rb =

1 1 = = 0,000424 (m2K/W)m α b dπ 3000 ⋅ 0,25 ⋅ π

Hőellenállás ?

A csőfal és a szigetelés burkolatának hőellenállását elhanyagolhatjuk, így a fal teljes hőellenállása: R fal =

d 1 1 250 + 2 ⋅ 80 ln k = ln = 1,357471 (m2K/W)m 250 2πλ d b 2 ⋅ π ⋅ 0,058

A külső hőátadási tényező a falhőmérséklet függvénye, ezért azt felvesszük 63 °C értékűre. Belső térben, nyugvó levegőn csőre a külső hőátadási tényező: α k = 9,4 + 0,052(t fal − t k ) = 9,4 + 0,052 ⋅ (63 − 40 ) = 10,596 W/(m2K)

84


Ezzel a külső hőellenállás: Rk =

1 1 = = 0,07327 (m2K/W)m α k (d + 2s)π 10,596 ⋅ (0,25 + 2 ⋅ 0,08)π

Az eredő hőellenállás: R = R b + R fal + R k = 1,431165 (m2K/W)m A felvett falhőmérséklet visszaellenőrzése: t fal = t k +

Rk (t b − t k ) = 40 + 0,073270 ⋅ (500 − 40) = 63,55 °C, R 1,431165

a felvett érték tehát megfelelő volt. A csővezeték méterenkénti hővesztesége: t −t 500 − 40 Q1 = b k = = 321,4 W/m. R 1,431165 Az óránkénti hőveszteség a teljes csőszakaszra: Q = 3,6Q1L = 3,6 ⋅ 321,4 ⋅ 10 = 11570 kJ/h A napi hőveszteség: 11570 ⋅ 24 = 277680 kJ/nap.

6.3. Gőzvezeték nyomásvesztesége Egy 200 mm belső átmérőjű, 20 m hosszú gőzvezetéken 30 t/h 300 °C hőmérsékletű, 16 bar (abs) nyomású gőz áramlik. Mekkora a nyomásesés, ha a vezetékszakaszon 1 db sarokszelep, 1 db T-idom, 3 db 90O-os csőív és 2 db átmeneti elzárószelep van beépítve? Megoldás: (egyszerűsített megoldás az átlagos áramlási sebességgel számolva) Gőztáblázatból a gőz fajtérfogata 300 °C hőmérsékleten és 16 bar nyomáson 0,1585 m3/kg, sűrűsége ennek a reciproka: 1 / 0,1585=6,309 kg/m3. Az áramlási keresztmetszet: d 2 π 0,2 2 π = = 0,3142 m2 4 4 ezzel az áramlási átlagsebesség: A0 =

w=

m ⋅ v 30000 ⋅ 0,1585 = = 42,0 m/s. A0 3600 ⋅ 0,3142

Ilyen nagy sebességeknél ( Re ≈ 66 ⋅ 106 ) már minden csővezeték érdesnek számít, csősúrlódási tényezője állandó. Esetünkben λ=0,0206 értékkel számolhatunk. Az idomdarabok ellenállásai: 1 db sarokszelep ξ=

Veszteség tényező ?

5,4

85


1 db T-idom 3 db 90O-os ív 2 db átmeneti szelep Összesen:

ξ= 1,4 ξ=3x0,5= ξ=2x6,2= ξ=20,7

1,5 12,4

A vezetékszakasz ellenállása: L  w2 20  42 2   ∆p =  ∑ ξ + λ  ρ =  20,7 + 0,0203 ⋅ 6,309 = 1,266 ⋅ 105 Pa.  d 2 0,2  2  

6.4. Kondenz- és gőzrendszerbeli beavatkozások A gőzrendszerek veszteségelemzése során tapasztalt leggyakrabban előforduló hibák: • • • • •

elöregedett, nem kellően karbantartott rendszerek szivárgások rossz kondenzedények, kondenzveszteség sarjúgőz veszteség rossz szigetelés

Kondenzedény ?

Mindezen veszteségeket fokozza a rendszer nyomásszintje. A 59. ábra a különböző átmérőjű nyíláson kiáramló gőz veszteségét mutatja be a gőznyomás függvényében.

86


59. ábra Különböző átmérőjű nyíláson kiáramló gőz vesztesége a gőznyomás függvényében.

87


6.5. Szivattyúzási teljesítmény Egy kazánüzem feladószivattyúja az atmoszférikus gyűjtőtartályból, annak szintjéhez viszonyítva 4,2 m magasságba az 1,21 bar nyomású gáztalanítós táptartályba nyomja a 20 m3/h mennyiségű tápvizet. Mekkora lesz a szivattyú teljesítménye, ha a vezeték összes hossza 6 m, belső átmérője 80 mm és a csőszakasz 4 db (bővítővel ellátott) T-idomot, 3 db 90°-os csőívet, 2 db elzáró szelepet és 1 db visszacsapó szelepet tartalmaz. A feladott víz hőmérséklete 60°C. Megoldás: Az ellenállás-tényezők: 4 db T idom 3 db csőív 2 db elzáró szelep 1 db visszacsapószelep Kilépési veszteség Összesen:

ξ=4x0,6=2,4 ξ=3x0,5=1,5 ξ=2x6,2=12,4 ξ=7,4 ξ=1,0 ξ=24,7

A csővezeték áramlási keresztmetszete: A0 =

d 2 π 0,08 2 ⋅ π = = 0,005026 m2, 4 4

ezzel a sebesség: w=

V 20 = = 1,11 m/s. A 0 3600 ⋅ 0,005026

A víz sűrűsége 60 °C-on ρ = 983 kg/m3, kinematikai viszkozitása ν = 0,471 ⋅ 10 −6 m2/s. A Re-szám: Re =

wd 1,11 ⋅ 0,08 = = 188535 ν 0,471 ⋅10 − 6

A csősúrlódási tényező: λ=

0,316 4

Re

=

0,316 4 188535

Reynolds szám ?

= 0,01516

Az összes nyomásveszteség: L  w2 6  1,112   ∆p =  ∑ ξ + λ  ρ =  24,7 + 0,01516 983 = 15646 Pa  d 2 0,08  2  

Csősúrlódási tényező ?

Az összes nyomáskülönbség: nyomáskülönbségből: 121000-101300= 19700 Pa

88


a magasságkülönbségből: nyomásveszteségből: Összesen:

983x9,81x4,2= 40501 Pa 15646 Pa 75847 Pa

A szivattyú teljesítményfelvétele, ha a hatásfoka 65 %: P=

V ⋅ ∆p 20 ⋅ 75847 = = 648 W. ηsz 3600 ⋅ 0,65

6.6. Fordulatszám szabályozású, energiatakarékos szivattyúk alkalmazása A fűtési rendszerek korszerűsítéséhez kapcsolódva célszerű megvizsgálni a hőforrásban ill. a fogyasztói hőközpontban elhelyezett keringető szivattyú cseréjének hatását. A változó tömegáramú fogyasztói hőközpontok kialakítása, a hőleadókra a termosztatikus radiátorszelepek beépítése, a rendszer beszabályozása, esetleg új üzemviteli menetrend meghatározása új szivattyú beépítését teheti szükségessé. A szivattyú kiválasztásának általános szempontjai mellett különös figyelmet kell fordítani arra, hogy lehetőleg energiatakarékos motorral legyen ellátva, és fordulatszám szabályozású legyen. A fordulatszám szabályozás lehetőségét az indokolja, hogy a szabályozószelepek zárása ill. nyitása a hálózat hidraulikai ellenállásának változtatásával jár, s amint arra már korábban is felhívtuk a figyelmet, a tömegáram ill. fordulatszám változásával köbösen arányos a szivattyú villamos teljesítményigényének változása.

Változó tömegáramú hőközpont ?

Az adott munkaponthoz megfelelő szivattyú keresése alkalmával sokszor nem találunk olyan szivattyút, amelynek jelleggörbéje pontosan a munkapontra illeszkedik. Ekkor vetődik fel a kérdés: a kisebb, vagy a nagyobb szivattyút válasszuk? A fűtési rendszerek tulajdonságainak ismeretében a gazdaságos üzemvitel érdekében célszerűbb a kisebb szivattyút választani. Példa: Egy épület szekunder oldali fűtésrendszerének kivitelezése során, a tervezett térfogatáram és a csővezeték jelleggörbéje (Cs) alapján kapott munkapontra (M) nem illeszkedik egyetlen szivattyú jelleggörbéje sem (60. ábra). Van azonban két szivattyú (A és B), amelyeknek a jelleggörbéje a munkapont közelében metszi a csővezeték jelleggörbét. Melyik szivattyút választaná, és miért? Tételezzük fel, hogy a szivattyúk jelleggörbéi az ábra szerint metszik a csővezeték jelleggörbéjét. Ha a szivattyúk által szállított térfogatáramok ±10%-kal változnak akkor a szükséges emelőmagasság a parabolikus jelleg (V2) miatt az „A” esetében 21%-kal nő a munkaponthoz (HN) képest:

Szivattyú jelleggörbék ?

8 8  l   l  h A cső =  ë⋅ + 1 ⋅ 2 4 ⋅ (1,1 ⋅ V) 2 = 1,21⋅  ë⋅ + 1 ⋅ 2 4 ⋅ V 2  d  ð ⋅d ⋅g  d  ð ⋅d ⋅g

89


h A cső = 1,21 ⋅ h cső míg a „B” esetben 19%-kal csökken: 8 8  l   l  h Bcső =  ë⋅ + 1 ⋅ 2 4 ⋅ (0,9 ⋅ V) 2 = 0,81 ⋅  ë ⋅ + 1 ⋅ 2 4 ⋅ V 2  d  ð ⋅d ⋅g  d  ð ⋅d ⋅g h Bcső = 0,81 ⋅ h cső

60. ábra Szivattyúk munkapont közeli jelleggörbéi és teljesítményfelvételének változása

Ezek alapján a „B” esetben 20%-kal kevesebb szekunder vizet szállítana a szivattyú, mint az „A” esetben, több mint 35%-kal kisebb lenne a vezeték ellenállása, és a szivattyúk által felvett villamos teljesítmény is közel a fele lenne. Így mind a felvett teljesítmény, mind a szivattyú ára szempontjából kedvezőbb a kisebb, „B” szivattyú. Figyelembe kell venni ugyanakkor, hogy egy fűtési rendszerről van szó, ahol a szekunder oldalon a kisebb szivattyú 20%-kal kevesebb vizet fog keringetni. Mivel a fűtési rendszernek nem a szállított vízmennyiséget, hanem a ∆t hőfoklépcsőtől, és a tb szobahőmérséklettől is függő fűtést (hőteljesítményt) kell biztosítania, a kisebb térfogatáram az alábbiak szerint könnyen kompenzálható. A térfogatáram és a hőteljesítmény viszonyát, állandó szobahőmérséklet mellett a 61. ábrán látható tipikusnak tekinthető hőcserélő (radiátor)

90


jelleggörbe szemlélteti. Látható, hogy a térfogatáram 10%-os megváltozása csak 2%-os hőteljesítmény változást okoz. Az előremenő fűtőközeg hőmérsékletének megemelésével ez, a térfogatáram csökkenés miatt fellépő kismértékű teljesítménycsökkenés könnyen kiegyenlíthető. A tapasztalat azt mutatja, hogy a csővezetékek átmérőjét és a radiátorok fűtőfelületét nagy tartalékkal határozzák meg, ezért az elméletileg meghatározott teljesítménycsökkenés kompenzálásához a hőmérséklet emelésre sincs szükség. A kisebb (B) szivattyú beépítésének a kisebb felvett villamos teljesítmény, és az olcsóbb ár mellett további előnye, hogy a részterheléseken is kedvezőbb üzemviszonyok alakulnak ki, ezért általánosságban is kijelenthető, hogy hasonló esetben a kisebb szivattyú választása a kedvezőbb.

Radiátor jelleggörbék ?

61. ábra A hőteljesítmény változása a térfogatáram függvényében

91

Irodalom

Irodalom [1]

Műszaki Lexikon. Akadémiai Kiadó, Budapest

[2]

Feuerungstechnik-Handbuch 1989. KLÖCKNER Wärmetechnik, Verlag Gustav Kopf Gmbh, Stuttgart, 1989.

[3]

Olessák D.- Szabó L.: Energia hulladékból. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1984.

[4]

K. Raźnjevič: Hőtechnikai táblázatok. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1964.

[5]

J. Cikhart: Soustavy centralizovaného zásobování teplem. SNTL-Nakladatelství Technické Literatury, Praha, 1977.

[6]

www.atomeromu.hu

[7]

Lipták A.: Mérés, szabályozás és vezérlés az épületgépészetben - Hőellátás. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1983.

92

4. Fogyasztói hőközpontok

Recommend Documents