°'°'VATB.STVÍ
.i ~l!l l! !l !
HYDRAULIKA A ŘÍZENÍ OTOPNÝCH SOUSTAV
Jiří Bašta
HYDRAULIKA A ŘÍZENÍ OTOPNÝCH SOUSTAV 11
t11t 11
Vydavatelství ČVUT
Ing. Jiří Bašta, Ph.D.
Hydraulika a řízení otopných soustav
Praha2003 Vydavatelství ČVUT
OBSAH Tat? publikace bu?e první ucelenou knihou v oblasti hydrauliky a řízení otopnych soustav v CR. Tematika zasahuje jak obor vytápění a vzduchotechnika, tak obor regulace, resp. řízení. Kniha je určena pro technickou veřejnost z oboru Techniky prostředí -vytápění a regulace, projektanty, studenty a doktorandy.
Lektor: doc. Ing. Karel Brož, CSc.
©
Jiří
Bašta, 2003
ISBN 80-01-02808-9
1.ÚVOD „. „. „. „. „. „ .. „ „. „. „. „. „. „. „. „. „. „. „ ...• „ .. „ „. „ .. „ 2. HYDRAULICKÝ VÝPOČET POTRUBNÍCH SÍTÍ „ „ „ „ „ . „ .. „ 2.1 Základy mechaniky tekutin „. „. „. „ .. „ „. „. „ .. „ „. „. „„. 2.1.1 Statika tekutin .„ „. „. „. „. „. „ ..... „ „. „. „. „. „ „ 2.1.2 Proudění tekutin ...... „ ... „ „ „. „ „ „ „ „ ... „ .... „. 2.1.3 Základní vztahy „. „ .• „ „. „. „ •• „ .„ „. „. „. „. „. „ 2.1.3.1 Rovnice kontinuity „. „. „ .. „ „. „. „ .. „ „. 2.1.3.2 Rovnice pohybová .„ „. „. „ .• „ „. „ •• „ „. 2.1.3.3 Věta o změně hybnosti ... „ „ „. „ ... „ „ .. „ 2.1.3.4 Rovnice energie .„ „. „. „. „. „. „. „. „. „. 2.2 Tlakové ztráty „. „ .. „ .„ „. „. „. „. „ .. „ .„ „. „. „. „. „. „. „ 2.2. l Tlaková ztráta třením „ „ „ „. „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ 2.2.2 Určení hydraulického exponentu .................... . 2.2.3 Tlakové ztráty místními odpory .„ „ •• „ .„ .„ .„ „ .• 2.2.4 Celková tlaková ztráta „. „. „. „. „. „. „. „. „. „. „. 2.2.5 Vztah mezi jmenovitým průtokem kv a měrným hydraulickým odporem C .„ „. „ .. „. „. „. „ .. „ „. 2.2.6 Části potrubních úseků za sebou - sériové řazení ... 2.2.7 Části potrubních úseků vedle sebe -paralelní řazení 2.2.8 Hydraulický exponent sítě jako celku „ „ „ „ „ „ „ „ 2.3 Charakteristika potrubní sítě a čerpadla „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ 2.4 Volba oběhového čerpadla „ „ „ „ „ „ .„ „. „. „. „. „. „. „ „ „ 2.5 Volba oběhového čerpadla na základě pracovního bodu .... 2.6 Regulace čerpadel „ „ .... „ „ „ ... „ .. „. „ .. „ „ „. „ .... „. „ .. 2.6. l Změna dopravního množství škrcením .............. . 2.6.2 Regulace dopravního množství obtokem ........... . 2.6.3 Regulace změnou otáček „ „ „ „ „ „. „ „ „ „ „ „ „ „ „ 2.6.4 Regulace na konstantní dopravní tlak (~p- c)„„„.„ 2.6.5 Regulace na variabilní dopravní tlak (ll.p- v) „ „ „ . „ 2.6.6 Regulace podle teploty (ll.p- T) „. „. „ .• „ „. „ •• „ „ 2.6.7 Využití fuzzy-logiky k řízení čerpadel ....... „ „. „. 2.7 Přepočtové vztahy „ „ „ „ „ „ . „ „ . „ „ „ . „ „ „ „ „ . „ „ 2.8 Sériový a paralelní provoz čerpadel . „. „ „ „ „ „ . „ „ „ „ „ „. 2.8.l Paralelní provoz čerpadel „ „ „ ... „ ......... „ „ „ „ .. 2.8.2 Sériový provoz čerpadel „ „ „ „ „ „ „ „ „. „ „ „ „ „ „ 2.9 Čerpadlo v obtoku kotle „. „ .. „ „. „. „. „. „. „ .. „ „. „ •• „ .„ 2.9.l Minimální průtok kotlem „ „ „ „ „ „ „ „ „ „ .„. „ „ „. 2.9.2 Požadavek na minimální teplotu zpátečky ........... . 2.9.3 Požadavek na minimální průtok kotlem a minimální teplotu zpátečky „ ... „. „ .... „ ... „ „ „ „ „ „ . „ „ .. „ .. „. „ „ 2.9.4 Stanovení dopravního tlaku čerpadla v obtoku kotle„ -5-
10
11 11 13 14
15 16 17 19 20 21 21 26 27 28 29 30 31 33 34 35 36 38
42 44 45
47 48 48 49 49
51 51 51 54
57 58 62 64
3. PRVOTNÍ NASTAVENÍ POTRUBNÍ SÍTĚ VÝPOČTEM 3.1 Prot!proudá vertikální dvoutrubková otopná soustava.".::".:::: 3.2 Protiproudá horizontální dvoutrubková otopná soustava .... . 3.~ ~OUP,roudá dvoutr,ub~o~á otopná. soustava .................... . 4. VYV AZENI POTRUBNI SITE VYVAZOVACÍMI VENTIL y ... . 4.1 Vyvažovací ventil a modul 4.1.2 Vyvažování modul~·-.-.·:.-.·:.-.·:.-.·.".".".".".":.".":.".·:.-.·· ........ . 4.1.3 Hierarchie modulů a vyvažovacích ventilů 4.1.4 Vyvažování rozvodů TUV 4.2 Metody vyvažování potrubních sítí ."."."."."."."."."."."."."."."."."."." ......... . 4.2.1 Metoda přednastavení .................................. . 4.2.2 Metoda iterační ................................ .".".".".".".".".".": 4.2.3 Metoda proporcionální ................................. . 4.2.4 Metoda kompenzační .................................. . 5. REGULAČNÍ ARMATURY 5.1 Charakteristiky a základ~l·~~ÚČi~;··::.·:::.".·::.·:.·:::.".".". ........ . 5.1.1 Jmenovitý průtok - kv hodnota ........................ . 5.1.2 Autorita ventilu Pv ..................................... . 5.1.3 Charakteristiky ventilů ....................... . 5.1.4 Změna výkonu ................................. .".".".".".".".".".". 5.2 Termostatické ventily pro otopná tělesa .. . 5.3 Regulátory tlakové diference .................... . 5.3.1 Návrh regulátoru tlak;~·é·-;li·f~;~~~e··· .................. .
.„„„„„„. „„„
5.3.2 Stabilizace tlakové diference u regul~Č~·fh·~· ~~~~-il·~ ::. 5.4 Regulátory objemového průtoku ................................ . 5.5 Přepouštěcí ventily ...................................... . 5.5.1 Návrh přepouštěcího ventilu ................. . 5.5.2 Porovnání regulace tlakové diference a přep~~Š~ě~Í ... 5.6 'frojcestné armatury .............................................. ."." 6.
HY~·~;0~~~:1. ~:;~;~NT
.............................................
6.1 Hydraulická zapojení re~~I~Č~Íc·h· ~-~~~-iiÓ ·:: .":: .":: .":: ::: .":: .":: ."."." 6.1. l Zapo~en'. b:z čerpadla v okruhu zdroje tepla ......... . 6.1.2 Zapojem s cerpadlem v okruhu zdroje tepla .......... . 6.1.3 Tlakový rozdělovač .......................... . 6.1.4 Beztlaký rozdělovač . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .......... . 6.1.5 Zkrat v kotlovém okruhu ................... . 6.1.6 Termohydraulický rozdělo~~Č· ::". ::". ::". ::". ::". ::". ::". ::". ::". 6.1.7 Zapojení více kotlů ................... . 6.2 Hydraulická zapojení a dimenzování směšova~f~h· ;;~~~~; ". ". ". 6.2.1 Autorita ventilu P 6.2.2 Průtok otopnou so~st~~~~-~ ~k;~h·~~- ........ . .................. 6.2.3 Průtok kotlovým okruhem .............................. . -6-
67 67 68 72 74 74 75 76 78 79 79 80 80 83 86 86 86 88 91 94 97 108 111 114 115 118 120 122 122 125 130
130 131 131 137 137 137 137 141 147 147 147 158
6.2.4 Požadovaná tlaková ztráta směšovače 6.2.5 kvs - hodnota zvoleného směšovače ................... . 6.2.6 Skutečná tlaková ztráta vybraného směšovače ....... . 6.2.7 Rychlost proudění teplonosné látky v místě připojení směšovače ...................................................... . 6.2.8 Příklady ................................................... . 6.2.9 Hydraulické zapojení s beztlakým rozdělovačem ... . 6.2.10 Hydraulické zapojení s termohydraulickým rozdělovačem .................................................. . 6.2.11 Soustava s kondenzačním kotlem jako vedoucím .. . 6.2.12 Soustava obsahující kotel s ekonomizérem a kotel pro špičkový výkon ............................................ . 7. ŘÍZENÍ OTOPNÝCH SOUSTA V ....................................... . 7.1 Řízení - ovládání ................................................... . 7.2 Regulace a regulátory .............................................. . 7.3 Členění regulátorů .................................................. . 7.3.1 Nespojité regulátory ...................................... . 7.3.2 Spojité regulátory ......................................... . 7.3.2.1 P-regulátor ....................................... . 7.3.2.2 I-regulátor ...................................... ; .. 7.3.2.3 PI-regulátor ...................................... . 7.3.2.4 O-regulátor ....................................... . 7.3.2.5 PID-regulátor ..................................... . 7.4 Nastavení regulátorů u spojitých lineárních regulačních obvodů 7.4.1 Nastavení podle Zieglera a Nicholse .................... . 7.4.2 Nastavení podle Chiena, Hronese a Reswicka ......... . 7.4.3 Charakteristiky regulačního obvodu .................... . 8. REGULACE TEPELNÉHO VÝKONU ................................... . 8.1 Kvalitativní regulace ................................................. . 8.2 Kvantitativní regulace ............... „ •••••••.•...••••••...•••••....• 8.3 Zónová regulace ..................................................... . 8.4 Decentralizovaná regulace jednotlivých místností .............. . 8.5 Centrální regulace jednotlivých místností ........................ . 8.6 Regulace teploty přívodní vody .................................... . 8.6.1 Regulace teploty kotlové vody ..................... „ ..••• 8.6.2 Regulace podle venkovní teploty - ekvitermní ........ . 8.6.3 Regulace podle vnitřní teploty vzduchu ................. . 8. 7 Regulace teploty přívodní vody podle venkovní teploty vzduchu - otopná křivka ............................................... . 8.7.1 Nastavení otopné křivky .................................. . 8.8 Regulace teploty přívodní vody podle venkovní teploty s využitím směšovače .................................................. . 8.9 Ekvitermní regulace se zpětnou vazbou na vnitřní teplotu .... .
-7-
148 148 148 149 149 154 156 157 158 160 160 161 164 164 168 168 171 174 175 176 177 178 178 179 181 181 182 184 185 185 186 186 187 187 188 189 191 193
8.10 Ekvitermní regulace s vlivem zátěže ......................... . 8. l l Regulace podle zátěže ......................................... . 8.12 Úsporný (útlumový) provoz ................................... . 8.13 Přerušovaný provoz ............................................ . 8.14 Regulace teploty TUV ......................................... . 8.14.1 Centrální regulace TUV ............................. . 8.14.2 Přednostní zařazení ohřevu TUV ................... . 8.14.3 Doběh čerpadla při ohřevu TUV ................... . 8.15 Regulace výkonu zdroje tepla ................................ . 8.15.1 Regulace kotle ......................................... . 8.15.1.1 Jednostupňový provoz ...................... . 8.15.1.2 Četnost sepnutí hořáku a proměnná spínací diference ....................................... . 8.15.1.3 Dvou a vícestupňový provoz .............. . 8.15.1.4 Modulovaný provoz kotle ................. . 8.15.1.5 Regulace kotlů v kaskádě .................. . 8.15.2 Regulace výměníků ................................... . 8.15.2. l Regulace výměníků voda - voda ......... . 8.15.2.2 Regulace výměníků pára- voda .......... . 9. Elektrická a elektronická regulace ...................................... . 9.1 Elektronické regulátory ......................................... . 9.1.1 Programovatelné časové spínače ..................... . 9.1.2 Programovatelné pokojové termostaty .............. . 9.1.3 Ekvitermní regulátory .................................. . 9.1.4 Skladebné regulátory ................................... . 9.2 Úrovně seřízení regulátorů ...................................... . 9.3 Funkce regulátorů ................................................ . l O. Centrální řídicí technika a komunikační systémy .................... . I O. I Centrální řídicí technika ....................................... . 10.2 Komunikační systémy ......................................... . 10.2.1 Typy sběrnic ........................................... . 11. LITERATURA ........................................................... . Doslov
-----------------------·
-8-
195 195 197 198 201 202 203 204 205 205 205 207 226 227 227 229 230 231 235 235 237 237 238 239 241 241 242 242 244 247 250 252
Předmluva
Předkládaná monografie Ing. Jiřího Bašty, Ph.D., věnovaná hydraulice a řízení otopných soustav, je široce pojaté odborné dílo vysoké úrovně, shrnující poznatky této discipliny do jednoho celku.
Věcná náplň
knihy je rozdělena do devíti kapitol, v nichž čtenáři najdou informace jak pro projektování, tak pro seřizování a vyre&ulování otopných soustav až po jejich řízení, dálkové monitorování a ovládání. Uvodem jsou podány potřebné teoretické základy mechaniky tekutin, umožňující co nejsprávnější výpočet tlakových ztrát v rozvodech otopných soustav. Velká pozornost je věnována vzájemnému vlivu potrubní sítě a oběhových čerpadel, dimenzování, zapojení a řízení čerpadel. Nemenší důraz je kladen na správný návrh regulačních a směšovacích armatur v okruzích a na návrh a seřízení termostatických regulačních ventilů pro otopná tělesa. potřebné
Závěrečná část
publikace podává poznatky o elektrických i elektronických systémech regulace soustav a o centrální řídicí technice, jakož i o komunikačních systémech.
Kniha je vítanou a potřebnou pomůckou jak pro studenty oboru Technika pro projektanty otopných soustav a zdrojů tepla, tak i pro provozovatele tepelných soustav. prostředí,
Doc. Ing. Karel Brož, CSc.
-9-
llOIOIE
ÚVOD
2. HYDRAULICKÝ VÝPOČET POTRUBNÍCH SÍTÍ
K transportu tepla se ve vytápění využívá potrubní sítě různé konstrukce a rozličného uspořádání, které umožňuje přepravu teplonosné látky v podobě vody či páry od zdroje tepla k otopným plochám.
Potrubní sítě slouží k dopravě teplonosné látky ke spotřebiči a zpět od spotřebiče ke zdroji tepla či chladu. Hydraulický výpočet je jen úzkou částí z širšího oboru potrubní techniky. Teplonosnou látkou je převážně teplá voda, horká voda, zřídka pak i vodní pára. Tato skutečnost umožňuje zjednodušit obecně platné složité výpočty.
Skladba potrubních sítí teplovodního vytápění se liší vzhledem k základním které jsou kladeny na celou otopnou soustavu. Tak se dnes stává samozřejmostí využívání vyvažovacích, regulačních, trojcestných, čtyřcestných, termostatických a dalších armatur. Všechny tyto prvky otopných soustav mají svá specifika a s určitou nadsázkou lze říci, že i své specifické chování v průběhu otopného období, které bychom měli respektovat. Neméně důležitá je tématika čerpadel pracujících paralelně či sériově nebo pouze charakter řízení samotného čerpadla. Uvědomme si, že např. otopná soustava s kotlovým čerpadlem a za rozdělovačem umístěnými oběhovými čerpadly spotřebitelských okruhů nám představuje kombinaci sériového i paralelního působení čerpadel v potrubní síti jako celku. požadavkům,
Cílem výpočtu je navrhnout průměry potrubí, jmenovité průměry armatur, popř. nastavení regulačních orgánů tak, aby při požadovaném průtoku byla celková tlaková ztráta okruhu stejně velká jako tlak, který máme k dispozici (dispoziční rozdíl tlaků, dopravní tlak čerpadla). Při výpočtu tlakových ztrát dělíme okruh na jednotlivé úseky, tedy části potrubní sítě s neměnným hmotnostním průtokem. Každý úsek má tlakové ztráty třením a tlakové ztráty místními odpory.
2.1 Základy mechaniky tekutin
U odborníků specializujících se na vytápění stále převažuje názor, že je třeba se věnovat pouze své profesi a měření a regulaci přenechat specialistům na MaR. Nutno konstatovat, že dnes tento názor neobstojí a jak „topenář", tak „regulovčík" musejí mít znalosti z obou profesí. Při dnešní složitosti otopných soustav a zvýšených nárocích na úspory energií a ekonomiku provozu nelze výše uvedené profese již striktně oddělovat, ale je třeba znát i jakýsi nově se tvořící meziobor „Hydrauliku a řízení".
Mechanika tekutin se zabývá pohybem a rovnováhou tekutin při působení vnějších sil. Dělíme ji na statiku tekutin, která se zabývá chováním tekutin v klidu, a na dynamiku tekutin, která se zabývá pohybem tekutin. Podle druhu tekutin rozeznáváme mechaniku kapalin (hydromechaniku) a mechaniku plynů a par (aeromechaniku).
Otopná soustava může být po stránce hydraulické výborně navržena i provedena, ale bez znalostí řízení může být velmi snadno neregulovatelná; ~ naopak; specialista na řízení si může určit takový řídicí systém a s takovyrm požadavky, že nelze otopnou soustavu dle kladených požadavků hydraulicky realizovat ani při dnešní široké základně prvků.
Hustota vlhkého vzduchu při tlaku p [Pa], teplotě T [K] a relativní vlhkosti rp [-] je p-0,378-
Je tedy zřejmé, že znalost hydrauliky otopných soustav, resp. potrubních sítí a znalost alespoň základních požadavků řízení musejí jít ruku v ruce. Pouze tak lze dosahovat uspokojivých výsledků.
Úvodem si uveďme některé základní vlastnosti tekutin:
je tlak sytých vodních par [Pa] při teplotě T [K]. Hustotu vody při normálním tlaku a teplotách 4 až 100 °C lze z chybou menší než O, 1% počítat podle vztahu Pw = 1000 - (tw - 4)-(0,097 + 0,0036·(/w - 4)]
kde tw
-10-
je teplota vody [°C].
- 11 -
Viskozita je závislá na teplotě. S rostoucí teplotou u kapalin klesá, avšak u plynů roste. Za standardních podmínek jsou hodnoty dynamické a kinematické viskozity
µw= 1,002·10"3 Pa·s µa = 18, l 4· 10-6 Pa·s
vody: vzduchu:
vw= l,004·10-6m2/s 2 Va= 15,07· 10-6 m /s
Vztah mezi kinematickou a dynamickou viskozitou určuje následující vzorec: V=µ p
Pro suchý vzduch je možno použít pro praktické výpočty vztah pro: měrnou tepelnou kapacitu
vw
=[
t
50 ' ,9 +26,83
'
w
2.1.l Statika tekutin Tato část mechaniky tekutin popisuje chování kapalin a plynů v rovnovážném stavu, ve kterém se tekutiny nepohybují vzhledem k pevným stěnám, jimiž jsou obklopeny. Pokud je tekutina v klidu, její částice se navzájem nepohybují a nemohou na ně působit tečné síly, které tekutinu uvádějí do pohybu. V tekutině se při rovnovážném stavu neprojeví její viskozita. Tlak je definovaný jako tlaková síla působící na jednotku plochy. Rovnoměrně
CL= 1010+0,12·tL
o106]-10- 6
rozložený tlak je dán vztahem:
[J/kg.K] s chybou ± 0,5%, pro h -20 až 500 °C F
[Pa]
p=součinitel
2
s
tepelné vodivosti
Tl,5 =127·10-3 · - L ' T+l60
kde [W/m.K] s chybou± 2%, pro tr-20 až 200 °C
F
s
je tlaková síla [N), plocha [m 2].
Při nerovnoměrném
rozložení tlaku platí:
dynamickou viskozitu dF dS
p=-
6
Tl,5 µ =149·10- · - L ' T+ll7
[Pa.s] s chybou ± 1%, pro tL -20 až 200 °C
Pro vodu je možno použít pro praktické výpočty vztah pro: měrnou tepelnou kapacitu
cw = 4186,8·(0,6741+2,825·10-3 ·T-8,371·10-6T 2 +8,601·10-9 ·T 3 )
[Pa]
Tlak působí vždy kolmo na plochu nezávisle na jejím sklonu a v daném místě je ve všech směrech stejný. Konstatujeme tedy, že tlak je skalární veličinou. Určení tlaku v libovolném místě tekutiny o hustotě p v rovnováze, tj. stanovení skalárního pole tlaku p = p (x,y, z), řešíme integrací Eulerovy rovnice hydrostatiky, která vyjadřuje úměrnost mezi přírůstkem tlaku dp a prací vektoru intenzity hmotových sil K
v [J/kg.K] při Tv [K]
dp = pKdř = p(K,dx+Kydy+K,dz) součinitel
tepelné vodivosti [W/m.K]
A,w =0,55+0,014·t
kinematickou viskozitu
- 12 -
Je-li tekutina v absolutní rovnováze, tedy v klidu ke stěnám nádoby, která je v klidu nebo se pohybuje rovnoměrně přímočaře, má vektor intenzity hmotových sil jedinou složku danou gravitačním zrychlením: K, = O, Ky = -g, K, = O. Hladinové plochy, tj. plochy konstantního tlaku, jsou vodorovné roviny a
- 13 -
největší nárůst tlaku je ve svislém směru. Dosazením do Eulerovy rovnice dostaneme dp=-p·g·dy
g h
proudění.
Nauka o
proudění
používá následující modely,
případně
_nestlačitelné (proudění
proudění),
_ stlačitelné
kapalin; u vzdušin jen při nižších rychlostech
(proudění plynů
, • , · , laku) a par, při kterém hustota vyrazne zav1s1 na t ·
Proudění
ideální tekutiny bez viskozity, tj. bez vnitřního tření; může být tekutiny konají pouze posuvný pohyb bez rotace kolem vlastní osy) nebo
_nevířivé (částice
P.bs=pb+p·g·h
p
matiky
z hlediska stlačitelnosti tekutin uvažujeme proudění
Při výpočtu hydrostatického tlaku kapalin v technické praxi uvažujeme hustotu p i gravitační zrychlení g jako konstantní a místo souřadnice y zavádíme hloubku (či výšku) h pod hladinou, která má opačný smysl (dh = -dy). Integrací rovnice dostáváme absolutní tlak pod hladinou kapaliny
kde Pb
k"
j:ft~h kombinace, s různým stupněm zjednodušení:
[Pa]
-vířivé.
je barometrický tlak na hladině [Pa], hustota kapaliny [kg/m3], gravitační zrychlení [m/s2], hloubka pod hladinou [m].
Potenciálním prouděním nazýváme nevířivé proudění ideální nestlačitelné tekutiny.
Rozdíl absolutního tlaku a tlaku barometrického označujeme jako přetlak, je-li Pabs >Pb, nebo podtlak, je-li Pabs
[Pa]
2.1.2 Proudění tekutin
Proudění tekutin je prakticky vždy prostorové (třírozměrné), nerovnoměrné (rychlost proudění je v různých místech různá) a neustálené (měnící se v čase). Jeho přesné vyšetřování je náročné teoreticky i experimentálně. Základními parametry, kterými popisujeme proudění, jsou vektor rychlosti w, tlak p a teplota T tekutiny. Obecně jsou tyto veličiny závislé na třech prostorových souřadnicích x, y, z a na čase i. Dále je třeba znát stavovou rovnici tekutiny pro výpočet hustoty a případně rovnice pro výpočet dalších vlastností tekutiny (např. viskozity). Vyřešit obecný případ proudění tekutiny znamená z matematického hlediska vyřešit soustavu nelineárních parciálních diferenciálních rovnic druhého řádu. Řešení se dále komplikuje při turbulentním proudění, kdy rychlosti, tlaky a teploty neustále kolísají, přičemž jejich odchylky od časově střední hodnoty mají nahodilý (stochastický) charakter. V řadě praktických případů lze s dostatečnou přesností použít popis proudění zjednodušený buď z hlediska fyzikálních vlastností tekutin nebo z hlediska
- 14 -
Proudění skutečné (vazké) tekutiny; může být , ,. , , - laminární (částice tekutiny se pohybují ve vrstvách, ktere se navzaJem nem1s1)
nebo - turbulentní tekutiny).
(částice
· h' , ' se pohybují napříč průřezem, dochází k prom1c avam
z hlediska uspořádání v prostoru může být proudění . • , . - jednorozměrné (proudění po křivce; používá se pro popis proudem tekutm v potrubí), - dvourozměrné (rovinné), - třírozměrné (prostorové). z hlediska rozložení rychlosti v prostoru je proudění -
rovnoměrné
(homogenní;
vyznačuje
se stejnou rychlostí v
nebo - nerovnoměrné (nehomogenní; rychlost proudění je v
různých
různých
místech)
h • ') místec ruzna .
z hlediska závislosti na čase dělíme proudění na . • - ustálené (stacionární), které je na čase nezávislé,~ ~a , . - neustálené (nestacionární), jehož parametry se mem v zav1slost1 na case. 2.1.3 Základní vztahy Základní vztahy používané pří řešení proudění tekutin vyjadřují„ fy~á~í zákony o zachování hmotnosti, hybnosti a energie. ~om~ tě~hto tří zákonu, jimž jsou věnovány další odstavce, se v nauce o prouděm aphkuJ1:
- 15 -
llE llOIE
místní střední rychlost podle průtoku [mls], čas [s].
w
- rovnice vyjadřující 2. termodynamický zákon o entropii (především k ověření možného směru termodynamických dějů při proudění), - stavové rovnice popisující termodynamický stav proudící tekutiny, - další rovnice pro výpočet ztrát při proudění, rovnice přenosu tepla, vztahy pro vlastnosti tekutin aj.
r
Pro úsek potrubí o délce L [m] rovnici integrujeme mezi vstupním (1) a výstupním (2) průřezem
2.1.3.1 Rovnice kontinuity Při
Rovnice kontinuity vyjadřuje zákon zachování hmotnosti při proudění tekutin. Pro prostorové nestacionární proudění stlačitelné tekutiny platí v nejobecnějším tvaru
ap +div(pw)=O a.
stacionárním průtoku stlačitelné tekutiny je (op/&r) =O a platí, že hmotnostní konstantní
průtok je
[kg/s] Při
stacionárním proudění nestlačitelné tekutiny je p konstantní a platí, že objemový průtok je v každém místě potrubí stejný
nebo po rozepsání operace divergence v kartézských souřadnicích
Při
nestacionárním proudění nestlačitelné tekutiny platí stejná rovnice, avšak pouze v daném okamžiku (rychlosti a objemový průtok jsou funkcí času).
Pro ustálené (stacionární) zjednoduší na
proudění
je (ap/ar)
=
O a rovnice kontinuity se 2.1.3.2 Rovnice pohybová
div(p· w}= o U nestlačitelných tekutin platí p = konst. a rovnice kontinuity pro stacionární i nestacionární nestlačitelné proudění má tvar
Podle Newtonova druhého pohybového zákona udělují síly působící na částici tekutiny této částici zrychlení. Pro ideální kapalinu (tj. nestlačitelnou a bez viskozity) uvažujeme síly hmotnostní a tlakové, jejich účinek popisuje Eulerova rovnice hydrodynamiky
awx awy aw ax ay az
. dIVW=--+--+--' =0 Pro nestacionární
dT
jednorozměrné proudění stlačitelné
proměnného průřezu
a as
dw - l -=K--·gradp
tekutiny tuhým potrubím platí rovnice kontinuity v diferenciálním tvaru
s
dw
dT K
je výsledné zrychlení částice,
vektor intenzity hmotnostních sil (např. gravitační či odstředivé zrychlení),
ap a.
-(p·S·w)+S·-=0
kde s p
kde
p
je souřadnice.měřená podél osy potrubí ve hustota tekutiny [kglm3], průřez potrubí [m2],
- 16 -
směru
toku [m],
I - grad p p
vektor intenzity tlakových sil.
- 17 -
JIOIOIE JIOIOIE
Výsledné (celkové) zrychlení částice tekutiny je dáno lokálním zrychlením, které vzniká vlivem nestacionárního rychlostního pole, a konvektivním zrychlením, způsobeným nehomogenním rychlostním polem:
kde
p w
aw _
g
dw d-=-+w·gra w dr ar Zápis Eulerovy rovnice pro
aw,
y
s směr
'aw1a-r
osy x bude
aw,
dw, = +w . +w . dr ar ax y X
aw, + w . aw, = K ay ' az
X
ezt2
_ _!_. ap p ax
Pohybová rovnice pro laminární proudění stlačitelné tekutiny s kinematickou viskozitou v je vyjádřena Navier-Stokesovou rovnicí
dw= K- --· l grad p+v· d.1vgrad w+-·gra - v dd.1vw ~ p 3 kde oproti Eulerově rovnici jsou na pravé straně navíc dva členy vyjadřující vliv viskozity (třecích sil). Pro nestlačitelné tekutiny je 4. člen na pravé straně rovnice roven nule. Zápis Navier-Stokesovy rovnice pro směr osy x bude 2
dw, =K _ _!__ap +v·(a w, + a w, + a w,)+~·i.·(aw, + dr p ax ax 2 8y 2 az 2 3 ax ax 2
je statický tlak tekutiny [Pa], hustota tekutiny [kg/m3], střední rychlost podle průtoku [mls], gravitační zrychlení [mls2], převýšení nad vztažnou vodorovnou rovinou [m], souřadnice měřená podél osy potrubí ve směru toku [m], čas [s], lokální zrychlení [mls2], tzv. ztrátová energie, přesněji energie disipovaná v teplo [J/kg].
P
2
X
aw, + aw,) ay az
Pro turbulentní proudění je třeba Navierovu-Stokesovu rovníci dále rozšířit o tzv. Reynoldsova turbulentní napětí, kterými je popsán vliv fluktuací rychlostního pole. Bernoulliovu rovníci můžeme odvodit z 2. Newtonova pohybového zákona. Lze ji také chápat jako vyjádření zákona zachování měrné mechanícké energie [J/kg] ve formě tlakové (p/p ), kinetické (w2/2) a polohové (gy).
Bernoulliova rovnice pro stacionární proudění nestlačitelné tekutiny (p = konst.) má tvar
w2 p w2 P _!_+-' +g·y =--1..+_2 +g·y +e p 2 I p 2 2 z12 Všechny členy rovnice mají rozměr měrné energie [J/kg = m 2/s 2].Vynásobením hustotou p získáme Bemoulliovu rovnici v rozměru tlaku [Pa]
p·w(
kde
p
p.w2!2 p.g.y ~zl2
je statický tlak, kinetický tlak (u nestlačitelných tekutin= tlak dynamický), polohový tlak, celková tlaková ztráta mezi průřezem ( 1) a (2 ).
Součet statického a kinetického tlaku je u nestlačitelných tekutin roven celkovému tlaku. Z rozdílu celkového Pc [Pa] a statického tlaku p [Pa] lze pak přímo určit rychlost proudění tekutiny o hustotě p [kg/m3]
W=
Pro nestacionární proudění stlačitelné vazké tekutiny mezi vstupním (1) a výstupním (2) průřezem, jejichž vzdálenost měřená podél osy potrubí je L [m], platí
p·w;
P1 +--+p·g·y1 =P2 +--+p·g·y2 +~.12 2 2
2.1.3.3
~2·(p~ -
Věta
p)
[mls]
o změně hybnosti
Při stacionárním proudění tekutiny potrubím je rozdíl toku hybnosti na vstupu do kontrolní oblasti a výstupu z ní roven výslednici vnějších sil působících na tekutinu v kontrolní oblasti
- 18 -
- 19 -
llOOE
)10101(
kde
h w
q
kde tok hybnosti je definován jako hmotnostního toku
součin
vektoru místní rychlosti a
iI=m·w
Irech
2.2 Tlakové ztráty
Při
uvažování tlakových a třecích sil lze větu o změně hybnosti použít ke stanovení silových účinků na potrubí při dělení a slévání proudu, na potrubní tvarovky apod.
2.2.1 Tlaková ztráta třením Při proudění
2
dp A. w -=-·-·p
Zákon zachování energie pro proudící tekutinu můžeme vyjádřit I. termodynamickým zákonem pro otevřenou soustavu ve zjednodušené formě. Rychlost akumulace energie tekutiny v kontrolní oblasti (KO) odpovídá bilanci energetických toků způsobených jak prouděním tekutiny (rh · e), tak i sdílením tepla a technické práce mezi tekutinou v KO a okolím: [W]
oE 01'
Q
P,
tekutin dochází na délce potrubí dl k tlakovému úbytku dp a platí
tedy vztah:
2.1.3.4 Rovnice energie
kde
je měrná entalpie tekutiny [J/kg], rychlost proudění tekutiny [mls], měrné teplo [J/kg], měrná technická práce [J/kg].
kde
[Palm]
dl
d
A.
- součinitel tření (-) - střední rychlost v průřezu úseku (mls) - vnitřní průměr potrubí (m) - hustota vody (kg/m3) - při výpočtu celé otopné soustavy se pracuje s hustotou odpovídající střední teplotě vody v soustavě tm.
w d
p
2
'
Pro nestlačitelné tekutiny platí:
je rychlost akumulace energie v KO, tok energie vstupující do KO (j = 1), vystupující z KO (j = 2) , tepelný výkon přiváděný do KO, technický výkon přiváděný do KO (např. čerpadlem).
Energie E [J] nebo její měrná hodnota e [J/kg] zahrnují kinetickou a potenciální energii tekutiny.
vnitřní,
tlakovou,
Při stacionárním jednorozměrném proudění jsou hmotnostní toky na vstupu a výstupu stejné, rh 1 = rh 2 , a člen fJE/ik je roven nule. Energetickou rovnici proudící tekutiny můžeme pak upravit do tvaru
kde
R
- tlaková ztráta třením jednoho metru přímé části úseku, kterou nazýváme měrnou tlakovou ztrátou či tlakovým spádem (Palm). - délka počítaného úseku potrubí (m)
Problematické může někdy být určení součinitele tření A., jehož 7.ávislost na Re a d/lc znázorňuje obr. 2-1. Součinitel A. je funkcí pěti proměnných: průměru potrubí d, rychlosti proudění w, hustoty p, absolutní povrchové drsnosti k a dynamické viskozity T/·
A.= f(d, w,p,k,q)
2
dw dh + - = oq +o/tech 2
[J/kg]
- 20-
-21-
*** Budeme - li aplikovat teorii podobnosti, zavedeme Reynoldsovo kritérium (číslo) Re a relativní drsnost k/d (či rel. hladkost dlk), čímž se závislost zjednoduší na
Tlakový spád potřebujeme mnohdy vyjádřit spíše v závislosti na hmotnostním průtoku
m
2=/(Re,!), d kde
= _lL,
[kg/s]
c·ót
u
- přenášený tepelný výkon (W) - měrná tepelná kapacita (J/k:g.K) - jmenovitý teplotní rozdíl (K).
Q c
kde
Re = w · d = w · d · p
"
ót
Součinitel 2 lze určit graficky s dostatečnou přesností z diagramu na obr. 2-1, nebo početně ze vztahů uvedených na obrázku či níže. Ještě je zde otázka správné volby absolutní drsnosti k. Tato hodnota se pohybuje ve značném rozsahu a proto se v tabulkách uvádějí hodnoty tlakového spádu pro absolutní drsnost stěn ocelového potrubí k= 0,1 mm (pro vnitřní potrubní sítě), k = 0,2 mm (pro venkovní dálkové rozvody) a k= 0,5 mm (pro parní rozvody).
Pro turbulentní proudění, kdy Re kriterium nabývá hodnot 3500 a větších lze pro výpočet součinitele 2 použít vztah
12 + L~:~:
2,. = [
r
0.03
393 •
e -0,44{
ReH"'
l 3,715 2 . og-k-
Jamin6rnr
0 012 ·
proudenr
turbulcntnf proudi!nl
·!
0,010
l-l-l+l--1-+ll--HH-H:I·
'--1-
l
~
d,
o.
Pro přechodovou oblast, kdy 2300 < Re < 3500 lze pro výpočet součinitele 2 použít vztah 64 - - . (3500-Re)+ 2 ·(Re- 2300) tu 2300 2.=.=.:=__ _ _ _ _~---pr 1200 Ztrátu třením pro úsek potrubí získáme:
'
06 6
IJ io>
2
iz:12
3 "
X 10'--l--)C
G
•
io
z
3
„
G ' ro!o
2
fO,--l--x 104~--)C RcynoldJovo flslo 9• -
!I • I IO'
to•---'--)(
l "
z
3
„ •. •
4_j8
10•
1
·X 10 -
Obr. 2-1 Závislost součinitele tření 2 na Re a dlk
Za rychlost w pro určitý hmotnostní průtok látky m dosadíme m
w=----
n·d2 p·-4-
a získáme vztah pro tlakový spád R v závislosti na hmotnostním průtoku. kde
Ap, P2 Pi
- tlaková ztráta třením (Pa) - tlak na začátku úseku potrubí (Pa) - tlak na konci úseku potrubí (Pa)
- 22 -
- 23 -
081Lt·m 2 R=-'--p·ds
v
Při výpočtu potrubní sítě bychom neměli zapomínat na vliv jednotlivých veličin na tlakovou ztrátu. Tlaková ztráta se mění s druhou mocninou hmotnostního
průtoku (m
s pátou mocninou vnitřního průměru (ď), nepatrně s teplotou vody a nezanedbatelně s drsností trubek k. 2 ),
Tlakový spád R, resp. měrnou tlakovou ztrátu (Palm) pro turbulentní proudění v trubce (Re > 3500) lze vyjádřit
R= 62,544. P.
2,393
v: . d,
V p
d; k
v
. e -3.o5Uf.
0,25 + 0,938 . (log-+, d; O57)2 { lo g 354-·V -} [
1 f"
je objemový průtok (l/h) hustota (kg/m3) vnitřní průměr potrubí (mm) absolutní drsnost potrubí (mm) kinematická viskozita (mm2/s)
0,25
d; [ (logd' +0,57)2 k
Pro objemový průtok dosazovaný v lis nabývá vztah podoby R= 233·105. p·va .v-1,815 ·d~5,01. k+0,128 ( 0,178 ) I
Byla definována tlaková ztráta třením, kterou nyní modifikujme a vyjádřeme v závislosti na objemovém průtoku V. Do základního vztahu tedy dosadíme za rychlost proudění
I
0,938
+
.
{ log354·V v·d,
}
u~ ·e
-3.os{:.;,
f"
l
V
je objemový průtok (l/h) hustota (kg/m3) vnitřní průměr potrubí (mm) - 24-
fí2
·d5
jestliže bude konstantní součinitel tření 2, bude konstantní i první část vztahu, kterou označíme jako C a nazveme ji měrným hydraulickým odporem či prostě C - hodnotou. 1·8· p C =A·-' „2.ds V potrubních sítích však dochází ke změně rychlosti w a tudíž i A. Tuto změnu musíme nějakým způsobem zohlednit. Podle Koppa lze tuto skutečnost zohlednit mocninnou funkcí a C nechat konstantní. Obecně pak nabude vztah podoby
/lp, R= 5. p. Va. vl,87S. d.-s.01 ·(k+ 0,128)0,362 I 0,178
p d;
0,362
l ·8· p 2 llp =A·--·V
Měrnou tlakovou ztrátu R (Palm) pro turbulentní proudění v trubce (Re> 3500), absolutní drsnost k< 1 a kinematickou viskozitu mezi 0,1a10 mm2/s lze vyjádřit empirickým vztahem
kde
0,06 · (1- log v)
a dostaneme
Pro objemový průtok dosazovaný v lis nabývá vztah podoby
5 V2 R = 8106 . 10 ·p·5·
a = 0,4 · d;-0·18 -
V 4·V w = - = - -2 S 7í·d
V·~
k
kde
absolutní drsnost potrubí (mm) kinematická viskozita (mm2/s), přičemž exponent a je dán
k
= c, . vm'
kde m '1'2
Hodnoty hydraulického exponentu m jsou uvedeny v tab. 2-1. Jeho střední hodnota pro ocelové potrubí je m = 1,9 a pro měděné m = 1,8. Hodnota C je rovněž tak definována přes tlakovou ztrátu
- 25 -
llp R·/ C=-=1 V'" V'"
m=
Pro přímé potrubí dlouhé jeden metr platí
C, =l·C,,, m=
8·p =A.. - 2- 5 1[ ·d
3
1
[Pa/(m .s" .m), resp. Pa/(m3.h- 1.m)]
Hodnotu hydraulického odporu pro jeden metr přímého potrubí můžeme odečíst z tab. 2-2, přičemž neocenitelnou výhodou je, že C,, 1 je pro příslušný průměr potrubí konstantou. Tab. 2-1 Hydrau/idcý exponent m přímého potrubí 3,0 1,966 1,964 1,961
-
2,0 1,953 1,949 1,951 1,947
-
-
-
1,829 1,783
-
1,5
-
-
-
-
1,827 1,802 1,810 1,787
1,0 1,933 1,920 1,923 1,919 1,918 1,910 1,910 1,792 1,762 1,790 1,771
log v;
- log V2
_
-
log R, -/ - logR2 ·I log v;
- log V2
a pro délku potrubí jeden metr
kde
c,,,
logllp, - logllp 2
0,5
0,2
-
-
1,896 1,880 1,879 1,870 1,868 1,861 1,822 1,811 1,720 1,766
-
1,829 1,804 1,800
1,801 1,738 1,779
Rychlost w fm/sl DN300 DN 100 DN65 Ocelové 1 1/2" trubky l" 1/2" 3/8" 54x2 28 X 1,2 Měděné 18 X 1 trubky 10 X 1
logR1 - logR 2 log v;
- log v2 3
2.2.3 Tlakové ztráty místními (vřazenými) odpory Kromě hydraulických ztrát třením v potrubí vznikají rovněž tzv. ztráty v místních odporech (armatury, ohyby, shybky, obchozy, přechody a pod.), které jsou určeny vztahem:
2.2.2 Určení hydraulického exponentu Mějme potrubí s hydraulickým odporem C a průtokem tlakové ztráty při obou průtocích budou
Vi a následně Vi. Pak kde
llp, = c. v;'" llp 2
= C·Vi'"
Podělením obou rovnic a logaritmováním spolu s vyjádřením m získáváme vztah
- 26 -
I
Tab. 2-2 Hodnota C, 1 pro přímé potrubí vztažená na I m v Pa/(m .h- .m) Ocelové potrubí Potrubí potrubí Potrubí C11 C11 C11 3,26. 10-j DN200 DN40 9,93 3/8" 5560 1,023. 10·3 2,97 DN250 DN50 1/2" 1590 0,808 DN300 4,04. 104 314" 349 DN65 DN350 2,48. 104 l" DN80 0,357 108 0,094 DN400 1,26. 104 DN 100 1 1/4" 26,9 6,8. 10·5 DN450 DN 125 0,033 1 1/2" 12,4 12,6. 10·3 3,94. 10·5 DN500 DN 150 Měděné potrubí 16,2 42 X 1,5 22 X 1,2 445 32 170 10 x 1 I 44x2 14,3 122,7 11 190 28 X 1,2 12 x 1 I 4,9 54x2 35 X 1,5 41,9 15 X 1 3 208 I 18 x 1 1 184
p
- tlaková ztráta místními odpory (Pa) - příslušný součinitel místního odporu (-) - počet místních odporů v úseku (-) - střední rychlost proudění v průřezu úseku (mls) - hustota vody (kg/m3).
- 27 -
llE llE llE
Tlaková ztráta místními odpory se ve výpočetní praxi označuje Z a je rovněž tabulkově zpracována. Dosadíme - li do základní rovnice vztah definující rychlost vzhledem k průtoku získáme opět závislost na hmotnostním průtoku.
Ap„ =Z
An =CI .vm +Cm ·V'"
l..J/:'c
=(Ct +Cm )·V'"
=C·Vm
Tab. 2-3 Hodnota Cm I oro místní odpory vztažená na Ocelové ootrubí Potrubí Potrubí Cm1 3/8" 2490 1 1/2" 19,9 112" 927,6 DN40 17,6 3/4" 279,3 DN50 6,89 l" 111, 1 DN65 2,49 1 1/4" 1,31 36,6 DN80 Měděné potrubí 10 X 1 14930 22 X 1,2 414 6116 28 X 1,2 142 12 X 1 I 2 142 15 X l 35 X 1,5 58,3 933 I 18 X 1
c....
i=l
p·ď
Vyjádříme - li opět tlakovou ztrátu místními odpory přes objemový průtok V, můžeme, stejně tak jako v předchozí části, vyjádřit hydraulický odpor pro místní
ztráty Cm.
V obecném tvaru pak tento vztah nabývá podoby
Pokud budeme opět vztahovat C hodnotu na jedné dostaneme
součinitel
místního odporu roven
8·p
cm =;-cm,! =;·--i--d4 1í •
e= I v
Pa/(m3h" 1)
Potrubí DNIOO DN 125 DN 150 DN200 DN250
0,462 0,202 0,094 0,033 0,0132
42 X 1,5 44x2 54x2
26,4 23,9 9,8
Cm1
2.2.5 Vztah mezi jmenovitým průtokem kv a měrným hydraulickým odporem C Připomeňme si, že kv - hodnota je jmenovitý průtok armaturou v m3lb při 5 maximálním otevření H 100 armatury a tlakové ztrátě !!po= 10 Pa. Stejně tak by šlo tuto definici aplikovat na potrubní síť.
Tyto hodnoty jsou uvedeny pro příslušné průměry trubek v tab. 2-3.
2.2.4 Celková tlaková ztráta
kde průtok V je v m3/h !
Celková tlaková ztráta úseku je součtem tlakových ztrát třením a místními odpory v úseku a celková tlaková ztráta okruhu je součtem celkových ztrát
Z definičního vztahu si vyjádřeme !!p a sepišme pod takto získaný vztah ještě vzorec pro tlakovou ztrátu, vyjádřený přes C hodnotu.
úseků.
v2
An=lOs,_ '-'I'
k2y
!!p = C·V 2
Porovnáme - li oba vztahy, získáme závislost mezi kv hodnotou a C hodnotou (viz tab. 2-4) Celková tlaková ztráta vyjádřená přes C hodnoty je
- 28 -
- 29-
)I( )I( )I(
10 5 C=-
k2v
Tab. 2-4 Pře kv m3/h 0,5 l 2 3 4 5 6 8
očet
kv hodno na C hodnotu c kv m3/h Pal m 3h- 1 Pal m3h" 1 l 000 10 400 000 444 15 100 000 250 20 25000 160 25 11 110 111 30 6 250 62,5 40 4000 40 50 2 780 l 560
c
kv m3/h 100 150 200 300 400 500 1000
c
Pal m3h" 1 10 4,4 2,5 1, 11 0,625 0.4 0,1
r
I,
l
I
Obr. 2-2 Schéma k sériovému řazení potrubní sítě. f).p
c,
2.2.6 Části potrubních úseků za sebou - sériové řazení Mějme dva úseky potrubní sítě (viz obr. 2-2) se stejným průtokem. Pro obr. 2-2 musí platit, že celková tlaková ztráta je dána součtem ztrát v úsecích l a 2.
Obr. 2-3 Skládání charakteristik potrubní sítě při sériovém řazení. Rovněž
tak pro část potrubní
sítě označenou jako
I platí
2.2.7 Části potrubních úseků vedle sebe - paralelní řazení Mějme dva úseky vedle sebe (viz obr. 2-4) se stejnou tlakovou ztrátou, neboť od bodu A do bodu B v obou větvích se průtoky upraví tak, že tlaková ztráta obou větví bude shodná. V tomto případě se budou sčítat průtoky a musí tedy
a pro část označenou jako 2
pro nestlačitelnou tekutinu platit
= !!.p 2 = !!.p Ve= Vi + V2
!!.p, Aniž bychom se dopustili chyby můžeme při shodném materiálu potrubí psát
Průtoky ze základního vztahu jsou dány takto
Výsledný vztah pro tlakovou ztrátu při proudění nestlačitelné tekutiny pak bude
kde je obecně
- 30-
- 31 -
Jestliže dosadíme do základní rovnice pro platit
průtoky,
bude pro paralelní
průtoky
2.2.8 Hydraulický exponent sítě jako celku
Uvažujeme - li že u tlakové ztráty místními odpory není součinitel místního odporu funkci Re čísla, pak bude hydraulický exponent nabývat hodnotu m = 2. Pro přimé potrubí bylo již uvedeno, že u ocelových trubek je střední hodnotou 1,9 a u měděných 1,8. Pro celou potrubní síť označme hydraulický exponent jako z a ten se musí tedy pohybovat mezi hodnotou 1,9 a 2 pro ocelové trubky a hodnotou 1,8 a 2 pro trubky měděné. Pro celkovou tlakovou ztrátu bude tedy platit
Celková tlaková ztráta je tedy dána následujícím vztahem. Ten však sebou nese nepřesnost způsobenou hydraulickým exponentem, který byl uvažován roven dvěma. Ve vztahu respektující správný exponent by se vyskytovaly jiné než druhé odmocniny a jeho tvar by byl rovněž jiný než má následující rovnice.
a hydraulický exponent z lze vyjádřit takto
z= ln[a. V + (1-a)· vm] 2
ln V Ve vztahu je m hydraulický exponent pro přímé potrubí a a je podíl místních vztažený na celou síť. Pro střední exponent m = 1,8 (pro měděné potrubí) a m = 1,9 (pro ocelové potrubí) přímého kusu potrubí lze odečíst celkový hydraulický exponent z pro úplnou síť z tab. 2-5, kde je zohledněn i odporů
v.
8
A
průtok.
Tab. 2-5 Hydraulický exponent z pro síť v závislosti na podílu místních odporů a ' oruto o ku v. a ob'Jiemovem Pro ocelové a v ím3/hl Obr. 2-4 Schéma k paralelnímu řazení potrubní sítě.
potrubí se hodnotou m= 1,9
střední
c.
I
Ap= konstant.
Pro měděné potrubí se střední hodnotou m= 1,8
~
Obr. 2-5 Skládání charakteristik potrubní sítě při paralelním řazení.
- 32-
o.o 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 a 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
0,1 1,900 1,918 1,937 1,957 1,978 2,000
1 10 1,900 1,900 1,920 1,922 1,940 1,943 1,963 1,960 1,980 1,982 2,000 2,000 V fm3/hl 10 1 1,800 1,800 1,840 1,848 1,880 1,891 1,921 1,931 1,961 1,967 2,000 2,000
o1 1,800 1,833 1,869 1,909 1,952 2,000 - 33 -
100 1,900 1,924 1,946 1,965 1,983 2,000 100 1,800 1,857 1,903 1,940 1,972 2,000
V ~n~ha p~aktický<:h případech jsou do sítě zařazeny regulační armatury. Při ~en~ zdvihu ;entilu, či obecně při změně nastavení, se rovněž mění podíl m1St~1ch odporu a . Tak se také mění s každou změnou zdvihu ventilu exponent z, coz hy VJ?adlo nadm~rn~ pož~davky na stálé přepočty. Tomu se lze vyhnout, pokud., res1me hydrauhcke pozadavky graficky s využitím charakteristik, jak ukazuji _obr. 2-3 a 2-5. Neocenitelnou pomůckou je tato metoda při určování praco~mho bodu čerpadla u již provozované sítě, zvláště pak u kotlových okruhu.
- Apé H č-
p·g
kde
Hč .1pč
Y p
g
g
[m]
'
dopravní výška čerpadla [m] dopravní tlak čerpadla [Pa] měrná energie čerpadla [J/kg] hustota dopravované kapaliny [kg/m3] tíhové zrychlení [m/s2].
- potrubní síť pracuje vždy s pracovním bodem určeným charakteristiky čerpadla a charakteristiky potrubní sítě. Tento pracovní bod by měl odpovídat požadovanému průtoku soustavou (zásobovanou větví) a tlakové ztrátě hlavní (zásobované) větve potrubní sítě. Soustava
2.3 Charakteristika potrubní sítě a čerpadla
_.!'._ -
čerpadlo
průsečíkem křivek
Obecný trend vede k úsporám elektrické energie tak, aby se redukovaly emise C02 a šetřili jsme provozní náklady. Tudíž platí i pro otopné soustavy neboť v Evrop~ se spotřebují až 4% vyrobeného proudu pouze oběhovými 'čerpadly otopnyc~. soustav. Je~a p~lovina připadá pouze na čerpadla s výkonem pod 150 W, kteraJsou osazovana U Jedno a dvou generačních domů.
Obr. 2-6 Charakteristika čerpadla, charakteristika potrubní sítě a pracovní bod
Charakteristika potrubní sítě představuje závislost tlakové ztráty na průtoku sítí.
2.4 Volba
Obecně je tato závislost dána exponenciální funkcí
.1p
c v n
tlaková ztráta sítě konstanta charakteristiky sítě (měrný hydraulický odpor) objemový průtok exponent v rozmezí 1,8 až 2,0
Pro technickou praxi se používá charakteristika potrubní sítě, která je definována parabolou (n = 2) vycházející z počátku (obr. 2-6). Charakteristika čerpadla je závislost dopravního tlaku (resp. dopravní výšky nebo měrné energie) čerpadla na průtoku. Charakteristiku čerpadla udává výrobce, který je povinen nechat zjistit tuto charakteristiku pro každý typ čerpadla u autorizované osoby. Měrná energie Y se ve vytápění nepoužívá a přednost se dává dopravní výšce čerpadla Hé či dopravnímu tlaku čerpadla .1pé. Vztah mezi jednotlivými veličinami určuje
Obecně se volí oběhová čerpadla příliš velká. Důvody, které k tomu mnohdy vedou jsou několikanásobně respektovaná přirážka pro přetížení, obava, že jednotlivé větve otopné soustavy jsou podzásobeny, nebo představa, že větší čerpadla zajišťují spolehlivější provoz.
.-·/
Ap= C·V", kde
oběhového čerpadla
následující vzorec
- 34-
Předimenzování čerpadla vede pak často k nutnosti použití přepouštěcího či škrtícího ventilu, kde se však vždy energie promarní. Předimenzování čerpadla se může zabránit pečlivým výpočtem potrubní sítě otopné soustavy a to jak u otopné soustavy velké či u soustavy pro jednogenerační dům. To lze uskutečnit u soustav nových, ale rovněž u soustav stávajících, kde dochází k výměně čerpadla. Předpokladem však je, aby otopná soustava byla v odpovídajícím technickém stavu a v každém případě byla soustava hydraulicky vyvážena.
K určení dopravního tlaku čerpadla a k určení průměrů potrubí se pouz1va několik metod. Pokud vybíráme čerpadlo podle výkonu motoru čerpadla, měli bychom volit výkon o 1O až 20 % větší než vypočtený podle následujícího vztahu. Touto volbou předejdeme přetížení motoru.
-35-
čerpadlo
1'/
1'/
P - jmenovitý výkon čerpadla [W] L1p - dopravní tlak čerpadla [Pa] 3 p - hustota teplonosné látky [kg/m ] 2 g - tíhové zrychlení [rn/s ] 3 V - dopravní množství čerpadla [m /s] H - dopravní výška čerpadla [m] 1'/ - účinnost čerpadla [-] Vždy lepší volba čerpadla, zajišťující optimální provozování otopné soustavy je volba podle pracovního bodu. Ten je určen požadovaným průtokem soustavou (zásobovanou větví) a tlakovou ztrátou hlavní (zásobované) větve potrubní sítě.
oběhového čerpadla
mělo
být zvoleno tak, aby pracovní bod ležel na jeho Pokud se pracovní bod nachází mezi charakteristikami čerpadel, je možné voht menší čerpadlo, tedy čerpadlo s nižší charakteristikou s tím, že zmenšení průtoku by nemělo přesáhnout 15 % průtoku jmenovitého.
kde
2.5 Volba
by
charakteristic~.
P=p·g·V·H =f:i.p·V
na základě pracovního bodu
Popíšeme-li otopnou soustavu graficky, tj. zakreslíme-li v souřadném systému charakteristiku potrubní sítě a charakteristiku čerpadla, je jejich průsečík (společný bod) pracovním bodem soustavy.
u otopných soustav s nuceným oběhem vody nezajišťuje proudění vody v okruhu pouze účinný tlak, nýbrž především dopravní tlak čerpadla. Rovnice hydrauliky okruhu nabývá tedy tvaru:
kde
Llpp - účinný tlak okruhu [Pa] Llpc - dopravní tlak oběhového čerpadla [Pa] Llpzo - celková tlaková ztráta okruhu [Pa]
Jestliže je dopravní tlak čerpadla několikanásobně větší než tlak vyvolaný přirozeným oběhem, uvažuje se ve výpočtech kvůli zjednodušení jen tlak čerpadla. Tento případ nastává u soustav v nízkých rozlehlých budovách, kde je velikost účinného tlaku, daného ve svém vztahu výškou a rozdílem hustot, zanedbatelná. f:i.p C
Pro volbu správného čerpadla je nutná znalost dopravního množství V a dopravního tlaku Lipé (dopravní výšky Hč, měrné energie Y) čerpadla, tedy hlavní (či zásobovaní) větve otopné soustavy. Tyto hodnoty vycházejí z výpočtu tepelných ztrát a výpočtu potrubní sítě. Potřebné dopravní množství čerpadla V určíme z celkové tepelné ztráty (potřebného přenášeného tepelného výkonu) a projektovaného teplotního spádu,
= f:i.p
ZO
U výškových objektů dosahuje tlak vyvolaný samotíží vysokých hodnot. Je však vlivem proměnných teplot teplonosné látky během otopného období nestálý. Jelikož teploty vody přívodní a vratné dosahují jmenovitých hodnot jen výjimečně uvažuje se účinný tlak z 50 až 75 %, s přihlédnutím k výšce vytápěného objektu.
tedy rozdílu teploty přívodní a vratné vody: ~tavní rozdíl výpočtů nuceného a přirozeného oběhu spočívá ve skutečnosti, že dispoziční tlak každého okruhu přirozeného oběhu je předem určen výškou
V=~ p.c.l'lt
kde
V
Q p c llt
- objemový průtok; dopravní množství [m /s] - přenášený tepelný výkon [W] - hustota [kg/m3] - měrná tepelná kapacita [J/kg.K] - rozdíl teplot [K] 3
- 36 -
ochlazovacích míst, kdežto u nuceného oběhu se musí tento tlak, tedy dopravní tlak čerpadla určit. Je zřejmé, že pokud se bude jednat o nástřešní kotelnu, tj. ochlazovací místa budou pod zdrojem tepla, bude se účinný tlak místo přičítat odečítat.
Použijeme - li čerpadla s vysokým dopravním tlakem, tak dosáhneme vysokých rychlostí proudění a malých průměrů potrubí, což sebou nese menší investiční náklady. Při volbě většího průměru potrubí jsou investiční náklady větší, leč provozní náklady čerpadla s nižším dopravním tlakem jsou menší. Mezi těmito
-37-
llOIOIE
extrémy leží jakési optimum, podle kterého se volí ekonomická rychlost, proudění vody v potrubí či ekonomická měrná tlaková ztráta a následně' dostáváme i optimální průměr potrubí. Ekonomická je taková rychlost proudění, při které dosáhne součet investičních a provozních nákladů nejnižší hodnoty. Protiproudé otopné soustavy s vysokým dopravním tlakem čerpadla vyžadují v'. úsecích blízkých čerpadlu přesný výpočet dimenzí či výrazné škrceni prostřednictvím armatur. Voda dosahuje vysoké rychlosti proudění, kterým odpovídají i příslušné hlukové projevy. Tuto nevýhodu odstraňuje souproudé (Tichelmannovo) zapojení. U souproudé potrubní sítě je součet délek všeho přívodního a zpětného potrubí ke každému odběrnému místu přibližně stejný. Vzhledem k větší spotřebě materiálu je takováto potrubní síť nákladnější, avšak většinou se u ní nevyskytují problémy s hlukem, s regulací, tedy s více nastavitelnými stupni otáček je rozhodující maximální křivka. Na ní pracuje čerpadlo s maximální účinností (obr2-7). ' I správně I I špatně I Obr. 2-7 Volba H H charakteristiky čerpadla.
Počet dní 1 rok=
[
270=
~o
U elektronicky regulovaných by měl vrchol charakteristiky být blízko pracovního napočítaného v v bodu. Jako vrchol charakteristiky lze označit přechod z regulované do neregulované oblasti charakteristiky (obr. 2-8). Obr, 2-8 Volba charakteristiky čerpadla s elektronickou regulaá
H
i správně I H
------ \('-....,
I špatně I
----
....
Hv
Vv
Hv
v
v
Vv
........,,
-Gl
c:
!
100 27 dnll
----- ---o
I
20
'" ~----
' ""' ----
eo
~-
----
80 výkon[%] Maximální
tepelhý výkon
Obr, 2-9 Výkonové zatížení otopné soustavy během otopného období, Při částečném výkonu kvantitativně regulovaných soustav potřebujeme menší dopravované množství k zajištění dopravy tepla ke spotřebiči (obr. 2-10). Jmenovitý výkon čerpadla zajišťuje dodávku stále stejného množství. Neregulovaná čerpadla reagují však v dílčím provozu s přebytkem dopravní výšky. Naproti tomu u regulovaných čerpadel dochází zpětně k samočinné změně otáček na požadovanou úroveň. Dopravní tlak a spotřeba energie klesají (obr. 2-11 ). Zároveň se redukuje přebytečný dopravní tlak čerpadla a hluk, který se vyskytuje u TRV. H
',
---
-
200
Při výběru čerpadla
čerpadel
Pouze v 27 dnech ('"'10% otopného obdobl) je vytápěni prollOZOVáno na maximální výkon (90-100%)
365dnll
Charakteristika potrubní sítě pl'i čéstečném výkonu
Charakteristika potrubní sítě pl'i maxlmélnlm výkonu
',
'
' v
2.6 Regulace čerpadel Při dimenzování čerpadel je důležité výkonové zatížení otopné soustavy. Za reálného provozu se plného zatížení dosahuje pouze zřídka, vzhledem ke klesající venkovní teplotě, tepelným ziskům z oslunění a dalším tepelným ziskům, stejně jako z důvodů regulačních zásahů na ventilech pracuje otopná soustava až z 90 % otopného období s částečným výkonem (obr. 2-9).
- 38 -
v Obr, 2-10 Změna charakteristiky potrubní sítě při částečném zatížení soustavy.
-39-
H
Charakteristika potrubnl sftě pll částečném výkonu
Charakteristika potrubní sltě pri maximálnlm výkonu
H [m)
Charakteristika potrubní pll částečném výkonu
sltě
Charakteristika potrubnl pll maximálnlm výkonu
sltě
I
10t---411M-=:::::::=-~~~~~~~~~~~-+~~
1 1
2
14
I I
v
I I I
Obr. 2-11 Čerpadla s regulací a bez regulace při částečném zatížení soustavy. PBl - pracovní bod při částečném výkonovém zatížení soustavy PB2 - pracovní bod při plném výkonovém zatížení soustavy
Podle provozního bodu a typu čerpadla lze s elektronicky regulovaným čerpadlem ušetřit až 50 % energie a to v porovnání s čerpadlem, které nemá elektronickou regulaci (obr. 2-12). Výsledky získané měřením na reálných·. zařízeních s měnícím se proudem ukazují, že tuto úsporu lze dosáhnout pouze i tehdy, když : · - otopná soustava je hydraulicky vyvážena - oběhové čerpadlo s regulací je exaktně navrženo (podle vypočítané tlakové ztráty potrubní sítě) - a je správně nastavena hodnota tlakové diference V mnoha praktických případech nelze dosáhnout úsporu proudu s kterou se teoreticky počítá, neboť zařízení není správně dimenzováno a velká čerpadla pracují s neúměrně předimenzovanými jmenovitými hodnotami.
-40 -
V [m 3/h)
2
14
Obr. 2-12 Příklad příkonu čerpadel s regulací a bez regulace čerpadla.
Elektronika nenahradí odpovědné projektování a uvedení do provozu čerpadel s regulací. To vše spadá do odpovědnosti projektanta a prováděcí firmy, a to jak u nových zařízení, tak i u rekonstrukcí zařízení starších. ~ velkých otopných soustav lze použít zdvojených elektronicky řízených cerpadel. Ta mají v jedné spirální skříni osazeny dva kompletní inteligentní ~ohony. Při nízké potřebě tepla pracuje samostatně pouze jeden řízený pohon cerpadla a při vysoké až jmenovité potřebě tepla pracují oba pohony paralelně. Vždy je však jeden z pohonů řídící a jeden řízený, přičemž se po stanovených P~?vozních dobách střídají tak, aby jejich provozní doby byly za otopné období pnbližně stejné.
-41-
1400
.#
~-'·
_ použití výhodné při provozu s převážně maximálním provozním zatížením _ vhodné pro použití s krátkou dobou pr?v?zu - vhodné u čerpadel s plochou charaktenst1kou , . . Nevýhody regulace škrcením: - příliš vysoký nárůst dopra~í~o ~aku ~~~ych charaktenstik - špatná účinnost čerpadla při dilč1m zat1zem _ nepatrná úspora výkonu při dílčím zatížení . , , nutnost použít škrtící armaturu, která je více mechamcky namáhana ~nebezpečí vzniku hluku (při zvýšení dopravního tlaku hlavně u TRV) Charakteristika porubní sítě (s nárostem tlakových ztrát)
Charakteristika H [%} čerpadla
I
1IO
140
o
5
10
15
20
25
30
VlnMtJ Obr. 2-13 Připojení řízeného pohonu v okamžiku dosažení optimální účinnosti ; řídícího pohonu Nárůst čerpacího výkonu je velmi plynulý a nedochází k tlakovým rázům
v soustavě.V porovnání s jednoduchým čerpadlem se provozní náklady redukují 050 až70%
I I
120
100
Charakteristika ~ni sftě (plny provoz)
pl'ebytek dopravnl výšky
I
IO
I
IO
I
40
-- -/ -- /_ --- ---
20
2.6.1 Změna dopravního množství škrcením
Bt~krcenl
o ZO
40
IO
80
100
120
v[%}
Pwl%1 Úmyslným zvětšováním hydraulického odporu prostřednictvím škrtící armatury měníme strmost charakteristiky potrubní sítě. Při konstantních otáčkách čerpadla se pak pracovní bod posouvá po charakteristice čerpadla k menším hodnotám dopravního množství. Čerpadlo pracuje s vyšším dopravním tlakem, než by pro zařízení bylo potřebné. Tento přebytečný tlak se pak musí spotřebovat na škrtících a regulačních armaturách v otopné soustavě.
120 100
-
IO IO
40 20
Obr. 2-14 Schéma škrcení.
o Výhody regulace škrcením: - malé náklady na regulační zařízení
20
40
IO
80
100
Obr. 2-15 Dopravní a výkonová charakteristika čerpadla.
-42 -
-43-
120
v
[%]
Charakteristika porubní sftě (s nénlstem Uakových ztrát)
2.6.2 Regulace dopravního množství obtokem Potrubí obtoku je vedeno paralelně s čerpadlem. Dopravované množství čerpadlem se rozdělí na množství protékající dále do otopné soustavy a na množství protékající obtokem zpět před sací hrdlo čerpadla. Množství potřebné pro otopnou soustavu lze měnit změnou průtoku přes obtok, a to za pomoci regulačního ventilu umístěného za obtokem. Samotné čerpadlo tak pracuje stále se stejným pracovním bodem, tedy se stejným dopravním tlakem. Pracovní bod soustavy a čerpadla se však posouvá do oblasti menších průtoků, ale při stejném dopravním tlaku.
potfebný pn'Jtok
Nevýhody regulace obtokem: - vyšší pořizovací náklady - žádné snížení výkonu (příkonu) při útlumovém provozu soustavy - při útlumovém provozu soustavy stále ještě přebytek dopravního tlaku - energeticky nehospodárná regulace průtoku
I
ao
I
ao
20
Výhody regulace obtokem: - ani při částečném výkonu neroste dopravní tlak - v protikladu k regulaci škrcením zůstává dopravní tlak konstantní - smysluplné použití nachází u malých dopravních tlaků s velkým dopravním množstvím - vhodné použití tam, kde převládá plný provoz
I
120
40
Obr. 2-16 Schéma regulace obtokem.
I
140
I -----~------/
20
40
IO
IO
20
40
IO
IO
100
120
v(%]
120
Vl%]
P(%] 120
40 20
Obr. 2-17 Dopravní a \ryÍkonová charakteristika čerpadla.
2.6.3 Regulace změnou otáček Na rozdíl od ostatních druhů regulace, umožňuje čerpadlo s plynulou změnou splnit vždy požadované hodnoty průtoku a dopravního tlaku, při jim odpovídající změně výkonu. Při lineárně rostoucím dopravním množství a otáčkách se dopravní výška čerpadla mění kvadraticky. Tato skutečnost umožňuje již při relativně malé změně otáček pokrýt další pracovní oblast otáček
čerpadla.
-44-
-45-
,.. )IOIOIE
Charakteristika potrubnl sltě (s nárťlstem tlakových ztrát)
Výhody regulace změnou otáček: - zabránění vzniku přebytku tlaku - tiché spuštění čerpadla frekvenčním měničem - provoz je šetrný k mechanickým částem - redukce hydraulické odezvy - výkonově úsporný chod - nepatrné zatěžování sítě náběhovým proudem Nevýhody regulace změnou otáček: - vyšší pořizovací náklady
n • 11111%
40 20
o.o
Charakteristika · potrubní sítě
'---...----r---'--..-----.-------~·
20
40
IO
IO
100
120
v[%)
Obr. 2-19 Provoz čerpadla se změnou otáček pro různé charakteristiky potrubní sítě.
n • 1001lo
2.6.4 Regulace na konstantní dopravní tlak (llp - c)
20
40
IO
IO
100
P[%)
20
40
Dnes hojně využívaná oběhová čerpadla jsou regulována podle tlakové diference Ap. Tento způsob regulace vychází vstříc dnes nezbytnému zajištění místní regulace termostatickýrní radiátorovými ventily (TRV). Pokud TRV zavírají, zmenšuje se průtok a pracovní bod se posouvá po charakteristice čerpadla, což u neregulovaného čerpadla zapříčiní, že pracuje s vyšším dopravním tlakem. Tento zásah s největší pravděpodobností způsobí šíření hluku v soustavě. Naším požadavkem tedy je, regulovat tlakovou diferenci tak, aby dopravní tlak čerpadla zůstal pokud možno konstantní (c -constant). Elektronicky řízené čerpadlo na konstantní tlakovou diferenci Ap - c výše uvedený požadavek splní a zároveň se tak redukuje hlučnost a spotřeba elektrické energie. Nesmíme se však domnívat, že takto regulované čerpadlo splní veškeré naše požadavky při použití TRV, a že již není třeba použít regulátory tlakové diference či regulátory průtoku nebo přepouštěcí ventily. Pravý opak je pravdou, neboť regulované čerpadlo pouze optimálně usnadní práci těmto regulačním armaturám.
IO
Obr. 2-18 Dopravní a výkonová charakteristika čerpadla.
Optimální by byla regulace na konstantní tlakovou diferenci pro neJmene pracovní bod soustavy. Takovýto požadavek je téměř nerealizovatelný,
příznivý
- 46 -
-47-
a tak je nahrazen udržováním konstantní tlakové diference na čerpadle : s regulací LIP- c (obr. 2-20) Obr. 2-20 Průběh regulace LIP- c
H
2.6.5 Regulace na variabilní dopravní tlak (llp- v)
Hs Hmln
U některých zařízení se však můžeme dostat do situace, kdy ani při · minimálních průtocích hluk v soustavě neustává. Zde je možné využít čerpadla s regulací LIP - v, kde v znamená · variabilní - proměnný (obr. 2-21). Při této regulaci klesá s rostoucí tlakovou ztrátou soustavy (uzavírání TRV) nejen průtok, ale i dopravní tlak čerpadla.• Pracovní bod se pohybuje po křivce, která je velmi podobná charakteristice · soustavy (téměř kongruentní). V ideálním případě bychom požadovali, aby charakteristika potrubní sítě a regulační křivka byly kongruentní.
v
Tato regulace čerpadla nabízí opět úsporu energie a odstranění potíží s hlukem, avšak mnohdy dochází i k výraznému podzásobení otopné soustavy teplonosnou látkou, a to především u vysokých objektů. Obr. 2-21 Průběh regulace LIP- v
V 2.6.6 Regulace podle teploty (llp - T)
Neméně důležitou regulací pro budoucnost je regulace uplatňující řízení tlakové diference v závislosti na teplotě. Teplota teplonosné látky je snímána přímo v čerpadle, což znamená, že je regulace realizována bez dodatečných snímačů, ale rovněž, že musíme umístit čerpadlo do toho potrubí, ve kterém je pro nás rozhodující teplota teplonosné látky.
*** Hs
Hs
Hs max···'·······~---············+-..,...------"'li~
.
..
'\.. :
Hs mm ········~··-·········+-~--.,/'
. '
Tmin
Tmax
Vmin Vmax
T
Obr. 2-22 Schematické zobrazení průběhu regulace čerpadla L1p - T
2.6.7 Využití fuzzy logiky k řízení čerpadel Na základě integrovaného snímání teploty a elektronického řízení čerpadla s využitím fuzzy logiky čerpadlo umožňuje optimalizovat noční útlumový provoz. Čerpadlo si ukládá do paměti denní průběh teplonosné látky a stanoví pět základních úrovní teploty s rozdělením od velmi vysoké po velmi nízkou. Během provozu porovnává základní úrovně s aktuální teplotou. Na základě porovnávání rozpozná, kdy je zdroj tepla utlumen a automaticky přechází do klidového režimu, ve kterém pracuje s cca 30 % příkonem. Dopravní množství i dopravní tlak čerpadla jsou minimalizovány, což umožní snížit či zcela potlačit šumy v soustavě a zároveň minimalizovat spotřebu elektrické energie. S uvedením zdroje tepla na běžnou provozní teplotu čerpadlo opět přechází do zvoleného regulačního režimu LIP - c nebo LIP - v. Aplikace fuzzy logiky umožňuje na které nepřiměřeně nereaguje.
čerpadlu
rozpoznat i náhodné
změny
teploty,
2. 7 Přepočtové vztahy U čerpadel se změnou otáček instalovaných v potrubní síti se základní veličiny mění ve vzájemné vazbě podle následujících afinních vztahů.
Z výše uvedeného vyplývá, že tato regulace je vhodná pro použití např. u kondenzační techniky.Čerpadlo instalujeme ve vratném potrubí ke kotli a čerpadlo reguluje průtok tak, aby bylo dosaženo optimální teploty vratné větve (obr. 2-22). Resp. čerpadlo změnou průtoku umožní co nejdelší provozní doby kotle v kondenzačním režimu.
- 48 -
v
-49-
r 2.8
Sériový a paralelní provoz čerpadel
Oběhová čerpadla
kde
V
- dopravní množství
n
- otáčky - dopravní výška - měrná energie
H Y P L1p
s plochými charakteristikami pouz1vame u sítí s malým energii Y a velkým objemovým průtokem V, kdežto oběhová čerpadla se strmými charakteristikami používáme u potrubních sítí s požadavkem na velkou měrnou energii Y.
požadavkem na
- příkon čerpadla - dopravní tlak čerpadla indexy 1 - čerpadla s otáčkami 1
- čerpadla s otáčkami 2
2 předchozích
Podle průtok
dvakrát, osmkrát.
afinních vztahů při dvojnásobném zvětšení otáček vzroste energie a moment na hřídeli čtyřikrát a příkon čerpadla
měrná
Spojením vztahů dostáváme afinní závislost hlavních parametrů při proměnných otáčkách čerpadla.
Je - li znám jeden bod na výchozí charakteristice čerpadla, např. bod A 1 při otáčkách n 1, je možno podle předchozího vztahu vypočítat afinní provozní stav daný bodem A2 při otáčkách n2• y 2
=Y.(~)2 =Y.(V2)2 ni v; • I
I
H2=H{::J =Hi[~J.
měrnou
Někdy
je výhodné zapojit dvě čerpadla v sériovém či paralelním chodu a to u větších zařizení, kde často nevystačíme s jediným pracujícím čerpadlem. Aniž si to mnohdy uvědomujeme, setkáváme se s tímto problémem u víceokruhových potrubních sítí. Příkladem je kotlový okruh a další jednotlivé spotřebitelské okruhy, oběhové čerpadlo v okruhu rozdělovačů pro vzduchotechniku a do série zapojená čerpadla jednotlivých vzduchotechnických výměníků. Pracují - li čerpadla společně, pracují s novou společnou charakteristikou. obzvláště
Je nutno vymýtit názor, že při senovém zapojení čerpadel dostáváme dvojnásobný tlak a při paralelním zapojení dvojnásobné množství. Záleží vždy na tom, v jaké oblasti charakteristiky čerpadla a potrubní sítě se nachází pracovní bod (obr. 2-23, 2-24 - umístění pracovního bodu A a B).
2.8.1 Paralelní provoz čerpadel Při paralelním provozu čerpadel se zjišťuje společná charakteristika součtem objemových průtoků V při stejné měrné energii Y dopravovaných v časové jednotce. Objemový průtok čerpadel Vp je o L1V větší, kdežto příkon P jednotlivého čerpadla je nižší (viz obr. 2-23). Při paralelním zapojení čerpadel vzniká plochá charakteristika, která je vhodná pro soustavy s malými tlakovými ztrátami a s velkým průtokem.
2.8.2 Sériový provoz čerpadel Při
sériovém provozu čerpadel získáme společnou charakteristiku součtem energií Y při stejném objemovém průtoku V. Měrná energie při společném provozu Ys je větší o L1Y a příkon P jednotlivého čerpadla je též vyšší (viz obr. 2-24). Výsledná charakteristika je strmá; vhodná pro soustavy s většími tlakovými ztrátami a s malým průtokem. měrných
Výše uvedené rovnice udávají podobnostní parabolu s vrcholem procházejícím os. Volbou výchozího provozního stavu L1]11 (či Hi. Y,), V1 se pak mění strmost této paraboly.
počátkem souřadných
- 50-
-51-
Charakteristika čerpadel
Charakteristika čerpadla
>Pracovní bod čerpadla pl'i samostatném chodu
PracOYní bod čerpadel ptl společném chodu
y,
Pracovní bod čerpadla pil samostatném chodu Pracovní bod čelpadla pft společném chodu
čerpadlo pl'i samostatném chodu
~r-.,.-..-~.-.----.~~.J---r-. . . Cerpadlo pl'i společném chodu
2Sr---t~t--+~+--++-..U--"'~
a..
H-t+-t-™e::r
Celpadlo ptl společném
chodu
čerpadlo ptl samostatném
chodu
Carpadlo pfi samostatném chodu
I
!
~
o!L
-
~
.I
„~ ~,
I
! l
„
...
Cerpadlo pl'i společném chodu
i
Cerpadlo ptl samostatném
chodu
I i
Cerpadlo pft společném
chodu
V[m~s~ Obr. 2-23 Paralelní zapojení dvou čerpadel.
V
ml.s„
Obr. 2-24 Sériové zapojení dvou čerpadel
- 52 -
-53-
2.9 Čerpadlo v obtoku kotle Rovněž u moderních konstrukcí kotlů je třeba dbát na zajištění minimální teploty ve vratném potrubí vzhledem k nízkoteplotní korozi kotle. Setkáváme se tak s různými technickými opatřeními, která umožňují nízkou teplotu ve vratném potrubí ze spotřebitelských okruhů zvýšit, a tak dosáhnout směšováním či jiným opatřením, aby se na teplosměnné plochy kotle nedostala voda o teplotě, která zapříčiní nižší povrchovou teplotu teplosměnných ploch na straně spalin, než je teplota rosného bodu spalin.
Ve vytápěni běžná zapojení pro zvýšení teploty ve vratném potrubí jsou prezentována na obr. 2-25 a v tab. 2-6. U zapojení podle obr. 2-25b) a c) je pro zvýšení teploty ve vratném potrubí použito čerpadlo v obtoku kotle. Pokud je minimální teplota ve vratném potrubí podkročena, pak regulátor spíná čerpadlo v obtoku kotle. Aby se zvedla teplota ve vratném potrubí na požadovanou hodnotu (např. při najíždění soustavy), a je-Ji nedostatečné dopravní množství čerpadla v obtoku kotle, pak musíme minimalizovat průtok spotřebitelskými okruhy. Plné ochrany kotle proti nízkoteplotní korozi se dosáhne zapojením podle obr. 2-25d), neboť zde se reguluje teplota ve vratném potrubí do kotle trojcestným směšovacím ventilem. Obr. 2-25e) ukazuje zapojení, které poskytuje dostatečnou ochranu kotle jen tehdy, pokud je použita speciální konstrukce kotle. Otopná voda musí kotlem proudit takovým způsobem, aby se část teplé výstupní vody přiměšovala v kotli k vstupní zpětné vodě ze soustavy, a tak na teplosměnné plochy proudila již smíšená teplejší voda než je teplota vody zpětné jdoucí ze soustavy. Protože je však množství přiměšované vody v kotli omezeno, musí se při nízké teplotě vratné vody zmenšit množství protékající vody škrcením. Zvýšení teploty ve vratném potrubí dosáhneme rovněž díky beztlakému či termohydraulickému rozdělovači tehdy, když regulátor dá povel k uzavření spotřebitelských okruhů. To vede ke stavu, kdy primární přívodní voda protéká zkratem beztlakého rozdělovače či termohydraulickým rozdělovačem zpět ke kotli (kotlům) jen s malým ochlazením. Totéž platí i pro stav, kdy dochází k přenastavení trojcestných regulačních ventilů u spotřebitelské sítě či uzavírání termostatických radiátorových ventilů, kdy se prostřednictvím beztlakého či termohydraulického rozdělovače zvyšuje teplota vody ve vratném potrubí proudící do kotle.
- 54-
a) T
ti
3-VS
SP
~ T
----. R
·------~
QQ I •
---------·---~--_J
t.
T
b)
c)
ČPO
'"--r---1~~
r-·-·-9R
f"Q R .. ! i
„„„„„„.}
:
„„„„„.„„„ .... „„„ .... „„J
T
„„..!
d)
e)
T
Obr. 2-25 Hydraulická zapojení umožňující zvyšování teploty ve vratném potrubí do kotle. K kotel ZK zpětná klapka SP spotřebiče éo čerpadlo obtoku ČPO čerpadlo primárního okruhu RV regulační ventil 3-VS trojcestný směšovací ventil T čidlo teploty
- 55 -
llOIOIE
Tab. 2-6 Hvdraulická zaooiení nro .zvVšení teo/otv vratné vodv Označení obráze Funkce příznaky k 2-25a) Zapínání čerpadla Jednoduché zapojení a l ·Čerpadlo řízení; pro plnou ochranu v obtoku při v obtoku kotle kotle jsou potřebné velké podkročení minimální průtoky zkratovacího zadané teploty vratné vodv. čerpadla. 2-25b) Zapínání čerpadla Použito zkratovací 2 i čerpadlo v obtoku při čerpadlo s menším v obtoku kotle podkročení minimální dopravním množstvím; s regulátorem spotřebitelských zadané teploty ve jednoduché zapojení; nutný řízený zásah u okruhů vratném potrubí a č.
uzavření
spotřebitelských okruhů.
spotřebitelských okruhů.
3
-Čerpadlo
v obtoku kotle napojené na regulátor spotřebitelských
okruhů
2-25c) Zapínání čerpadla v obtoku při podkročení minimální zadané teploty ve vratném potrubí a uzavření okruhu
Jako č. 2; když není možné přímé ovlivňování u spotřebitelských okruhů, je nutno doplnit trojcestný směšovací ventil.
Ocelový kotel s plynovým tlakovým hořákem Litinový kotel s plynovým tlakovým hořákem Ocelový kotel s olejovým rozprašovacím hořákem Litinový kotel s atmosférickým hořákem Litinový kotel s olejovým rozprašovacím hořákem
60 až65°C 50 až 55°C 50 až 55°C 40 až45°C 35 až45°C.
'."fěli b~chom však vždy zjistit přesné hodnoty udávané pro příslušný typ kotle Jeho vyrobcem.
č_erpa~la . v o~t~ku, k?tlů. jsou použitelná i v případech, kdy výrobce kotle predep1suje m1mmalm prutok vody kotlem, zejména tehdy, jestliže hořák běží ale ?t~pná soustava odebírá jen velmi malou část tepelného výkonu. U mno~ kotlu Je požadován minimální průtok vody, aby bylo dosaženo dostatečného odvodu tepla (ochlazení) z teplosměnné plochy kotle a zabráněno výrazn' tvorbě vodního kamene a nepřípustnému tepelnému pnutí materiálu kotle. e Pr~je~t~va.rý. p~tok če~adla v obtoku kotle se řídí tím, zda kotel vyžaduje zaJ1~~em m1mmalního prutoku vody či minimální teploty vratné vody nebo
oboji.
2.9.1 Minimální průtok kotlem
rozdělovačů.
4 Zapojení se směšovačem
5 Speciální konstrukce kotle a průtočný škrtící ventil
2-25d) Spojitá regulace teploty Plná ochrana kotle bez zpátečky přes použití zkratovacího čerpadla; nutný trojcestný směšovací ventil v kotlovém trojcestný směšovací okruhu. ventil. 2-25e) Škrcení průtoku ve Velice jednoduché zapojení; nutná speciální vratném potrubí při konstrukce kotle; podkročení minimální nezvyšuje se teplota ve zadané teploty. vratném potrubí.
Čerpadlo v obtoku kotle musí zajistit přiměšováním přívodní vody ke zpětné vodě
ze soustavy
dostatečně
vysokou teplotu vody vracející se do kotle.
Podkročení teploty rosného bodu způsobí vznik kyselého kondenzátu ze spalin, což je příčinou nízkoteplotní koroze. V závislosti na mnoha veličinách (především palivu a konstrukci kotle) vyžadují mnohé kotle pro jmenovitý
výkon minimální hodnotu teploty vratné vody. Pro bezsimá paliva se tyto , hodnoty pohybují mezi 40 až 70°C. Podle Schlapmanna jsou minimální hodnoty teploty vratné vody proudící do kotle následující:
- 56-
Y_projekčních podkla~:ch výr~b~ů kotlů je buď minimální průtok udáván
pnm~: nebo ho lze urc1t z max1malního teplotního rozdílu (či přípustné oblasti
rozdilu). V druhém případě lze použít hodnoty z tab. 2-7.
vody kotlem vztažený na jednotku výkonu K
5
171,4 85,7 57,l 42,9 .34,3 28,6 24,5 21,4 19,0 17,l 15,6
IO 15 20 25 30 35 40 45 50
55
- 57 -
)I( )I( )I(
Příklad: Výpočet
minimálního
průtoku
kotlem
výrobce mějme kotel s jmenovitým výkonem QN = 325 kW a rozdílem teplot ll.t od 10 do 30 K. Mínimální průtok otopné vody kotlem se určí pro největší přípustný teplotní rozdíl ll.tmax = 30 K. Z tabulky 2-7 odečteme pro teplotní rozdíl 30 K hodnotu mQ = 28,6 kg/h.kW. Minimální průtok vody kotlem je
Podle
údajů
přípustným
mK,min = QN. mQ = 325.28,6 = 9295 kg/h. Minimální objemový 972 kg/m3) je
průtok
vody kotlem
= mK,min
= 9295 972
= 9,56 m3/h.
V
K,min
Pso
při teplotě přívodní
vody 80°C (,os0
=
Na tento průtok dimenzujeme dopravní množství čerpadla v obtoku kotle.
2.9.2 Požadavek na minimální teplotu ve vratném potrubí V tomto případě jsou hydraulické poměry komplikovanější a potřebujeme znát teplotu ve vratném potrubí a průtok otopnou soustavou. Poté lze ze vztahu určit dopravní množství čerpadla v obtoku kotle (obr. 2-26, směšovací bod B). Teplota vratné vody a průtok však závisí na druhu a způsobu provozování soustavy (resp. spotřebitelských okruhů), na projektovaných teplotách kotle a otopné soustavy a na okamžité potřebě tepla. Jak ukázaly výpočty, pohybuje se maximální hodnota přimíchávaného množství do trojcestného směšovacího ventilu, při určitém tepelném výkonu, mezi 40 až 100 % jmenovitého průtoku soustavou (obr. 2-27). Z diagramu na obr. 2-27 je patrné, že pro bezpečné dodržení požadované teploty ve vratném potrubí je potřebný průtok zkratovacím čerpadlem nutno určit při 60 % jmenovitého výkonu kotle. Za povšimnutí stojí, že tyto hodnoty platí jen za určitých předpokladů. Kromě průběhů teplot v přívodním a vratném potrubí v závislosti na potřebě tepla (horní část obr. 2-27) je zde i předpoklad konstantního průtoku soustavou (spotřebitelskými okruhy). Stejný předpoklad platí i pro obr. 2-28, který ukazuje maxima průtoku čerpadlem v obtoku kotle pro různé mínimální teploty vratné vody. Např. vidíme, že při požadovaném nepodkročení teploty ve vratném potrubí 50°C a maximálním průtoku čerpadlem ve vratném potrubí, vychází tepelný výkon pod 50 % jmenovitého. A tak by se muselo stále hledat příslušné maximmn, což by neúčelně prodlužovalo a komplikovalo výpočet.
Obr. 2-26 Schéma zapojení čerpadla v obtoku kotle čerpadlo obtoku oč A směšování v armatuře B C rozdělovací bod
ČO
oběhové čerpadlo směšovací
bod
P~edpo~lady: průtok soustavou, vstupní teplota do kotle (vratné potrub')
;~;~~;~o~~lota z kotle (přívod) jsou konstantní. Otopná soustava počítána Ipr; Rovnice určující dopravní množství čerpadla v obtoku kotle (viz obr. nabývá tvaru: 2-26)
m = m . twl - tw2 • t2K - tw2 z os tlK - tw2 (IK - t2K kde
m, m, mos mK twl tw2 t1K tzK
hmotnostní průtok dávaný čerpadlem v obtoku kotle hmotnostní průtok ve vratném potrubí do směšovací armatury hmotnostní průtok otopnou soustavou hmotnostní průtok kotlem teplota přívodní vody do soustavy teplota zpětné vody ze soustavy teplota vody proudící z kotle teplota vody proudící do kotle
Dal~í komplika~í, kt~rou je třeba ~ohlednit je, že u mnohých otopných soustav nem konstantm prutok v otopnych okruzích, a tudíž není splněn jeden
- 58 - 59 -
z předpokladů. Je třeba provést vhodný výpočet s tím, že je průtok otopnou soustavou proměnný. Ten lze však uskutečnit za dalšího předpokladu, že teplota přívodní vody do soustavy je konstantní, a tak získat potřebné výsledky. Takovéto výpočty ukazují, že dříve uvedené výsledky za příslušných podmínek, včetně konstantního (J'70 L průtoku soustavou, leží pod nově získanými výsledky, resp. že u proměnného průtoku soustavou dostáváme větší požadované průtoky čerpadlem v obtoku kotle. 20
Obr. 2-27 Teoretické provozní charakteristiky teplovodního vytápění 70!55°C s regulací směšováním a čerpadlem v obtoku Nahoře - křivky průběhů teplot. Dole - průtokové charakteristiky pro zpětnou vodu přimíchávanou směšovací armaturou (obr.2-26 bod A) a vodu dodávanou čerpadlem v obtoku (směšovací bod B) v závislosti na poměrném tepelném výkonu otopnou vztažené k průtoku soustavou.
....... ....... I
~ ·2c.. •;>-.
t (),5
poměrný
výkon [-]
Obr. 2-28 Průtok zajištóvaný čerpadlem v obtoku vztažený na max. hodnotu v závislosti na poměrném tepelném výkonu a min. požadované teplotě zpátečky tekoucí do kotle.
- 60-
1
(),15
poměrný výkon Q I QN
Tab. 2-8 Hmotnostní průtok obtokem kotle vztažený na jednotku výkonu kotle mQ [kg!h.kW]. Tabulka je stanovena za předpokladu konstantní teploty přívodní vody a konstantní teploty vody zpátečky proudící do kotle a proměnného průtoku otopnou soustavou. VÝstunní tenlota vodv z kotle t1K [°C] t1K.min [OC] 95 90 85 80 70 75 Otonná soustava 90/70°C, n = 1,3 1,47 40 1,73 45 2,40 2,02 3,24 2,69 50 4,81 3,86 55 7,04 5,53 60 10,16 7,76 65 11,11 15,46 70 Otonná soustava 80/60°C, n = 1,3 1,45 1,22 1,76 2,18 40 2,41 2,00 2,96 3,72 45 3,60 2,96 4,49 5,76 50 5,14 4,15 6,54 8,65 55 7,55 5,90 10,02 14,03 60 11,16 8,46 15,66 23,79 65 17,41 12,48 26,39 46,44 70 Otopná soustava 70/55°C, n = 1,3 1,64 1,92 2,29 2,78 40 3,46 4,41 2,30 2,76 3,38 4,24 5,49 45 7,38 3,34 4,07 5,06 50 8,62 6,48 12,09 4,65 5,75 7,30 9,62 55 13,49 20,71 6,45 8,24 10,91 60 15,22 23,08 40,83 9,18 12,17 16,99 25,83 65 45,64 114,99 13,58 18,99 51,40 28.93 70 127,08 Otopná soustava 50/40°C, n = 1,1 Tnodlahové vytá:>ění) 1,12 1,33 1,61 2,00 40 2,55 3,35 2,07 2,51 3,10 3,93 45 5,16 7,06 3,56 4,39 5,55 7,25 50 9,88 14,30 5,84 7,35 9,52 12,86 55 28,57 18,37 8,91 11,43 15,24 21,43 32,65 60 57,14 12,99 17,14 23,81 35,71 61,22 65 142,86 18,70 25,71 38,10 64,29 146,94 70
[-]
- 61 -
Otopné soustavy jsou však provozovány s proměnnou teplotou přívodní vody i proměnným průtokem. O vztahu mezi tepelným výkonem a teplotou přívodní vody, stejně jako o tepelném výkonu a průtoku soustavou, nelze napsat obecně platný a spolehlivý výpočet zohledňující všechny stavy. Proto se tudíž omezujeme na nejméně příznivý stav při konstantní vstupní teplotě, bez ohledu na to, zda se ve skutečnosti mění a podle výsledků dimenzujeme čerpadlo v obtoku kotle. Na základě výše popsaného přístupu a podmínek jsou vypočtené hodnoty průtoku vztažené na jednotkový jmenovitý výkon sestaveny do tab. 3. S určitou obezřetností jsou tyto hodnoty dobře použitelné pro dimenzování čerpadla v obtoku kotle.
Ptíklad: Výpočet přiměšovanébo průtoku zkratovým potrubím kotle pro prechodný stav pro zajištění zvýšení teploty zpátečky (obr. 2-26) Zadaná data: fwi = 70°C
f2K
m.,
tlK -t2K
tlK
Mějme jmenovitý výkon kotle QN = 325 kW a od výrobce požadavek na zajištění minimální teploty ve vratném potrubí kotle t2K.mi• = 65°C. Otopnou soustavu projektujme na teploty 70/55°C a výstupní teplotu z kotle na konstantní hodnotu tiK = 75°C.
= mQ ·QN = 45,64·325 =l 5,2 mJ/h. p
915
2.9.3 Požadavek na minimální průtok kotlem a minimální teplotu zpátečky V tomto případě platí současně předpoklady určené pro případ I. a 2. Pokud akceptujeme přibližné řešení z případu 2, pak je návrh velmi jednoduchý. Porovnáme výsledky z prozatímních předpokladů, tj. porovnáme výsledek pro zajištění minimálního průtoku a výsledek pro zajištění minimální teploty ve vratném potrubí a zvolíme větší hodnotu z obou výsledků.
Rovněž je třeba si uvědomit, že není zcela respektováno veškeré chování soustavy. Za kritický případ lze považovat náběh zařízení z chladného stavu (např. na začátku otopného období), kdy je teplota zpátečky přibližně rovna vnitřní teplotě v místnostech. Účinek na minimální přiměšovaný průtok kotlovým zkratem a dimenzování zkratovacího čerpadla ukazuje příklad 3.
- 62 -
-t„2
-f.,.2
Za předpokladu, že je teplota hodnoty:
mos
'
t 1K
~= fwl -f.,.2
~= twl
V
= 50°C
= 75°C
t2K
= 55°C
Podle rovnice určíme poměr průtoků
Příklad : Výpočet dopravního množství čerpadla v obtoku kotle
V tab. 2-8 odečteme pro soustavu 70/55°C a kotel 75/65°C průtok vztažený na jednotku výkonu mQ = 45,64 kg/h.kW. Dopravní množství čerpadla v obtoku kotle bude
fw2
-t„2.
(IK - (w2
f2K
70-50 55-50 =--·--=02 75-50 75-55 '
zpátečky
-t.,.2
(IK - (2K
ze soustavy
tw2
= 20°C, nabývá poměr
70-20 55-20 16 75 - 20 . 75 - 55 "" •
Dimenzování čerpadla v obtoku kotle na tuto nejvyšší hodnotu však není smysluplné. Smysluplnější je zajistit regulací, aby průtok z otopné soustavy ~mos - ~r~ byl re?ukován tak, aby i při dimenzování čerpadla v obtoku kotle na Jmen~v1te po~1nky byla zaručena minimální přípustná hodnota teploty vody ve vran:iem,~?tru~1 tekoucí do kotle. T_~ lze v praxi zajistit požadavkem na regulaci, ktera smz1 pozadovanou teplotu pnvodní vody twi· Směšovací armatura se tak přestav! do pol?hy, kdy, je ~o?em.větší podíl přiměšované vratné vody, a tak se dosáhne požadov~"., ,smzem pi:utoku, který proudí od soustavy ke zdroji tepla..obr: 2-29 (leva cast) ukazuje hodnoty z příkladu 3. Čerpadlo v obtoku ko~l~v~~ d1menz~váno ~a ~aximální._P~tok m, I m0 s = 1,6, a tak lze i při neJmzs1ch te~lotach zpatecky lw2 zaJ1st1t ochranu proti nízkoteplotní korozi kotle. Pokud Je však dopravní množství čerpadla v obtoku kotle menší (např. m, I mos = 0,6), klesá v tomto případě, při teplotě zpátečky t„2 < 40°C i po~dovai;iá teplota přív~dní vody t„,. Pro případ s regulovanou trojcestn~u smesov~c1 arma~u pla!1 ~b;. 2-29 (pravá část). Snížení teploty přívodní vody znamena pomaleJSl natápem soustavy. Čím větší je dimenzování čerpadla v obtoku kotle: tí~ rychle~ší je natápění soustavy, ale pro normální provoz je P~ ~erpa~o pred1m7im;ivano. :ro vede k vyšším provozním nákladům soustavy (v~~s1 s~tř".,ba :~:ktri~ke ener~e): Vylepšení zajistí čerpadlo s plynulou změnou ?táček, c1mz smzime i provozn1 náklady. Teplota zpětné vody jdoucí do kotlet Je ~e re~ulovan?u veličinou. Změnou otáček čerpadla v obtoku kotle, res; smesovacu1!'.!'~me~e-~ v_b?d: B, (o~r. 2-26) se reguluje teplota vratné vody tak, aby byla zaJ1stena JeJ1 m1mmalm pozadovaná hodnota. ·
- 63 -
)I( )I( )I(
80
16
70
Kr
60
-
0,9
/
k-( ""' - v ...... *()
/
v;i~
"
v
/
0,8
70,7
.........
'~-
I"-..
,0,6 ........ 0,5
.........
e-o.4
~6' \
'\..?,.:>
0,2
10
"*
I\.
0,1 20 25 30 35 40 45 50 tw2
20 25 30 35
55
[°C]
Příklad:
tw2 [
\ ,__
i.......-f--
ěerpadla
v obtoku kotle
tw1 = 70°C tw2 = 55°C
t1K = 80°C
t2K,min
= 65°C
Zapojení odpovídá obr. 2-30 a z tab. 2-8 je odečteno Průtok kotlovým obtokem je při 80 °C
QN =
mQ
325 kW
= 25,83 kg/h.kW.
40 45 50 55 0
C]
Obr. 2-29 Vliv dimenzování čerpadla a regulace při natápění soustavy na požadovanou hodnotu teploty přívodní vody a přiměšovaný průtok armaturou.
V,
25,83 · 325 = 8,64 m 3/h = 2 ,41/s. 972
Zvolená dimenze obtokového potrubí metodou rychlostí je DN 65 s délkou 2,8 m. Tomu odpovídá dynamický tlak Pd = 186 Pa a měrná tlaková ztráta R = 54, I Palm.
š
c
lw2 ~5d
Návrh dopravního tlaku
Známé parametry kotle a soustavy
\
t.f 70 •c
o
o
f--
~-
I'\
0,3 20
minimální doporučený průtok, jestliže nabývá vyšší hodnoty. Výslednou hodnotu tlakových ztrát určuje suma. Pokud je v obtoku regulační armatura určímejejí ztrátu z kvs hodnoty a rovněž přičteme.
:t.
I--. t--_
Obr. 2-30 Schéma zapojení čerpadla v obtoku kotle k příkladu 4. ČO - čerpadlo obtoku, R - regulátor, B - směšovací bod, C - rozdělovací bod, Š - šoupě, ZK zpětná klapka, T - čidlo teploty, d - průměr potrubí, fwi - teplota zpátečky, tiK - teplota zpátečky do kotle
Místní odpory: 1 x T - kus, rozdělení 2 x oblouk r/d = 2,5 2 x šoupátko 1 x zpětná klapka 1 x T- kus, spojení celkem
2,0 2.0,3 =0,6 2.0,3 =0,6 7,0 1,9 12,I
Tlaková ztráta obtokového potrubí
Ó/Jz.p =I.R+ Z= 2,8.54,1+12,1.186 = 2402 Pa
2.9.4 Stanovení dopravního tlaku
ěerpadla
v obtoku kotle
Toto čerpadlo musí krýt tlakovou ztrátu od místa rozdělení proudů (bod C, obr. 2-26 a 2-30) k místu spojení proudů (bod B, obr. 2-26 a 2-30) včetně kotle. Tato úvaha vyplývá ze zapojení paralelních větví.
Tlaková ztráta kotle při VK= 19,1 m 3/h jeťlpK= 1500Pa Celková tlaková ztráta ťlp, = Ó/Jz.p + Ó!JK = 2402 + 1500 = 3902 Pa. Pracovní bod, na který navrhneme čerpadlo v obtoku kotle má parametry:
Určíme tedy tlakovou ztrátu úseku od rozdělení proudů ke spojení proudů, ve kterém bude čerpadlo v obtoku kotle. Ve výpočtu použijeme navržené jmenovité dopravní množství čerpadla v obtoku kotle. Z návrhového diagramu výrobce kotle určíme jeho tlakovou ztrátu pro průtok za jmenovitých teplot či pro
- 64-
VK = 8,64 m 3/h = 2,41/s t<.p,,č = 3,9 kPa = 0,39 m
- 65 -
llOIOIE
Je vhodné volit čerpadlo s co možná nejvíce plochou charakteristikou, čímž se dosáhne při všech výkonech potřebné přiměšované množství. Ze stejného důvodu se obtokové potrubí kotle volí volně (bohatě dimenzováno). Rovněž důležité je použití T - kusu s plynulým náběhem. Aby se dosáhlo dobrého promíchání přívodní a zpětné vody, je žádoucí dodržet mezi přírubou kotle a směšovacím bodem B (obr. 2-30) vzdálenost rovnu alespoň pěti průměrům potrubí. Hydraulické zapojení čerpadla v obtoku kotle lze řešit analyticky jen s určitými omezeními a ne zcela přesně. Optimální řešení vyhovující všem provozním stavům lze dosáhnout už jen s obtížemi. Pro nové soustavy tak doporučuji zvolit raději jiné, výhodnější a vhodnější řešení, které bez obtíží zvládá ochranu kotle za různých provozních stavů. Toto řešení představuje použití řízené trojcestné rozdělovací armatury v přívodní větvi kotlového okruhu (obr. 2-31) c1 trojcestné směšovací armatury ve zpětné větvi kotlového okruhu. Trojcestný rozdělovací ventil na obr. 2-31 zajišťuje ochranu kotle proti nízkoteplotní korozi či spolu s kotlovým čerpadlem ochranu proti podkročení minímálního přípustného průtoku kotlem. Pro řízení trojcestného rozdělovacího ventilu je jedinou regulovanou veličinou teplota zpětné vody proudící do kotle.
3. PRVOTNÍ NASTAVENÍ POTRUBNÍ SÍTĚ VÝPOČTEM U otopných soustav s nuceným oběhem začínáme hydraulický výpočet okruhem který má největší tlakovou ztrátu. V naprosté většině je to okruh tělesa nejvzdálenějšího a pokud jsou takto situována dvě tělesa, je to těleso s větším výkonem. Návrh potrubní sítě a především pak nastavení vyvažovacích ventilů a přednastavení TRV musí odpovídat základní podmínce, tj. kjednotlivým uzlům potrubní sítě musí mít každá větev stejnou tlakovou ztrátu. Tato zásada platí naprosto obecně, a to jak pro soustavu protiproudou, tak souproudou (Tichelmann). Výpočet je tím přesnější, čím bližší uzel potrubní sítě k čerpadlu, resp. zdroji tepla, ke kterému provádíme výpočet, zvolíme. Je to způsobeno tím, že se nám nikdy nepovede příslušným přednastavením přesně doškrtit požadovanou tlakovou ztrátu a chyby by se načítaly. tělesa,
3.1 Protiproudá vertikální dvoutrubková soustava Podívejme se nejdříve co musí obecně platit u vertikální protiproudé dvoutrubkové otopné soustavy se spodním rozvodem a nuceným oběhem vody.
~
i r·--
~-
Obr. 2-31 Schéma zapojení s termohydrau/ickým (či beztlakým) rozdělovačem s trojcestným rozdělovacím ventilem pro zajištění minimální požadované teploty zpětné vody do kotle
Obr. 3-1 Částečné schéma vertikální protiproudé dvoutrubkové otopné soustavy se spodním rozvodem a nuceným oběhem vody Pro schéma na obr. 3-1 musí platit následující rovnosti tlakových ztrát jednotlivých okruhů popsaných úseky mezi jednotlivými uzly Cl-OT1-C2 = Cl-OT2-C2 = Cl-OT3-C2
- 66-67-
llE llEllE
rovněž
tak
OT3 Bl-Cl-OTI-C2-B2 = Bl-Cl-OT2-C2-B2 = Bl-Cl-OT3-C2-B2 = Bl-OT4-B2 = Bl-OT5-B2
Cl Al r-:------~~----~-------'
~-----t-----<3-----J
a k uzlu A musí platit Al-Bl-Cl-OTI-C2-B2-A2 = Al-Bl-Cl-OT2-C2-B2-A2 = = Al-Bl-Cl-OT3-C2-B2-A2 = Al-Bl-OT4-B2-A2 = = Al-Bl-OT5-B2-A2 = Al-OT6-A2 Z rovností je zřejmé, že na tělese OT6 budeme muset přednastavením doškrtit největší požadovanou tlakovou ztrátu a zřejmě se tak, pokud nepoužijeme regulační šroubení, vystavíme u ventilu tělesa OT6 provozním potížím se zanášením a hlukovým projevům. Z této skutečnosti rovněž plyne rozdíl při návrhu soustav se spodním protiproudým a souproudým (Tichelmann) rozvodem. U soustav, které mají spodní rozvod protiproudý navrhujeme u OTI plně otevřený ventil. Abychom však zajistili požadovanou regulační schopnost ventilu, resp. jeho dostatečnou autoritu měla by tlaková ztráta ventilu být alespoň 1000 Pa. U soustav, které mají spodní rozvod souproudý, a jednotlivé stoupačky jsou tak v podstatně ve výhodnějším vzájemném hydraulickém postavení, navrhujeme u OTI ventil, jehož tlaková ztráta je alespoň 2000 Pa.
OT2
Bl
I I Obr. 3-2 Částečné schéma horizontální protiproudé dvoutrubkové otopné soustavy s nuceným oběhem vody Příklad
Navrhněme
přednastavení u termostatických radiátorových ventilů instalovaných v tělesech RADIK KOMPAKT dle obr. 3-2. Jednotlivé úseky potrubní sítě mají následující tlakové ztráty:
Al-Bl = 200 Pa A2-B2 = 200 Pa
Bl-Cl = 800 Pa B2-C2 = 800 Pa
Otopná tělesa a jejich výkony takto:
při
teplotním spádu na
Cl- k OTI = 600 Pa C2- k OTI = 600 Pa soustavě
75/65/20°C byla
určena
3.2 Protiproudá horizontální dvoutrubková otopná soustava Obecně
musí platit u horizontální protiproudé dvoutrubkové otopné soustavy s nuceným oběhem vody stejné zásady, jako u vertikální protiproudé dvoutrubkové otopné soustavy se spodním rozvodem a nuceným oběhem vody. Pro schéma na obr. 3-2 musí platit obdobná rovnost tlakových ztrát jednotlivých okruhů
Al-Bl-Cl-OTI-C2-B2-A2 = Al-Bl-Cl-OT2-C2-B2-A2 = Al-Bl-OT3-B2-A2 Z rovností je zřejmé, že na tělese OT3 budeme muset přednastavením doškrtit největší požadovanou tlakovou ztrátu a zřejmě se tak opět, pokud nepoužijeme regulační šroubení, vystavíme u ventilu tělesa OT3 provozním potížím se zanášením a hlukovým projevům.
-68-
OTI -VK22-600x 1200, Q=2015 W OT2- VK21 - 600 x 1200, Q = 1546 W OT3 - VKlO- 600 X 1000, Q = 604 w Vzhledem k zjednodušení příkladu předpokládejme, že H-připojovací šroubení má u všech těles stejnou tlakovou ztrátu 200 Pa (ve skutečnosti tomu tak nikdy nebude a tlakovou ztrátu šroubení budeme muset podle průtoku odečíst z návrhového diagramu či spočítat z kvs hodnoty šroubení). V rovnících popisujících hydraulické vyrovnání k jednotlivým uzlům potrubní sítě značí OTI, OT2 a OT3 tlakovou ztrátu otopného tělesa i s integrovaným ventilem. Tuto ztrátu odečteme podle průtoku z obr. 3-3 nebo vypočteme z kvs či k. hodnoty uvedené v tabulce pod diagramem. kvs hodnota uváděná v tabulce přísluší ventilu bez osazené termostatické hlavice, kv hodnota uváděná v tabulce přísluší ventilu s osazenou termostatickou hlavicí, a proto při požadavku na zajištění místní regulace se budeme zabývat pouze k.hodnotami.
-69-
Dosadíme -li známé hodnoty získáme vztah, pro stanovení požadované ztráty tělesa s ventilem 300
30
20
200
venf
3000
200 + 800 + 600 + 200 + OTI + 600 + 800 + 200 =
2000
= 200 + 800 + 200 + OT2 + 800 + 200 = == 200 + 200 + OT3 + 200
10
100
1000
5
50
500
3
30
300
20
200
Abychom mohli řešit tuto soustavu rovnic, musíme nejdříve určit tlakovou ztrátu OTI (těleso + ventil). Potřebný průtok tělesem OTI získáme m==
100
o.s
s
50
0,3
3 ,...
30&
f
0,2
2
20
F
0,1
!t
i
2
-
3
10
20
30
50
200
100
300
500
I !t f
J
Stupeň
prednastavenf ventilu
1 2 3 4 0,025 >0,047 >0,126 >0,269
Ventil Heimeler 4340 k ,rl• + s pfednsstavanfm [m';.,lm:x 0,047 v hati stupnlch kvs a termoatatlckou hlavlcf 0,051 lm'/hl
6 5 >(),417 >0,600
+
+
+
+
+
0,126
0,269
0,417
0,600
0,640
"E
!t
I
1J
0,133
0,294
0,430
0,630
0,980
Nejvyiif NejvyUf prlpustné prfpustn~ prov. teplota prov. plellak ["C] [bar]
< 120
2015 3 =173kg/h,V=0,173m /h 1,163 · 1O
lir
Hmolnootnf priltok m (kgnl]
Otopné těleaa v provedeni Ventil Kompakt bez pllpojovacfch armatur
=
Pro zcela otevřený ventil, tj. stupeň přednastavení 6 určíme z diagramu či výpočtem přes k. hodnotu tlakovou ztrátu ventilu. Pro výpočet vezměme z tabulky kv = 0,84 m3 /h a dosaďme do základního vztahu
10
I
Q
1,163 · M
10
Obr. 3-3 Návrhový diagram a tabulka pro určení přednastavení integrovaných TRV u otopných těles RADIK VENTIL KOMPAKT.
2
t,.pv OTl = t,.p 0 '
( kvs
2 (0,173) = 100· - - = 4,24kPa. 0,84
Jestliže máme určenu tlakovou ztrátu tělesa s ventilem OTI, pokračujme výpočtem tělesa s ventilem OT2. 200 + 800 + 600 + 200 + OTl + 600 + 800 + 200 = 200 + 800 + 200 + OT2 + 800 + 200 200 + 800 + 600 + 200 + 4240 + 600 + 800 + 200 = 200 + 800 + 200 + OT2 + 800+ 200 OT2=5440Pa f:i.pv,OT2 = 5,44 kPa Tlaková ztráta tělesa s ventilem OT2 je určena. Na základě potřebného průtoku tělesem a této ztráty určíme z diagramu stupeň přednastavení či výpočtem kv hodnotu a z tabulky příslušné přednastavení. Potřebný průtok tělesem OT2
m=
Q 1,163 · M
Již bylo uvedeno, že musí platit: Al-Bl-Cl-OTI-C2-B2-A2 = Al-Bl-Cl-OT2-C2-B2-A2 = Al-Bl-OT3-B2-A2
·
-v )
=
získáme
1546 3 = 133 kg!h, V= 0,133 m /h 1,163·10
Nyní známe průtok i tlakovou ztrátu a určíme kv hodnotu ventilu
-71-70-
Určená kv
hodnota odpovídá v tabulce přednastavení 5.
Stejným zpusobem postupujme u tělesa s ventilem OT 3
Tí I Al
200 + 800 + 600 + 200 + OTl + 600 + 800 + 200 = 200 + 200 + OT3 + 200 200 + 800 + 600 + 200 + 4240 + 600 + 800 + 200 = 200 + 200 + OT3 + 200 OT3 =7040Pa l:!.pv,OTJ = 7,04 kPa Tlaková ztráta tělesa s ventilem OT3 je určena. Na zák.ladě potřebného prutoku a této ztráty určíme z diagramu stupeň přednastavení či výpočtem kv hodnotu a z tabulky příslušné přednastavení.
Obr. 3-4 Částečné schéma horizontální souproudé (Tichelmann) dvoutrubkové otopné soustavy s nuceným oběhem vody
Potřebný
Pro schéma na obr. 3-4 platí Al-Bl-OT3-C2-D2-A2 = Al-Bl-Cl-OT2-C2-D2-A2 = Al-Bl-Cl-0Tl-D2-A2
tělesem
prutok tělesem OT3 získáme
m=-Q-=~=52 kg/h V=0052m3/h I,163·ru
1,163·10
'
'
Nyní známe prutok i tlakovou ztrátu a určíme kv hodnotu ventilu
Určená kv hodnota odpovídá v
Všimněme si, že na obr. 3-4 je přívod k tělesu OT3 nejkratší, ale vratné potrubí je nejdelší. K OTl je přívod nejdelší, ale vratné potrubí je nejkratší. Vidíme tedy, že okruhy jednotlivých těles k uzlu potrubní sítě A jsou z hlediska tlakových ztrát velmi vyrovnány. U OT3 nebudeme mít problém s doškrcením příliš velké tlakové ztráty, jelikož tento požadavek dík souproudému hydraulickému zapojení nevznikne.
tabulce přednastavení 3.
3.3 Souproudá dvoutrubková otopná soustava
U horizontální souproudé (Tichelmann) dvoutrubkové otopné soustavy s nuceným oběhem vody jsou hydraulické poměry příznivější, než tomu bylo u dříve uvedených dvoutrubkových soustav. U horizontální protiproudé dvoutrubkové otopné soustavy s nuceným oběhem vody bylo z rovností zřejmé, že na tělese OT3 budeme muset přednastavením TRV nebo TRV a RRŠ doškrtit největší požadovanou tlakovou ztrátu. Jiné to však bude u souproudého zapojení otopných těles podle obr. 3-4.
-72-
-73-
4. VYVÁŽENÍ POTRUBNÍ SÍTĚ VYVAŽOVACÍMI VENTILY Řádné vyvážení potrubních sítí je dnes již nezbytnou nutností k zajištění optimální funkce otopné soustavy či jiné distribuční sítě. Otopné soustavy bychom měli vyvažovat podle toho, s jakou přesností chceme dosahovat teplotu vytápěného prostoru. Ta závisí rovněž na teplotě protékající teplonosné látky a na rozdílu mezi potřebným a instalovaným výkonem. Není účelné vyvažovat soustavy s maximální přesností, pokud není soustava osazena odpovídající regulací či není profesionálně navržena. Na základě optimalizačních výpočtů lze dospět k obecnému doporučení, kdy průtok jednotlivými částmi potrubní sítě je zajištěn s přesností ±10 až ±15 % a přívodní teplota pak v rozmezí ±1 K až ±1,5 K. U chlazení se doporučuje dosahovat lepší přesnosti a proto by se měly průtoky vyvážit s přesností ±10 %.
I
I I
fII
.::V iY .::V .::V ~referenční 'Lf' ''-f\ ·9 ·9 ·9 ventil (ReVe) I
I
I
I
I
Br--it-~--L-~--L-~ :
partnerský ventil (Pa Vel
Obr. 4-1 Modul a jeho partnerský ventil
4.1 Vyvažovací ventil a modul Aby mohlo být vyvažování účinné a co nejpřesnější, je potřeba věnovat návrhu vyvažovacích ventilů odpovídající pozornost. Předimenzování vede ke zvýšeným pořizovacím nákladům, nehledě na to, že ventil je v provozu příliš seškrcen, což má přímý vliv na jeho sníženou přesnost. V zásadě je nejlepší přesnosti vyvažovacího ventilu dosahováno v rozsahu jeho zdvihu mezi 50 až 100 %. Bohužel v mnoha případech nevíme, jakou tlakovou ztrátu v provozu má ventil vykazovat, protože je znám pouze průtok, ale ne tlakové poměry sítě. Proto se tyto ventily navrhují tak, aby při daném průtoku vykazovaly zcela otevřené tlakovou ztrátu 3 kPa, kde při této tlakové ztrátě je již zaručena nominální přesnost armatury (max. 5% odchylka). V praxi však běžně dosahujeme i odchylek nižších, ovšem za předpokladu vyšší tlakové ztráty než 3 kPa. Z hlediska hluku a přesnosti se doporučuje směr průtoku u ventilů, které mohou být použity obousměrně (směr průtoku nad i pod kuželku) pod kuželku. V opačném případě je potřeba počítat s dodatkovou chybou v určování průtoku (max. dalších 5 %). Před ventilem by mělo být ve směru průtoku minimálně 5 d (průměrů) a za ventilem 2 d přímého potrubí. ventilem namontovány prvky, které významně narušují proudění (čerpadlo, motorický regulační ventil apod.), doporučuje se délku přímého úseku před ventilem prodloužit na minimálně 10 d. Pokud jsou
I
Ai-----.:1....__~~~~~~-r-~r---,
před
Vyvažovací koncepce jsou založeny na strukturování potrubní sítě, které umožňuje jednoznačné definování průtoků jednotlivými částmi sítě. Na obr. 4-1 je vyobrazen tzv. modul, což je jednotka paralelně řazených odběrů.
Jakákoli otopná soustava je pak složena z modulů, byť jsou z hlediska hierarchie na různých úrovních. Ventily paralelně řazených odběrů docílíme pouze správný poměr rozdělování průtoku mezi jednotlivými odběry, nikoli správnou absolutní hodnotu průtoku. Každému modulu je tak vhodné nadřadit jeden řídící ventil, který nazýváme partnerským ventilem (partnerský ventil je zapojen v sérii, a je tak partnerem ke každému vyvažovacímu ventilu v podřízeném modulu). Nastavením správného průtoku na partnerském ventilu dosáhneme i správného zatékání do všech odběrných míst. To však platí za dvou podmínek: - hydraulický odpor v každém okruhu je konstantní (tj. během vyvažování musí být vyřazena jakákoli regulace), - vztah mezi průtokem a tlakovou ztrátou musí být stejný pro všechny okruhy.
4.1.2 Vyvažování modulu průtok větví závislý Měníme-li příslušný rozdíl tlaků, mění
na rozdílu tlaků mezi body A a B. se ve stejném poměru průtok celým modulem i jeho jednotlivými odběrnými míst;. Zavedeme-li do modulu změnu průtoku, kdy např. uzavřeme ventil odběrného místa č. 3, bude ovlivněn průtok a tím i tlaková ztráta potrubní sítě mezi 2. a 3. odběrným místem. Zvýší se tlak 4. odběrného místa a bude mít za následek zvýšení průtoků 4. a 5. odběrným místem ve stejném poměru. Společná potrubní síť všech odběrů až k 1. odběrnému místu bude prakticky nedotčena, protože jí protéká pouze nepatrně nižší průtok a 1. odběrné místo bude ovlivněno zásahem jen nepatrně.
Podle obr. 4-1 je
-74-75-
Lze konstatovat, že zatímco vnější poruchy (změny mimo modul) proudění se v rámci modulu projeví ve stejném poměru na každém odběrném místě, vnitřní poruchy proudění stejný poměr nezachovají. To je důvod, proč metody "pokus x omyl" u vyvažování potrubních sítí selhávají a dosažení byť přibližného vyvážení je velmi časově náročné. Jsme schopni docílit stejného poměru průtoků jednotlivými odběrnými místy s nekonečně velkým počtem kombinací tlakových ztrát vyvažovacích ventilů, které závisí pouze na rozdílu tlaků, který máme k dispozici pro seškrcení. V modulu je důležitý hydraulicky nejvzdálenější vyvažovací ventil, v případě obr. 4-1 vyvažovací ventil 5. odběrného místa, na kterém by měla být co nejnížší tlaková ztráta a který se nazývá referenční ventil. Aby byla zaručena jmenovitá přesnost měření armatury, měl by mít referenční ventil tlakovou ztrátu alespoň 3 kPa. Máme-li určenu ztrátu na referenčním ventilu, nemohou mít ostatní vyvažovací ventily v modulu tlakovou ztrátu nižší než je ztráta referenčního ventilu. Tímto postupem pak dostáváme jediné řešení, které zároveň také dává nejnižší tlakovou ztrátu sítě při zachování jmenovité přesnosti měření. Je-li takto vyvážena potrubní síť, máme jistotu, že jsme dosáhli řádné funkce při její nejnižší možné tlakové ztrátě.
4.1.3 Hierarchie
modulů
tI
' I
I I
I
~ ""''-------'
I I
I I
I
I L
l*--' I I
I I
I
l
i
'
Obr. 4-2 Vytváření nového modulu z partnerských ventilů
Pokud se otopná soustava skládá z více modulů (obr. 4-2), které jsou již uvnitř vyváženy, můžeme na ně pohlížet jako na jednotlivá odběrná místa (pravá strana obrázku) a jejich partnerské ventily tvoří opět nový (vyšší) modul, který vyvažujeme stejným způsobem jako moduly předchozí. Partnerským ventilem nového modulu je nejbližší nadřízený ventil, který může být opět součástí vyššího celku atd.
I
y
~J. ___
'
I ...J
Obr. 4-3 Umístění vyvažovacích ventilů v soustavě
-76-
1-*---' I I
I
a vyvažovacích ventilů
Vyvažovací ventily by se měly umisťovat v soustavě tak, abychom byli schopni vytvořit jednotlivé moduly armatur a zajistit tak nezávislé vyvážení jednotlivých částí na celé soustavě. Budeme tak schopni provést vyvažovacími ventily i místní a celkovou diagnostiku včetně provedení nového přeregulování v případě potřeby. Na obr. 4-3 je přH
I I I
-77-
zajištěno, aby během vyvažování nebyla z výtoků odebírána voda. Na obr. 4-5 je pak uvedeno typické schéma rozvodu TUV. Jednotlivé stoupačky se svými vyvažovacími ventily tvoří modul, zakončený partnerským ventilem pro seřízení celkového průtoku potrubní sítí.
.--...-...-...-"T""-t:lioi:t·,
4.2 Metody potrubních sítí
i
1 2
l--T-.,.....,...""""1""""1:)1Q'·i t-r---r-r--r--M-·~
I
t-,-..,......,..---r-j~·i
........--.-...--...-<:~J
~vv I
'
·-·-·1·-·-8-·J
Obr. 4-4 Zjednodušené umístění vyvažovacích ventilů
Sro~náním předchozích dvou obrázků je vidět, že počet vyvažovacích ventilů lze casto s úspěchem minimalizovat při zachování kontroly nad soustavou. 4.1.4 Vyvažování rozvodů TUV
V~tvořit podmí~y pro ~~mfortní přípravu TUV by měl již projektant při navrhu, ale ~e~dka ?1uzeme podstatně zlepšit stávající stav i dodatečně. Ro~ody teple uzitkove vody mají tu zvláštnost, že podél potrubní sítě značně klesa teplota TUV, zvláště při malém nebo nulovém odběru. Často se tak do okruhu vkládá cirkulační čerpadlo. ~ praxi dochází k nepříznivé situaci, že vzdálenější stoupačky dostávají menší c1~k~l~~ní ~nožství, ačkoli by vzhledem k ochlazení měly být zásobovány neJ.Větš1m prutokem. Kdybychom chtěli mít na všech výtokových místech přesně stejnou tepl~tu, znamenalo by to, že nejnepříznivějším okruhem by teoreticky muselo protek~t ne~on~~~~ velké množství. Proto se volí určitý dovolený pokles ~eploty . ~a neJvzdaleneJsim odběru, který můžeme přijmout a to 5 K od Jmenov1te teploty TUV.
Lil+ _„_ studencí voda
Vlastní vyvazení soustavy je prakticky poslední operace před předáním a uvedením do provozu. Před vlastním vyvažováním je nutné seznámit se s projektem zařízení a provést rozčlenění sítě do modulů. Pokud je soustava složitá, můžeme si zpracovat zjednodušené schéma sítě, ze kterého vypustíme prakticky vše až na vyvažovací ventily a vybereme vhodnou vyvažovací metodu.
Obr. 4-5 Vyvažovací ventily v rozvodu TUV
Hlavní rozdíl mezi dále popsanými metodami je v kompenzaci, pncemž kompenzační metoda je další vývojový krok proporcionální metody. Je nutno velmi obezřetně postupovat u souproudých zapojení (Tichelmann), kde kompenzační a proporcionální metody nedávají spolehlivé výsledky. 4.2.1 Metoda přednastavení Tato metoda je velmi běžná a spočívá ve výpočtu přednastavení jednotlivých soustavy projektantem. Je používána u soustav s termostatickými ventily. Výhodou této metody je její jednoduchost pro montážní pracovníky, kteří provedou přednastavení podle projektu. prvků
Protože jsou však soustavy velmi zřídka kompletovány přesně podle projektu, je provést vyvážení některou z následujících metod podle skutečného stavu.
většinou potřeba
Po. spočtení po~ebných průtoků provádíme vlastní vyvažování běžným zpuso~em. Protoz~ struktura rozvodů TUV bývá obecně jednodušší než u otopnych soustav, Je i vlastní vyvažovací proces snadnější. Mělo by však být -79-78-
vyvažování
llE llE llE
4.2.2 Metoda
- vyvažovat začneme odbočky, které mají průtokový poměr větší nebo roven 1 a začínáme opět s odbočkou s nejvyšším průtokovým poměrem
iterační
I
Tato metoda je metodou přibližovací a je ji potřeba užít v případech, kdy členění soustavy do modulů nelze provést (chyby v návrhu, chybějící ventily apod.), a kdy nemůžeme s úspěchem použít jinou metodu. Je to metoda velmi jednoduchá, ale přesnost výsledku závisí na počtu opakování přibližovacích kroků. Postupů,
jak vyvážit síť postupným přibližováním je více a tak zde popišme ten, který vede k dobrým výsledkům: - všechny vyvažovací ventily jsou zcela otevřeny a celkový průtok sítí se nastaví hlavním (nejvyšším partnerským) ventilem přibližně na llO % jmenovitého
Následně přistoupíme
I
I I
t
k vyvažování míst v rámci odbočky: - změříme průtok všemi odběrnými místy na vybrané odbočce - pro každé odběrné místo spočteme odběrných
~~~~~ I I I
I
průtokový poměr,
I
1---f>l<:r-L--'--L-~-~ PaVe
I
- poslední odběrné místo použijeme jako referenční (odběrné místo č. 5 podle obr. 4-6),
Obr. 4-6 Odběrná místa na odbočce
průtoku.
- začneme s odběrnými místy nejblíže k čerpadlu, kde nastavíme vyvažovací ventily jednotlivých odběrných míst na 90 % jejich jmenovitého průtoku - změříme průtok hlavním ventilem a opět nastavíme celkový průtok tímto ventilem na 100 až 105 % jmenovitého průtoku - na každém odběrném místě nastavíme jmenovitý průtok - opakováním třetího a čtvrtého bodu postupu zpřesňujeme vyvážení jednotlivých míst až na požadované hodnoty - po vyvážení celé sítě zkontrolujeme rozdíl tlaků u hlavního ventilu. Pokud je vysoký tak snížíme otáčky čerpadla či zaměníme čerpadlo za menší.
- na referenčním ventilu (5. odběrné místo) nastavíme průtokový poměr tak, aby byl stejný jako v předešlém měření identifikovaný nejmenší průtokový poměr a připojíme na něj vyvažovací přístroj s trvalým měřením průtoku, - na vyvažovacím ventilu 4. odběrného místa nastavíme stejný průtokový poměr jako na referenčním ventilu, - seřídíme průtok všemi odběrnými místy na odbočce a postupujeme směrem k čerpadlu, tj. jako poslední seřizujeme průtok 1. ventilem, - zopakujeme popsané postupy pro všechny odbočky větve (obr. 4-7).
r@,---------
4.2.3 Metoda proporcionální U proporcionální metody nejprve nalezneme větev s nejvyšším průtokem a pak postupujeme následovně: - všechny vyvažovací a uzavírací ventily jsou zcela otevřené - na hlavním ventilu se seřídí celkový průtok soustavou v rozmezí 100 až 11 O % jmenovitého průtoku, - určíme průtoky ve všech větvích a spočteme pro ně průtokový poměr, který se rovná podílu změřeného průtoku k navrženému průtoku, - vrátíme se k jednotlivým větvím po vyvážení jejich i ostatních začínáme opět od druhého bodu postupu, - nalezneme větve s nejvyšším průtokovým poměrem, zde začínáme vyvažování poté pokračujeme s větví, která má druhý nejvyšší průtokový poměr, atd. Dále je potřeba nalézt odbočku s nejvyšším průtokovým poměrem: - změříme průtok všemi odbočkami na vybrané větvi - seřídíme průtok větví přibližně na 11 O% jmenovitého průtoku - opět nastavíme správný průtok hlavním ventilem u čerpadla
-80-
- ujistíme se, že partnerský ventil větve je zcela otevřen a změříme průtok všemi odbočkovými ventily, - pro všechny ventily spočteme průtokový poměr a zjistíme odbočku s nejmenším poměrem, nastavíme průtok posledním ventilem na větvi (obr. 4-7 třetí) tak, aby měl stejný průtokový poměr jako nejmenší identifikovaný - tento ventil je referenční, - na vyvažovacím ventilu 2. odbočky nastavíme stejný průtokový poměr jako na referenčním ventilu,
Obr. 4- 7 Odbočky na jedné větvi - seřídíme průtok všemi odbočkami, postupujeme směrem k čerpadlu, - na všech ostatních větvích vyvážíme odbočky stejným postupem.
-81-
r""*-I
I I I
r~--
I
I I I
t-*-- J---:'1~.;:)Jčr-_ __
1
I I I
~*--
-
4.2.4 Metoda
kompenzační
1
I
I
l1--c)l(r--
I
I
I
I
--<:ilč:J----~-~---------~~----$3
Metoda je založena na proporcionální metodě, která je vylepšena tím, že průtokové poměry jsou během vyvažování automaticky rovny 1. To znamená, že nemusíme měřit průtoky pro výpočet poměrů a začínáme vyvažování kteroukoli větví (ostatní mají být uzavřené). Příprava pro aplikaci kompenzační metody je podobná jako u proporcionální metody. Zkontrolujeme celou soustavu a průtok každou větví, zda odpovídá součtu průtoků odboček. Všechny regulační a uzavírací armatury jsou zcela otevřeny. Pokud jsou z předchozího výpočtu známy hodnoty přednastavení ventilů, nastavíme nebo zkontrolujeme stanovené hodnoty. Dále uzavřeme všechny vyvažovací ventily větví s výjimkou ventilu, jehož větev budeme vyvažovat.
Pa Ve
Obr. 4-8
Větve
na hlavním rozvodu
Poslední fáze spočívá ve vyvážení jednotlivých větví na hlavním rozvodu: - všechny partnerské ventily větví zcela otevřeme a změříme průtok, - spočteme pro všechny ventily průtokový poměr a zjistíme nejmenší, - zvolíme referenční ventil větve (na obr. 4-8 je to partnerský ventil 3) a nastavíme na něm průtokový poměr tak, aby měl stejný průtokový poměr jako nejmenší identifikovaný - na ventilu 2 větve nastavíme stejný průtokový poměr jako na referenčním ventilu, - podle předchozího bodu seřídíme průtok všemi větvemi, postupujeme směrem k čerpadlu, - seřídíme hlavní ventil soustavy tak, aby průtokový poměr na 3. ventilu byl roven I. Proporcionální metoda vyžaduje poměrně dlouhou dobu na přípravu (zjištění), která větev a odbočka bude vyvažována jako první. Rovněž tlakové ztráty nejsou vždy minimalizovány, protože jakýkoli nadprůtok je seškrcen. Bylo by proto jednodušší během vyvažování operovat s průtokovými poměry rovnými jedné a tím by také tyto poměry nemusely být počítány. Toto vylepšení představuje další vývoj proporcionální metody, tj. kompenzační metoda.
Pro vyvažování budeme potřebovat jeden, lépe však dva vyvažovací přístroje. Druhý přístroj pro měření tlakové diference na referenčním ventilu. Hlavní princip metody spočívá v tom, že změny průtoku referenčním ventilem v důsledku zaregulování ventilů bližších k čerpadlu vyrovnáváme partnerským ventilem (zanášíme tak do okruhu pouze vnější změnu). Při vyvažování jsou tedy všechny změny na referenčním ventilu kompenzovány partnerským ventilem. Průtok je nejprve nastaven na referenčním ventilu za současné podmínky nejmenší uspokojivé ztráty (3 kPa nebo tlaková ztráta zcela otevřeného ventilu). Pokud nastavíme další ventil modulu směrem k čerpadlu, změní se tlaková diference na referenčním ventilu. Partnerský ventil proto přiškrtíme tak, aby tlaková ztráta na referenčním ventilu opět byla na původní hodnotě. Tímto způsobem pak postupujeme podél celého modulu směrem k čerpadlu a změny průtoku na referenčním ventilu po nastavení každého dalšího ventilu vykompenzujeme partnerským ventilem. Stejný postup použijeme i pro vyvažování jednotlivých větví. Při vyvažování odběrných míst si nejprve vybereme určitou větev (např. nejbližší k čerpadlu) a ostatní větve uzavřeme, což zajistí dostatečný průtok a tlak ve vyvažované větvi. Podle výše uvedeného nalezneme nastavení referenčního ventilu. Nastavení referenčního ventilu zablokujeme. Měřicí převodník vyvažovacího přístroje VYP-M (obr. 4-9) napojíme na referenční ventil a elektronickou jednotku vyvažovacího přístroje VYP-E umístíme u partnerského ventilu.
Pracovník v místě A seřizuje partnerský ventil modulu tak, aby referenční ventil vykazoval stále stejnou žádanou tlakovou ztrátu a tím má také správný průtok.
-82-83-
Jestliže ho nejsme schopni dosáhnout, musíme v rámci
větve uzavřít
další
r:r~: r:r~:. G~:
odbočky.
I
I I
I I I 1
~ ~
li I
I
I
f S,.' '7, 8 fi:'
'7y\-
~
I
I
>
r--~.l.--L-~--L-...1
I
:
IVYP-E 1------------.J
A
Pracovník v místě B nastavuje 4. ventil modulu. Po každém nastavení v rámci modulu musí pracovník v místě B vyčkat, aby pracovník v místě A mohl korigovat partnerským ventilem změnu na referenčním ventilu. Pracovník v místě B nastaví postupně všechny ventily vyvažovaného modulu.
'
Obr. 4-9 Vyvažování odběrných míst
[:::;-~--------------= I I
I
12 **~~~ t--W--..1.--.L--L-..l.--J B
I II
~.
I
~-ti!<>--
1 I
I
1-~ I
I
I
I
I 1-~
I I I
1--*"I
A
I I
I 1-;:ilč>--
1 I
IVYP-E~-----------------------J
způsobem Stejným postupujeme i v případě vyvažování odboček na větvi (obr. 4-10) Poslední niBího partnerský ventil modulu zvolíme opět jako referenční a postupujeme stejně jako u vyvažování odběrných míst. Dalším krokem je pak vyvážení jednotlivých větví na hlavním 4-11). rozvodu (obr. Postupujeme opět stejně jako v předchozích stupních.
A
----L----------------
Obr. 4-10 Vyvažování odboček na větvi
-84-
I
1--ól
---
-~C!2-----~~~--- -~" Obr. 4-11 Vyvažování větví na hlavním rozvodu
r--1---r-~ I I
:
I
-85-
5. REGULAČNÍ ARMATURY
Aby regulační ventily plníly správně svou funkci, musejí mít vlastnosti vhodné pro dané použití. Vlastnosti ventilu jsou dány především jeho konstrukcí, tj. průtočným průřezem, tvarem průtočných cest a kuželky, ale rovněž vlastnostmi · ovládacího pohonu ventilu. Při výběru
-
ventilu jsou důležitá následující kritéria: jmenovitý tlak PN přípustný rozdíl tlaků kv hodnota ventilu charakteristika ventilu autorita ventilu Pv
Příklad nejčastěji
používaných tvarů kuželek ventilů je na obr. 5-1
Obr. 5-1 Princip funkce ventilu a nejběžnější tvary kuželek a) talířová kuželka provodenÍ:ala bl s kónickými _1oof2ťj 'I_ dosedacími plochami :ě 50 b) talířová kuželka ~ s usměrňujícími žebry o o 50 100 c) kuželka zdvih 1%1 s logaritmickými 100 ~provldení:cla dl vstupy ~ d) kuželka :w 50 "'' •I s logaritmickým .~ ... nátokovým profilem 0 o 50 100 1 - tělo ventilu, zdvihl%! 2 - kuželka ventilu, 3 - sedlo ventilu
,.,.
je objemový průtok armaturou [m3/h] ! kde: V !l[Jv tlaková ztráta ventilu [kPa] !lp 0 = 100 kPa(= 1 bar) Z takto zapsaného základního vztahu můžeme určit ze známé k,, hodnoty a pro požadovaný průtok tlakovou ztrátu ventilu či z požadované tlakové ztráty na ventilu a požadovaného průtoku ventilem k,, hodnotu a podle ní vybrat příslušný ventil nebo ze známé k,, hodnoty ventilu a tlakové ztráty na ventilu určit skutečný průtok ventilem. Pro výpočet k,, hodnoty následující vztah:
kde
p Po
při
jiné teplonosné látce než je voda se používá
hustota teplonosné látky při provozní teplotě [kglm3] 3 hustota vody při teplotě 15 °C [kglm ]
V USA se počítá s C,, hodnotou, která je zjišťována stejným způsobem při tlakové ztrátě na ventilu 1 psi (!lp0 = l lb/sq = 6,8948 kPa) a průtok je v gal/min. Hustota je dosazována v lb/fť (1lb/ft3 =16,018 kglm3). Dříve se u nás jako ekvivalent ke k,, hodnotě používal průtokový součinitel A,„ který jednoznačně určuje vlastnosti armatury, ale je do něj dosazováno důsledně v základních jednotkách SI. Průtokový součinítel je definován jako
5.1 Charakteristiky a základní veličiny
5.1.1 Jmenovitý
průtok
- k, hodnota
kde Velikost ventilu je určena k,, hodnotou. kvs hodnota vyčísluje vztah mezi nastavením ventilu (zdvih, úhel natočení) a protékajícím množstvím. 3 Představuje tak jmenovitý průtok armaturou v m /h při maximálním otevření h100 armatury a tlakové ztrátě !lp0 = 100 kPa= 1 bar. Pro vodu, jako teplonosnou látku počítáme se zjednodušeným vztahem
je objemový průtok ventilem [m3/s] tlaková ztráta ventilu [Pa] 3 hustota vody [kglm ]
Přepočet jednotlivých hodnot vypadá následovně:
-87-86-
llE JIOIE
llE llE llE
k.s = 36000.A„
Podle toho, jakou má ventil tlakovou ztrátu vzhledem k tlakové ztrátě potrubní sítě okruhu příslušejícího ventilu, resp. jak veliká je autorita ventilu se statická charakteristika ventilu deformuje. Deformaci statické charakteristiky ventilu s lineární, rovnoprocentní a parabolickou charakteristikou v závislosti na autoritě ventilu ukazují obr. 5-2, 5-3 a 5-4.
k,,.= 0,865.C,,.
c., = 41700.A„ c•. = 1,17.k.,
[gal/min] [gal/min]
A.,= 2,40.10-5.C„ A.,= 2,78.10-5.k.,
[m2] [m2] O,St--t--t-t-t-+-+-.,+--,.<+r._,.~
Mezi k. hodnotou, volným průtočným průřezem připojovacího potrubí ventilu S [mm2] a součinitelem místního odporu ventilu([-] existují následující vztahy:
~t--t-t-t-+-+-_,,...+-.~--~
k
kv
0,4
V(
1----1++-I~
0,3
k =005·S· [ v ,
D,6t--t--t-t-''---'++-l+-h'Mi!H-~
v 0•1--1--t-t-''t---,4-t'H'oMfgfl--+-~ kvs " 0,4 t--t--t-t-.Y.--7F-:>"l.fi
kvs ~f--'f-ftf-;-179.~~+'-+--+--+-~
0,3 t--1r--Jr--JT-Jr-.~
0,2
D,2t--1r--J~"'-7'~1'&111 ,.-t--t--t--l
o,1~~~~+TH-j [ -]
K. hodnota, kterou dostaneme při maximálním zdvihu kuželky h = I 00 % je označována jako k., hodnota. k.o označíme k. hodnotu, kterou získáme extrapolací pro nulovou hodnotu zdvihu kuželky h =O% (viz obr. 5-5). Obvyklé k. hodnoty ventilů se pohybují v rozmezí 0,25 až 500 m3/h.
5.1.2 Autorita ventilu P, Podstatný vliv na regulační schopnost ventilu umístěného v potrubní síti má autorita ventilu. Obecně lze konstatovat, že čím je větší autorita ventilu, tím lepší je regulační schopnost ventilu v potrubní síti. Autorita ventilu P. (dříve označována a) je definována poměrem tlakové ztráty ventilu při plném otevření ku tlakové ztrátě ventilu při plném uzavření. D
_
'v -
kde
8JJv100
8Fv0 P.
8pV100
[ -]
8Fv0 tlaková ztráta ventilu při plném otevření [Pa] tlaková ztráta ventilu při plném uzavření [Pa] autorita ventilu[-] -88-
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ....!!.._ h,..
Obr. 5-2 Deformace lineární statické charakteristiky ventilu se změnou autority ventilu
0,5 0,6 0,1 o,a o,9 1 h h,••
Obr. 5-3 Deformace r(Jvnoprocentní statické charakteristiky ventilu se změnou autority ventilu
K určení k„ hodnoty je zapotřebí jmenovitého průtoku a tlakové ztráty ventilu. Tlakovou ztrátu ventilu při plném otevření lze určit přes autoritu ventilu, vztahem
Nevýhodou tohoto vztahu je, že tlaková ztráta ventilu je sama závislá na tlakové ztrátě ventilu při plném otevření. Předložený vztah je pro praxi neužitečný a proto se do vztahu promítá tlaková ztráta potrubní sítě okruhu příslušejícího ventilu. Vztah nabývá tvaru 8Fvl00 = Pv ·l8Fv100 +8Fps J
pv 8Fv100. = 1-P v
·8Fps
-89-
p
P' = - v v 1-P v
~vlOO =P~ ·~ps• tlaková ztráta potrubní sítě okruhu příslušejícího ventilu [Pa] poměrná autorita ventilu [-] Obr. 5-4 Deformace parabolické statické charakteristiky ventilu se změnou autority ventilu 0,7 0,6
!L o,s kvs
0,4 0,3 0,2 0,1
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 _!!_ h1110
Při obvyklé autoritě ventilu Pv = 0,33 je poměrná autorita Pv '= 0,5. Tlaková ztráta plně otevřeného ventilu je tak přibližně poloviční, jako tlaková ztráta úseku potrubní sítě bez ventilu. Tlaková ztráta např. výměníku, otopného tělesa či úseku potrubní sítě je známa z technického řešení otopné soustavy.
Regulovatelnost u lineární charakteristiky ventilu je tím příznivější, čím větší je autorita ventilu, neboť s přibývající autoritou ventilu se blížíme k žádanému lineárnímu průběhu statické charakteristiky. Zvýšení autority ventilu znamená při daných dimenzích potrubní sítě zvýšení odporu a snížení kvs hodnoty. Se zmenšující se kvs hodnotou stoupá tlaková ztráta ventilu, jak ukazuje následující vztah
V=k
kde
v
kv
v
~ ~o
p Po
Tato zvýšená tlaková ztráta musí být kryta zvýšením dopravního tlaku čerpadla. Z toho plyne, že s rostoucí autoritou ventilu se sice zlepší regulovatelnost zařízení, ale zvyšuje se spotřeba energie čerpadla. Jako směrná hodnota a jakýsi kompromis platí rozmezí autority ventilu Pv = 0,3 až 0,5. S tímto rozmezím se však nedá dosáhnout žádaného lineárního průběhu výsledné charakteristiky při statické lineární charakteristice. Pro ventily s rovnoprocentní charakteristikou platí však něco jiného. Zde můžeme dosáhnout lineárního průběhu statické charakteristiky dokonce s relativně malou autoritou ventilu. Směrná hodnota Pv = 0,3 až 0,5 zde není žádným kompromisem, jak tomu je u ventilu s lineární charakteristikou. Pro každé dimenzování lze znázornit a najít optimální autoritu ventilu, která povede k lineární výsledné charakteristice. Pro běžnou praxi se zdá zde popsaný výklad těžko akceptovatelný. Přesto se výše uvedená směrná hodnota používá.
5.1.3 Charakteristiky ventilů
Statickou charakteristikou ventilu rozumíme závislost poměrného průtoku resp. kv hodnoty vztažené ke kvs hodnotě na poměrném zdvihu ventilu. Hlavní dvě charakteristiky jsou lineární a rovnoprocentní.
100,----.---,r--.----,-~kvs
~60t-----+---l~O'i"+---+-~
-'Cf-1
·~~·Po, ~o·P
jmenovitý průtok [m3/h] 3 objemový průtok [m /h] tlaková ztráta ventilu [kPa] = IOOkPa hustota vody při provozní teplotě [kg/m3] 3 hustota vody při teplotě 15 °C [kg/m ]
-90-
Nejnižší kv hodnota, při které má charakteristika ještě normální sklon se označuje jako kvR hodnota (obr. 5). Poměr
OOL---2~0---'4~0---'60--~80----'100
-f-1•4) 100
se oznacuJe jako akční poměr, resp. regulační rozsah. Pod kvR hodnotou se stává regulace Proto je třeba nestabilní. navrhovat ventil tak, aby se jeho pracovní oblast pohybovala vždy nad kvR hodnotou.
Obr. 5-5 Lineární statická charakteristika ventilu
-91-
Obvyklé hodnoty regulačního rozsahu jsou 20 až 30 a u těch nejlepších ventilů až 50. Čím je akční poměr, resp. regulační rozsah větší, tím k lepší regulaci dochází při nízkých výkonech.
Vynášíme-li rovnoprocentní charakteristiku v logaritmické stupníci, zjistíme sklon křivky jako k n=ln·__R kvo
Skutečné
charakteristiky mají v blízkosti nulového zdvihu odlišný průběh od teoretických charakteristik, tj. proložených (obr. 5-5 a 5-6). Měli bychom se tedy vyvarovat toho, aby ventily pracovaly v oblasti zdvihu do I 0%.
což je exponent ve výše uvedené rovnici. Rovněž důležitou
hodnotou vzhledem k definování charakteristik poměrný průtokový součinitel
ventilů
je Pro dosažení regulačního rozsahu 50 je potřebné použít minimálně tzv. čtyř procentní charakteristiku. U takovéto charakteristiky podle obr. 5-7 při zvětšení zdvihu o I% pro ventil s k,,, = I 00 a kv0 = 4 dojde ke zvýšení o 4, 13%. 100
,.........
a poměrný průtokový součinitel při nulovém zdvihu
RP
.arl.1 .1
=
k
401---+------+---+----I
vO
kvs
.
4
U lineární statické charakteristiky ventilu odpovídá stejné změně zdvihu h stejná k. hodnoty. U lineární charakteristiky tak dojde při zvětšení zdvihu o I% ke zvýšení poměrného průtoku přibližně též o I%. Této skutečnosti odpovídá vztah změna
h
40
,,...
100
60
Obr. 5-6 Příklad lineární a rovnoprocentní statické charakteristiky s
o
o
-92-
hlOO
u
/"i'"•• 20
..L1%l
Obr. 5-7 Příklad rovnoprocentní statické charakteristiky s
h n·--
h n·-hlOO
IJ„,
,,,I'
„ /_~p
poměrem
'l'O
- "••
//
I
4 =-·e
3,2·-
100
-93-
100 =0,0413
Z výše uvedeného vyplývá jedno doporučení. Ve spodní teplotní oblasti (přechodné období, požadované malé výkony) a při nižší autoritě ventilu je pro regulaci lepší použít rovnoprocentní ventil s velkým regulačním rozsahem. V komplikovaných případech lze regulaci rozložit na dva ventily za sebou. Teoreticky je možné zvolit jakoukoli jinou statickou charakteristiku než jsou dvě dříve uvedené. Nová charakteristika tak může lépe vyhovět konkrétní aplikaci. Většinou jde o tzv. modifikované rovnoprocentní charakteristiky.
tedy výkonová charakteristika. Regulační postup, při kterém se dosáhne změny tepelného výkonu změnou průtoku, lze označit jako regulaci škrcením, tedy regulaci množství - kvantitativní.
5.1.4 Změna výkonu
OlopBtEeso
Použijeme -li např. u výměniku změnu výkonu funkční závislost
či
otopného
tělesa regulačního
ventilu,
Ventil
t
vyjádří
IO
!
!
I
Olejs
100.
el J '°
50
20
21'· kde
Q
Q100 h h100
tepelný výkon otopného tělesa [W) jmenovitý tepelný výkon otopného tělesa [W] zdvih kuželky ventilu [mm) maximální zdvih kuželky ventilu [mm]
o • o
1CO
50
~('*i] .....
......
h,„
:::=;i
<:::::>
IGO
50
...!!_
(„)
.
'=.
Oll>P':16 tileio + ventil
t
100 .... ··-...;.__~--~
Závislost tepelného výkonu na zdvihu ventilu bude dále vyjádřena jako charakteristika výměniku s ventilem. Změna průtoku ventilem v závislosti na zdvihu je prostředkem k dosažení potřebné změny tepelného výkonu (obr. 5-8). Závislost
m
-f(
mlOO -
kde
50 h
-
,,,.. (9&] -
J
h hlOO '
m hmotnostní průtok [kg/s] m 100 hmotnostní průtok při maximálním zdvihu [kg/s]
Obr. 5-8 Spojením charakteristiky otopného tělesa (obecně výměníku tepla) a ventilu získáme výkonovou charakteristiku otopného tělesa s ventilem
lze označit jako průtočnou charakteristiku ventilu. Prostřednictvím průtočné charakteristiky lze popsat chování výměniku s ventilem, pokud je známa závislost
-94-
-95-
JIUIUIE tělesa
Pfíklad
5.2 Termostatické ventily pro otopná
Pro regulaci potrubní sítě na obr. 5-9 navrhněme regulační ventil. Tlaková ztráta sítě óp, = 20 kPa. Potrubní síť je z potrubí DN 65. Přenášený tepelný výkon Q = 250 kW při teplotním rozdílu 20 K a střední teplotě vody 80 °C.
Přesto, že je potřeba uvažovat otopnou soustavu jako celek a tak pohlížet i na regulaci, pokusme se o postižení problematiky regulace výkonu otopného tělesa.
Jako minimální autoritu ventilu volme hodnotu P. = 0,33 a poměrná autorita tak bude P! = 0,5. Požadovaná tlaková ztráta ventiluje ópvlOO
Otopné těleso je výměník tepla, který sdílí teplo do vytápěného prostoru. Je zároveň koncovým prvkem otopné soustavy, který má zajistit dodávku proměnného tepelného toku do vytápěného prostoru podle jeho časově proměnných potřeb. Protože je otopné těleso obecně výměníkem tepla, lze s ním takto z hlediska regulace tepelného výkonu i zacházet.
= PvI · Óf1s = 0,5 · 20 = lOkPa
U otopného tělesa můžeme uplatnit jak regulaci kvalitativní, tj. změnou teploty otopné vody, tak kvantitativní, tj. změnou průtoku otopné vody. Prvně zmíněnou regulací se nebudeme nadále zabývat, neboť přísluší spíše k regulaci tepelného výkonu. otopné soustavy jako celku či k regulaci výkonu zdroje tepla, než k regulaci místní, tedy regulaci tepelného výkonu pouze otopného tělesa s využitím TRV.
ll Pv100
Tepelně-technické chování otopného tělesa lze popsat závislostí
Obr. 5-9 Schéma okruhu pro příklad
Abychom mohli navrhnou správný ventil, musíme určit jeho kvs hodnotu. ventilem je
V=
Q p·c·llt
Průtok
3
25 0·lO ·3600=110 m3!h 971,6·4190· 20 '
~
{Wo
kde
Q
m·c·llt
QIOO
mlOO ·c·lltlOO,
lit lit100
3
kvlOO =kvs =V· V~= l l·Vto =34,78 m /h
m m100
V tabulce 5-1 máme dvě provedení ventilu: X, kterému přísluší provedení se zmenšeným průtočným průřezem sedla a Y, jehož průtočný průřez odpovídá přibližně DN 65. Ventilu DN 65 by tak odpovídaly hodnoty k.,= 38 a 60 m3/h, ale vypočtené hodnotě kvs = 34,78 m3/h pak ventily DN 65X a DN 50Y. Ventil DN 50Y bude sice o něco levnější, avšak vyžaduje vícepráce na redukci potrubí. Tab. 5-1 k., hodnotv oro orovedení revu/ačních ventilů X a Y DN 15 20 25 32 40 2,4 6,0 9,6 Provedení X 3,8 15 3,8 9,6 15 Provedení Y 6,0 24
-96-
50 24 38
65 38 60
c
ochlazení vody v otopném tělese [K] jmenovité ochlazení v otopném tělese [K] hmotnostní průtok vody otopným tělesem [kg/s] jmenovitý hmotnostní průtok otopným tělesem [kg/s] měrná tepelná kapacita vody [J/kg.K].
Tato závislost se ve většině případů odklání od linearity, neboť s redukcí relativního průtoku nastává pokles poměrné teploty U otopných těles závisí odchylka od lineárního průtoku na velikosti činitele vytížení otopného tělesa
-97-
MlOO
b=-Ot ' kde
!J.t
100
! Q'
= Vwl - t w ) 2 100
Cl 1,0
- jmenovitý teplotní rozdíl na otopném tělese
- rozdíl teploty přívodní vody do tělesa a teploty vzduchu v okolí tělesa. Ze závislosti na parametru b vychází i diagram na obr. 5- l O.
1,~
1,4 1,1
.
exponent otopného 1u... nt
1--
--
/
,_
!":o.. ~
~-:(_x,r...-~ ~ ~
v ...nt,... ,_ v
...
v
-
U,6
t.-
-
,
10,4 .I0,3
....... i -
'o2
pr6toi!n' charakteristika ventilu
•••tleli cbarakterlltlka
,<:)~I/
OT s ventilem
1,0
b•At.,.!St .\
[/
' o
Obr. 5-11 Konstrukce celkové charakteristiky ve pro ventil s lineární charakteristikou U
~
U
m/m1111 \'J\'1111
1,0
,-'~h r/
I ~<;)or <J/1„'~ I I '.I~/ r,w 1/.1 f/
o
l,J
I/ b•OOS ~
u.2
~
i..--
1,0
QJQ,..,
1.......
I
~ U U M R•l•tivnl pnltok m/m,.
U
~
čtyř-kvadrantovém
diagramu
~
Z průběhu celkové charakteristiky ve 3. kvadrantu lze určit velmi důležitou regulační veličinu, kterou je zesílení (činitel přenosu). Ten je normovanou veličinou podle vztahu
Obr. 5-10 Závislost tepelného výkonu otopného tělesa na průtoku a činiteli vytížení b při regulaci průtoku vody otopným tělesem. Na obr. 5-11 je zakreslena z jednotlivých charakteristik pro tepelně technické chování (1. kvadrant) a hydraulické chování (4. kvadrant) výsledná statická charakteristika (3. kvadrant) a to pro otopné těleso dimenzované s b = 0,3 a opatřené ventilem s lineární charakteristikou a s autoritou Pv = O,l a Pv = 1,0. Výsledek vyobrazený v třetím kvadrantu ukazuje, že se charakteristika značně odchyluje od linearity. Při autoritě ventilu Pv = l,O, které se při reálném dimenzování ventilu nedá dosáhnout, by bylo vzhledem k zakřivení tepelně-technické charakteristiky nemožné dosáhnout linearity výsledné charakteristiky.
-98-
k K = __ s_ s
kde
ks ks100
kslOO
jmenovitý průtok [m3/h] jmenovitý průtok při stoprocentním zdvihu [m3/h]
a představuje stoupající tangentu (v obr. 5-l l znázorněno pro bod 3). Na obr. 512 je závislost prezentována pro otopné těleso s b = 0,3 (což odpovídá soustavě
-99-
*)I(
)I(
90170120 °C) a pro dvě různá nastavení ventilu (Pv = 0,1 a 1,0). Z hlediska regulace se usiluje o lineární průběh celkové charakteristiky (obr. 5-11 - 3. kvadrant), nebo o konstantní průběh činitele přenosu (obr. 5-12).
Obr. 5-13 Konstrukce celkové charakterisÚky ve čtyř-kvadrantovém
diagramu pro ventil s rovnoprocentní charakteristikou.
Obr. 5-12 Závislost koeficientu přenosu na zdvihu a autoritě ventilu s lineární charakteristikou.
IU platf pro b • 0,3
mlm1111 1,0 VIViao
P.==0,1
Obr. 5-12 ukazuje, že tento požadovaný průběh nelze reálně dosáhnout, ale pouze P,• 1,0. 2 teoreticky s hodnotou Pv lida!'i k..lk,!ou = ko.nst. = I,O = 1,0. Ve spodní oblasti nastavení je průběh li 1,0 0,6 0,8 statické charakteristiky o 0,2 0,4 Poměrný zdvih hlh111G (obr. 5-11 - 3. kvadrant) nepříznivě strmý. Hrozí zde nebezpečí nestability, tedy oscilace regulačního prvku. Příznivějšího chování ve spodní oblasti dosáhneme s rovnoprocentní charakteristikou ventilu s minimálním odklonem charakteristiky v této oblasti.
kvO -k-S0,04 vlOO
Toho lze dosáhnout exponentem n 3,22 v rovnici k
J .,;
~=e
Prob =0,3
~ 1.0-t==""""~~-""""""'"'-=--~~~
,f
n·[ /h100 h/h -1)
kvlOO
0,8
Q.
Obr. 5-13 ukazuje konstrukci výsledné charakteristiky při použití ventilu s rovnoprocentní charakteristikou. Obě výsledné charakteristiky znázorňují přibližně lineární průběh. Nevýhodný se ale jeví, s klesající autoritou ventilu patrný,
vzrůst ještě
regulovatelného výkonu
~. QIOO
V tomto
bodě
„ ;g
0,6 0,4
~
0,2
~
o+-~.-~-.-~~~~~~~--
o
vykazuje
lineární charakteristika ventilu výhody. Musíme přihlížet k tomu, že i ventily s lineární charakteristikou mohou v uzavřeném stavu vykazovat ztráty netěsností a tak mají ve spodní regulační oblasti stejnou nevýhodu jako ventily s rovnoprocentní charakteristikou. Nehledě na nevýhodné chování u polohy uzavřeno je na obr. 5-13 patrné, že lze dosáhnout s ventilem s rovnoprocentní charakteristikou přibližně konstantní
0,2
0,4
0,6
0,8
l,O
Obr. 5-14 Závislost koeficientu přenosu na zdvihu a autoritě ventilu s rovnoprocentní charakteristikou.
Pom&ný zdvih hlh1ao
t
předimenzovaný 1,.----..,,,..-~~~~.,,,....,
l"I
I
·e1./
Velikost ventilu je určena kvs hodnotou, která představuje jmenovitý průtok armaturou v m3/h při maximálním otevření h JOO armatury a tlakové ztrátě /lp 0 = 100 kPa.
koeficient přenosu. Obecně se v topenářské praxi dává přednost ventilům s rovnoprocentní
charakteristikou. Obr. 5-13 ukazuje, že je dosažitelná dobrá regulovatelnost otopného tělesa ve spodní oblasti výkonů, při volbě regulačního poměru co největšího ( > 1 : 25). Z toho vyplývá, poměr
-100-
l
I! -1'11-
Obr. 5-15 Charakteristiky navržených ventilů
h,„
-101-
různě
Poddimenzování či předimenzování má negativní vliv na provozní chování ventilu (obr. 5-15). Pokud je ventil poddimenzován protéká ventilem nedostatečné množství a tepelný výkon otopného tělesa je nedostačující. Ventil zůstává stále otevřen a neplní tak svou regulační funkci. Předimenzování způsobí zhoršení regulačních poměrů. Příliš velké protékající množství ventil škrtí a tak většinu provozní doby pracuje v poloze téměř zavřeno. Tepelné zisky tuto situaci ještě zhorší neboť na ně už ventil nemůže reagovat pokud zcela nezavře. To vede k neu;tálému otevírání a zavírání ventilu, tudíž i ke kolísání teplot. Rovněž tak i ke škrcení velkého průtoku a tomu odpovídajícím hlukovým projevům. Při zátopu to vede k opožděnému náběhu ostatních těles se správně dimenzovanými ventily. K návrhu termostatických ventilů je potřebný diagram jeho hydraulických vlastností, který znázorňuje závislost hmotnostního průtoku a tlakové ztráty ventilu s vymezeným pásmem proporcionality, tj. teplotním rozsahem, ve kterém ventil pracuje. Takovéto diagramy poskytuje vždy výrobce armatury a obvyklé pásmo proporcionality je 2K. Jinak řečeno jmenovitý zdvih ventilu se stává zdvihem, kterým dosáhneme za zcela otevřené polohy zvýšení teploty snímače o jmenovitý uzavírací teplotní rozdíl, který je většinou 2K. kv)
Označme
zdvih kuželky odpovídající pásmu proporcionality lK hodnotou kv 1, pro 2K hodnotou kv2 , a pro 3K hodnotou kv3 • Podle polohy pracovního bodu~ pracovním pásmu ventilu usoudíme s jakým teplotním rozdíle~ _bude ventil pracovat (obr. 5-16). Pokud leží pracovní bod vlevo od charaktenstiky kv2 (bod A), bude jeho uzavírací teplotní rozdíl menší než 2K a pokud leží vpravo (bod C), bude uzavírací teplotní rozdíl větší než 2K. Když se pracovní bod ventilu nachází před a nad pracovním pásmem (bod A, obr. 5-17), můžeme ho posunout do pracovního pásma seškrcením přebytečného tlaku např. regulačním šroubením osazeným na zpětném potrubí u otopného tělesa. Seškrcením přebytečného tlaku se pracovní bod A posune o tlakový spád -~p do bodu A2 na přímku kv3 jmenovitého průtoku ventilu kv2. Pokud se pracovní bod nalézá v oblasti za a pod pracovním pásmem ventilu (bod B, obr. 5-17), c. <J je možné ho posunout do ... oblasti pracovního pásma ventilu zvýšením dynamického dispozičního tlaku o
1021~0/..LJ~...L-..L.45-L~l0~2,--~·~----'5,----'lu3 M Ikg/h] Obr. 5-17 Vliv přednastavení TRV na velikost pásma proporcionality 5
I maximální Dracovní pásmo TRV
I 5
Ačkoli
je kvantitativní regulace nejpoužívanější, můžeme se na obr. 5-18 o její nejmenší účinnosti vzhledem k regulaci tepelného výkonu otopného tělesa. Obr. 18 zobrazuje procentuální změnu výkonu otopného tělesa v závislosti na charakteristických veličinách pro otopné těleso. Z průběhů jednotlivých křívek je patrné, že nejúčinnější regulací výkonu tělesa je regulace kvalitativní, tedy změnou teploty otopné vody. přesvědčit
Obr. 5-16 Posun pracovního bodu termostatického radiátorového ventilu.
-102-
-103-
Příklad
Podívejme se jak by vypadly různé přístupy k návrhu TRV podle obr. 5-19. Při jmenovitém průtoku je tlaková ztráta kmenové trubky mezi jednotlivými otopnými tělesy RADIK KLASIK rovna 1 kPa. Vyvažovací ventil (VV) na zpětné větvi má tlakovou ztrátu 1,44 kPa. Celá větev napojená na stoupačku má mít tlakovou ztrátu 15 kPa a tím bude zajištěna vyváženost i ostatních větví otopné soustavy. Výkony otopných těles při teplotním spádu 80/60 °C jsou uvedeny na obr. 5-19. 20
30 40.
50 10
6r-~-.----..-,.-.-~-,..._-..---..-.--,--......---~.-.-~~6
70 IO 110 120 !JO 140 190 1SO 170 1 O 1 O .100
zmdn
·n
/
4
4
t
80
„
,/
14
mor
Obr. 5-18 Procentuální závislost výkonu otopného tělesa na hmotnostním průtoku, teplosměnné ploše a ochlazení.
10....____..,__.___,CL-J'---L....L-.........L.1.---...uir..----ll.....Ll---L.~~..__-1-...J1000
Jako projektanti musíme mít tedy na paměti, že volbou nízkých_ čí,sel řednastavení (někteří výrobci používají opačné ~íslo~ání) u termostat1ckych ~adiátorových ventilů zmenšujeme i pásmo prqJorc10nahty.
255W 7156 kPa
1000W
1510W 6,76kPa
765 w 5,56 kPa OT4
2
4
6 8 10
2
3 4
2
3 4
Obr. 5-20 Návrhový diagram pro TRV Nejdříve se podívejme co by se stalo, kdybychom všechna otopná tělesa osadili TRV se stejnou kv hodnotou např. 0,8. Takovýto návrh nám představuje tab. 52. Prvním otopným tělesem protéká šestinásobný průtok než jmenovitý. Tím se jeho výkon zvýší pouze o 14 %. Natápění posledních otopných těles po nočním útlumu bude dlouhé a zároveň otopná tělesa č. 4 a 5 budou stále nedotápět, čímž se dosáhne max. teploty ve vytápěném prostoru pouze 15,2 a 12,4 °C.
Obr. 5-19 Okruh se čtyřmi tělesy pro příklad.
-104-
6 8 100
průtok (kg/hl - -
-105-
pásma proporcionality. Určíme - li pro předepsané rozdíly tlaků (obr. 5-19) pro každý TRV jeho přednastavení, resp. kv hodnotu, dostaneme hodnoty uvedené v tab. 5-3. Při návrhu byly použity TRV „V" Honeywell (viz obr. 5-20).
počet otáček-nastavení
opr-----r----r-r-r--r-----r---'"T'"""'1P...--r-.-"""T"T,_,r-r-r........_ q4t---+--+-+-+-t---t---V--+-~+-~~-+h'"l-lt
t
t
q2
...a
Tib a . 5- 3 Navrh TRV s ořednastavením a sorávnou kv hodnotou 1RV přednastaveny, ale tělesa jsou bez RRS
n1t---t--+-+-+-lf--~"--+--H'hf~-l-+-Jr.+#cft-+-fl
~ o.tře .:;? q061----l----+-+-+-+---#-+~~~-4~ q~1--4--+--+-++-1--+4-~~~~f-+-+-+-I •a ~
oc
•a
qo2 1----+---+--+-1-4------~#-1!6-4,,......_,_~1'----1-~~ 2
E
Tepelný výkon W Vnitřní teplota t; Průtok l/h kvTRV
>
~
OTI 255 20 ll 0,04
OT2 1000
OT3 1510
20
20
43 0,15
65 0,25
OT4 765 20 33 0,14
průtok
Jih
152
~
0011----+--+---!-.14-+_,_~_,_+l-~~,..,.,._+-_.._..-+-1103
+-
Q008
8
Q006
6
~004
4
qoo21---1-__-+-___1-+--1----.,_,..-1-1..,.,,._1---+----+----1-12
o001 .____....______._...._.........."--'!'-L..LL.~-L...J'--r---L.-~_._..L....J102 I
1
2
4 6 810
2
4 6 810
2
Třetí ~ož~ost a ta ~ejsprávnější obnáší návrh TRV a RRŠ. Tento návrh je vbodne pojmout tak, ze TRV navrhneme pokud možno volně s vysokým číslem přednastavení (vysoký~i hodnotami kv) a rozdíl tlaků, který potřebujeme ještě doškrtit doškrtíme RRS. Musíme si však uvědomit, že ani na RRŠ nelze doškrcovat maximum, neboť výrazně zmenšujeme průtočný průřez, což by mohlo vést k provozním potížím. V příkladu použijme RRŠ s nomogramem na obr. 5-21.
4 6 6103
hmotnostm' prutok (kg/hl - Obr. 5-21 Návrhový diagram pro RRŠ
a. 5- 4N.'avrh TRV a RRŠ se sorávnou kv hodnotou Tib TRV přednastaveny spolu s RRS
' h TR V se stejnou k v hodnotou Ta b. 5-2 Navr 1RV stejně přednastaveny
Tepelný výkon t;
oc
Průtok
Jih
kvTRV l/h
průtok
průtok%
tepelný výkon W tepelný výkon % vnitřní teolota ti °C
OT I 0,8 66 600 290 l 14 24,l
OT2 0,8 45 105 1006 101 20,2
průtok
OT3 0,8 30 46 1270 84 15,2
OT4 0,8 ll 33 573 75 12,4
llh
152
RRŠ ~p Nastavení kv hodnota TRV ~p
w
kPa RRŠ RRŠ kPa Přednastavení TRV kv hodnota TRV Celková ~p OT kPa Celková kv OT m 31h
OTI 255 20
l1 2,46 114 0,07 3,36 I 0,06 5,82 0,046
OT2 1000 20 43 3,82 I 0,22 3,5 4 0,23 7,32 0,16
Druhá možnost skýtá celkem správný návrh 1RV tak, že každý 1RV je správně přednastaven ale nevyužijeme přednastavení na regulačním radiátorovém šroubení (RRŠ). Tato možnost však sebou nese potíže s hlukem a zmenšováním
-106-
-107-
OT3 1510 20 65 4,13 l l/2 0,32 2,93 7 0,38 7,06 0,245
průtok
OT4 765 20 33 2,25 I 0,22 2,06 4 0,23 4,31 0,16
Jih
152
5.3 Regulátory tlakové diference V otopných soustavách jsou instalovány dvoucestné regulační ventily, a to v podobě TRV (termostatické regulační ventily pro otopná tělesa) podle Vyhlášky č. 151/2001 Sb. Za provozu se tak mění průtok a tlaková diference, neboť každý dvoucestný ventil reguluje kvantitativně, tj. změnou průtoku. Důsledkem je nejen změna průtoku, ale i změna tlakové diference. minimálně
Celá otopná soustava je navržena na tzv. jmenovité podmínky, tj. na jmenovitou tlakovou ztrátu a jmenovitý průtok. V průběhu otopného období se však jmenovitých podmínek dosahuje jen zřídka a tak díky zásahům regulačních armatur soustava pracuje s jinou tlakovou ztrátou a s jinými průtoky. Při uzavírání dvoucestného regulačního ventilu klesá průtok, okolní síť má menší tlakovou ztrátu, ale dopravní tlak čerpadla po charakteristice roste. Přebytek tlaku je tak seškrcován na ventilu, což má za následek ovlivnění jeho regulačních vlastností a často nežádoucí hlukové projevy. Je zřejmé, že nárůst tlakové diference na ventilu je způsoben jednak nárůstem dopravního tlaku čerpadla při nižším průtoku a jednak poklesem tlakových ztrát potrubní sítě. Ani frekvenčně řízená čerpadla nemohou dát záruku konstantní tlakové diference na regulační armatuře, neboť nárůst tlakové diference je způsoben rovněž poklesem tlakových ztrát potrubní sítě.
Jednou možností stabilizace tlakové diference v soustavě je instalace regulátorů tlakové diference (RID). Principiálně jde o zmenšování přebytečného průtoku při uzavírání např. TRV a tím přejímání velké tlakové diference na TRV. U regulátorů tlakové diference se snímaný tlak před a za odběrným místem přivádí na obě strany regulační membrány. Takto je zjišťována skutečná hodnota tlakové diference, podle které regulátor reaguje. Obr. 5-22 Pohled na regulátor tlakové diference
-108-
AIP-F DN 15 - 25
AIP-F DN 32 • 50
Obr. 5-23 Regulátor tlakové diference AIP-F I - ventil, 2 - sedlo, 3 - kuželka ventilu, 4 - odběr tlaku přes vrtání, 5 - vřeteno ventilu, 6 - spojovací matice, 7 - pohon, 8 - regulační membrána, 9 - seřizovací pružina, I O- spojení impulsní trubky a ústí
Regulátory tlakové diference podporují vychlazení zpětné vody a jejich použití ve spolupráci s frekvenčně řízenými čerpadly přináší významné úspory čerpací práce. Díky složitější konstrukci (membrána, tlakově vyvážená kuželka apod.) a větším světlostem Gsou navrhovány na rozdíl od přepouštěcích ventilů na celkový průtok) jsou dražší než pružinové přepouštěcí ventily. Umísťují se buď na paty stoupaček (z technického hlediska optimální řešení) nebo na patu objektu (levnější řešení). Dnes je možné používat osové RID (obr. 5-24), kde proud vody mění směr jen minimálně a tak toto konstrukční řešení klade menší odpor teplonosné látce než uspořádání klasické. Při stejném průměru sedla lze u osových RTD dosáhnout o 40 % větší k,, hodnoty oproti klasickému ventilu. Výhodou tudíž je, že pro stejnou k,,, Obr. 5-24 Znázorněné proudění v osovém regulátoru tlakové diference
-109-
hodnotu vychází mens1 průměr sedla a menší průměr membrány což má příznivý vliv na celkové rozměry RTD, na charakteristiku a rovněž i na cenu. Na obr. 5-25 vidíme příklad zapojení RTD v soustavě, kde odběr tlaku na začátku chráněného úseku je přes odběrný ventil (OV) a odběr tlaku na konci chráněného úseku je středem duté kuželky RTD.
RV
vv
-w~
I
RV
vv
l
"*~I tI
Obr. 5-25 RTD zapojený v soustavě OV - odběrný ventil, RTD- regulátor tlakové diference, RV - regulační ventil, VV - vyvažovací ventil
RTD se vyrábějí v mnoha provedeních. Velké armatury mají oddělené odběry ------ ---------~RTO tlaků a lze jich po úpravě použít pro I ' '- ---->------l-_ifrílc1o• přepouštění či pro dynamickou stabilizaci průtoku ve spojení s měřicí clonou. Menší armatury (do DN 50) vzhledem k ceně jeden oddělený odběr tlaku (pro vyss1 tlak) a druhý odběr pro nižší tlak, který je veden vrtaným kanálkem v kuželce, je nedílnou součástí ventilu. Tyto ventily mají pevně stanovenu polaritu tlakových odběrů čímž je nelze použít pro další funkce jako u větších armatur. Z uvedeného vyplývá instalace do vratného potrubí a jednoznačné dodržení určeného směru průtoku. U RTD s oddělenými odběry je dle funkčního použití možná montáž jak do přívodního, tak do zpětného potrubí.
zdroje tepla minimální jmenovitý průtok a v okruhu spotřebičů (otopných těles) maximální přípustný rozdíl tlaků. Obr. 5-28 ukazuje zapojení RTD u otopných soustav, které jsou napojeny na zdroj tepla tlakově závisle. Větší tlak je odebírán na přívodním potrubí a menší tlak ""\ I přímo přes kuželku regulátoru. Na RTD I I obr. 5-29 je zapojení RTD, které se I I pouziva u předávacích stanic I tlakově nezávislých, kde větší tlak je odebírán ještě před regulačním dvoucestným ventilem. Obr. 5-27 Regulace přepouštěním v využitím RTD
ZV
l
I..--------'
Obr. 5-28 Zapojení RTD u předávací stanice tlakově závislé
Obr. 5-29 Zapojení RTD u předávací stanice tlakově nezávislé
U stoupaček umožňují RTD vyrovnání tlakové diference svislých rozvodů při regulační činnosti TRV podle požadavků projektanta nezávisle na tlakových a průtokových změnách v otopné soustavě. RTD tak drží na stoupačce konstantní rozdíl tlaků např. 1O kPa, jak ukazuje obr. 5-30.
,+ I I I I
,--A I
5.3.1 Návrh regulátoru tlakové diference
RTD Obr. 5-26 Regulace tlakové diference přes RTD; ZV -
zpětný
ventil
Existují dva způsoby návrhu, které jsou závislé na konkrétním výrobku, resp. na jeho vlastnostech. Nejprve se podívejme na obecnou typickou charakteristiku RTD (obr. 5-31) a příklad zapojení této armatury s popisem příslušných tlaků (obr. 5-32).
Na obr 5-26 je zobrazeno umístění RTD jen pro regulaci tlakové diference. Při tomto zapojení a při stoupajícím rozdílu tlaků mezi odběrnými místy ventil uzavírá a udržuje tak stálou tlakovou diferenci mezi odběrnými místy, tj. v chráněném úseku. Na obr. 5-27 je RTD použit jako přepouštěcí ventil, kdy při rostoucím rozdílu tlaků mezi odběry ventil naopak otevírá a udržuje v okruhu -110-
-ll 1-
li( JI( )I(
TRV
TRV
Z charakteristiky je možné vyčíst, že při klesajícím průtoku RTD bude nastavená tlaková diference stoupat a naopak. Vzhledem ke snižujícímu se průtoku by RTD neměl být nikdy předimenzován, neboť pak pracuje v oblasti, kde je jeho výstupní tlak příliš vysoký a nestabilní. Tato hodnota může být vyšší o 60 až 80 o/o než je nastavená. Vzhledem k charakteristice nemohou regulátory pracovat s průtoky blížícími se nule, neboť ztrácejí svoji regulačni funkci a tlaková diference na armatuře roste. Prakticky do hodnoty dispozičního rozdílu tlaků v daném místě.
OT
OT
RTD
RTD
---------------
vv
e
J
Obr. 5-30 Regulace tlakové diference na vertikálním rozvodu potrubní sítě s využitím RTD Nastaveni z výfOby t.p. • 10 kPa l'8Si> 30 kPa
I
!\_
Okruh
~
Projektové podklady udávají na charakteristice pro daný průměr armatury tři hodnoty průtoků. Ty byly zjištěny tak, že RTD byl nastaven na příslušnou hodnotu tlakové diference a pak byl snižován průtok až do doby, než bylo dosaženo odchylky +30 % od nastavené hodnoty. Tak byl nalezen průtok Vmin· Pro určení průtoku Vmax byl naopak průtok zvyšován potud, pokud odchylka tlakové diference nedosáhla -15 %. RTD by se měl navrhnout tak, aby ventil pracoval v oblasti průtoků Vmax a VN, resp. vnom• kde VN je jmenovitý průtok spočtený pro jmenovité podmínky soustavy. Takto zaručíme u kvalitních armatur, že se nedostanou do oblasti vyšších odchylek tlakové diference při snížených průtocích. První způsob návrhu tak spočívá ve výběru vhodného průměru ventilu tak, aby se průtok pohyboval mezi Vmax a VN. Tento návrh je určen pro RTD, které nemají definován tlak, resp. tlakovou diferenci při nulovém průtoku. Potřebná hodnota tlakové diference pro návrh RTD se rovná součtu všech tlakových ztrát v chráněném úseku potrubní sítě.
VY
Pracovnl rozsah Ap.= +30% - -15%
v
vv Obr. 5-31 Obecná typická charakteristika RTD
Obr. 5-32 Příklad zapojení RTD
I
I
I Tab. 5-5 Příklad podkladů pro návrh RTD s rozsahem tlakové diference 5 až 25 kPa Vmaxíllhl oro Arh= Vnom DN Vmin 15 kPa 20kPa 25 kPa 10 kPa [l/h] 5 kPa [l/h] Armatur y
15 20 25 32
20 30 40 50
200 400 800 1600
580 920 1170 2290
800 1200 1600 2700
-112-
1110 1590 2140 3080
1560 1950 2760 3550
1970 2440 3310 4160
s"'
Cl.
t I
I I
I
I I I
I I
"' D..
I I
„,
I
q,
ApRlD
I
'I 1
J
i
RY
RTD
-{--~-=r-
-+ ___ . .
1
r
I
lipp
Obr. 5-33 Schéma zapojení RTD pro příklad -113-
>
~
<3
Druhý návrh je víceméně shodný s návrhem běžného dvou~estné~o r:_:gulační~o ventilu. Používá se u armatur s definovanou tlakovou d1ferenc1 pn nulovem průtoku, které se chovají jako redukční ventily. Druhý způsob návrhu si ukažme na příkladu.
dosáhneme osazením RTD za regulační ventil. Kapilára zajišťující odběr tlaku příslušný nad membránu RTD bude pak připojena před regulační ventil (obr. 534). RTD navrhujeme na hodnotu tlakové diference odpovídající jmenovitému průtoku regulačním ventilem při jeho plném otevření. Autorita ventilu se pak může blížit hodnotě 1.
Obr. 5-34 Zapojení RTD s regulačním ventilem a vyvažovacím ventilem pro přednastavení maximálního průtoku
Příklad
, Navrhněme RID pro soustavu schematicky znázorněnou na obr. 5-33. Zname následující údaje: teplonosnou látkou je teplá voda 70°C, statický tlak v místě připojení je 800 kPa, dispoziční rozdíl tlaků v místě připojení !lpD1s = 110 kPa, tlaková ztráta potrubí se spotřebičem mezi odběry tlaků RTD !lpps = 30 kPa, 3 tlaková ztráta ventilu !lpv = 30 kPa, jmenovitý průtok VN= 12 m /h. Tlaková ztráta regulátoru tlakové diference musí být
!lpRTD = !lpDis- (!lpv + ll.pps)
Pro menší aplikace lze použít armatury, která má všechny výše uvedené funkce sdruženy do jediného těla (obr. 5-35). V tomto případě jde o kombinovanou regulační armaturu s kuželkou regulačního ventilu (1), kuželkou pro přednastavení maximálního průtoku (2) a integrovaným RTD (3), který udržuje konstantní tlakové poměry na regulační kuželce.
= 110-(30+30) = 50 kPa
kv hodnota se určí jako
Za předpokladu, že průtok nebyl předimenzován zahrneme do výpočtu ještě bezpečnostní přídavek na výrobní toleranci RID následovně kvs = (1,1 až l,3)k.
= (1,1až1,3).17 = 18,7 až 22,1 m
3
/h.
z výrobní
řady RID vybereme ten, resp. takový průměr arm~tury,, jejíž ~~s 3 hodnota je ve vypočteném rozmezí (např. kvs = 20 m /h). Rovněz mus1,me urc~t tlakovou diferenci na armatuře, která se rovná součtu všech tlakovych ztrat v chráněném úseku potrubní sítě !lpDIF
= !lpv + !lpps = 30 + 30 =
Obr. 5-35 Kombinovaná regulační armatura s integrovaným RTD
60 kPa. 5.4 Regulátory objemového
5.3.2 Stabilizace tlakové diference u regulačního ventilu Vzhledem k zajištění optimální hodnoty autority_ regul8:,ční~o ventil~ je vhodn~ stabilizovat tlakovou diferenci nikoli na pate sp?tteb1ce. (nap;.. ~~~lačm šroubení u otopného tělesa), ale na kuželce regulačního ventilu. Přibhzne toho
-114-
průtoku
Regulátor objemového průtoku (ROP) zajišťuje, aby nebyl překročen požadovaný průtok nezávisle na poklesu tlaku. U ROP se pracovní tlak přivádí k regulační membráně jako skutečná hodnota odpovídající průtoku. Často se využívá regulátorů, které regulují jak tlakovou diferenci, tak objemový průtok.
-115-
Tyto regulátory snímají obě regulované veličiny a na jedné regulační membráně se projevuje rozdíl tlaků a na druhé membráně pracovní tlak, tj. nepřímo průtok. 1 3
2 4
6 5 7
10 8 12
9
Obr. 5-36 Automatický regulátor objemového průtoku 1 - kryt, 2 - omezovač průtoku, 3 matice, 4 - ventil, 5 - sedlo, 6 kuželka ventilu s vyrovnavamm tlaku, 7 - vřeteno ventilu, 8 pružina omezovače tlakové diference, 9 - regulační vrtání, 1Ospojovací matice, 11 - pohon, 12 regulační membrána, 13 - impulsní trubka
ROP umožňuje udržovat maximální průtok svislým rozvodem (stoupačkou) nezávisle na tlakových poměrech v potrubní síti (obr. 5-3 7). Průtok je pak mezi jednotlivými svislými větvemi rozdělen rovnoměrně podle projektovaného požadavku.
Obr. 5-38 RTD a ROP jako jedna armatura 1 - kryt, 2 -omezovač, 3 - matice, 4 - ventil, 5 - sedlo, 6 -kuželka ventilu s vyrovnávačem tlaku, 7 vřeteno ventilu, 8 - pružina ventilu, 9 - vrtání regulátoru průtoku, 1O spojovací matice, 11 - pohon pro regulaci průtoku, 12 - pohon pro regulaci tlakové diference, 13 regulační membrána, 14 seřizovací pružina pro tlakovou diferenci, 15 - seřizovací matice pro tlakovou diferenci, 16 impulsní trubka pro ( +) impuls průtoku, 17 - impulsní trubka pro ( +) impuls tlakové diference, 18 spojení impulsní trubky s ústím pro (-) impuls tlakové diference, 19 ústí, 20 - přetlaková pojistka
ROP obsahuje vnitřní měřicí clonu, kde tlakový rozdíl na cloně je úměrný průtoku otopné vody. Požadovaný maximální průtok lze nastavit na stupnici a zajistit proti neoprávněné manipulaci. Tyto regulátory lze umístit do vratného i přívodního potrubí. Regulační membránu lze ovládat i tlakem odebíraným z vratného potrubí. ROP je výhodné použít u soustav, kde na TRV není možné využít přednastavení. 13
TRV
TRV
OT
OT
a----------.., __, ROP I I
vv
I I
Speciální RTD (obr. 5-38) lze zapojit jako regulátor tlakové diference s automatickým omezením průtoku. Toto zapojení je na obr. 39. Aplikace je vhodná především pro soustavy bez předregulace na TRV. Při nočním útlumovém provozu TRV plně otevírají a nastal by tak nekontrolovatelný průtok v jednotlivých vertikálních větvích. ROP zamezí hydraulickým zkratům a udržuje maximální dovolené průtoky v jednotlivých vertikálních větvích. V opačném případě za slunného dne většina TRV zavírá a zvětšuje se tlaková diference. V tomto případě ROP v zapojení podle obr. 5-39 zajistí i nepřekročení maximální tlakové diference ve svislých rozvodech a tím i na TRV.
Obr. 37 Regulace průtoku svislých rozvodů s využitím ROP
-116-
-117-
soustavou, resp. k hydraulickému vyvážení potrubní ventily (VV).
TRV
TRV
I
y
OT
OT
I I
I I I
'
vv
ROP
PV
I
I
l~---f~:_t~~J I
'
sítě
nám slouží vyvažovací
Přepouštěcích ventilů je možno využít pro stabilizaci dopravní výšky čerpadla. Přepouštěcí ventil je pak umístěn v obtoku čerpadla. Toto řešení nutí čerpadlo pracovat se stále stejným průtokem a tak úspory čerpací práce jsou prakticky nulové. Za hlavní výhodu lze považovat, že toto řešení nepodporuje zvyšování teploty zpětné vody.
Obr. 5-40 Přepouštěcí ventil instalovaný k ochraně jedné větve v soustavě Obr. 5-39 ROP v zapojení jako RTD s omezením průtoku T I I
5.5 Přepouštěcí ventily
K
ochrany proti nárůstu tlakové diference je použití Tyto ventily, a především pak pružinové, jsou cenově dostupnější než přepouštěcí ventily v podobě upravených RTD. Je třeba mít však vždy na paměti, že přepouštění zvyšuje teplotu teplonosné látky proudící ve zpětném potrubí ke zdroji tepla. Proto je využití přepouštění naprosto nevhodné u zdrojů tepla vyžadujících nízkou teplotu zpátečky jako jsou např. kondenzační kotle, tepelná čerpadla, napojení na CZT (teplárna, výtopna, sídlištní kotelna atd.). Přepouštěcí ventily se využívají i u klasických zdrojů tepla, jako jsou např. nástěnné plynové kotle, kde nejen, že chrání otopnou soustavu před neúměrným narůstáním tlakové diference, ale rovněž kotel před podkročením minimálního dovoleného průtoku kotlem a v mnoha případech i proti nízkoteplotní korozi kotle. Jedním z možných
způsobů
I I
přepouštěcích ventilů.
schopnost přepouštěcích ventilů spočívá v přepouštění přebytečného množství teplonosné látky z přívodu do vratného potrubí, čímž je v jednotlivých větvích chráněného úseku udržována téměř stálá tlaková diference. Je zřejmé, že stálá tlaková diference je udržována nepřímo přes odpovídající stabilizaci průtoku v jednotlivých větvích potrubní sítě.
OT
I I
I
--*-J
K
PV L!J
Obr. 5-41 Přepouštěcí ventil (PJ1 u nástěnného plynového kotle .----~PV
K
Regulační
Obr. 5-43 Přepouštění obtokem Obr. 5-42 Ochrana soustavy s trojcestnou směšovací a čtyřcestnou armaturou před nárůstem tlakové diference s využitím přepouštěcího ventilu
čerpadla
Příklad začlenění přepouštěcího
ventilu (PV) do otopné soustavy vidíme na obr. 5-40. Ventil by měl být umístěn na konci větve, abychom zajistili při všech provozních stavech dostatečnou teplotu přiváděné teplonosné látky před regulačním ventilem (RV) odběrného zařízení. K nastavení jmenovitých průtoků
-118-
-119-
llE
5.5.1 Návrh
přepouštěcího
)I( )I(
ventilu
používaný v praxi sebou nese jistou nepřesnost, neboť není zcela jednoznačné, jaký podíl z celkového Umenovitého) průtoku větví bude přepouštěn. Rovněž pokud navrhujeme přepouštěcí ventil na každou stoupačku bude každý přepouštěcí ventil s největší pravděpodobností vykazovat jiné přepouštěné množství. Chci tím říci, že proc~ntuální pomě~ _Pře~-~uštěnéh~ množství ku jmenovitému je dán úvahou projektanta a neJcasteJI se voh v rozmezí 30 až 100%. Návrh
přepouštěcích ventilů
Jakmile máme určeno přepouštěné množství navrhneme průměr armatury. Přepouštěcí ventily navrhujeme podle návrhových di_agr~mů (?br_. 5-44). Výrobce armatur má povinnost poskytnout projektantoVI navrhove diagramy, což je závislost tlakové diference na průtoku přepouštěcím ventilem pro jedn určitý průměr ventilu.
101-----+-----+-:=::::---_....9
f 601--~~--b---====-+-=-=----=i
c;so1--====-~--J.=---""""""==-+~==----9
~ 401--:::::=::::::::~~-:t.----:::::=:=--t--:::;:::;;=----==i ~301--====-~--d-----======--+--===--~::::l
~20!--===-~-±;;::;oo--""":::;;::..-t-""""":__~--1 1or-::=::----9'-~---r-----1
00
1,0
2,0
V{m 3 h-11 -
Obecně platí: čím je menší procentuální poměr přepouštěného množství ku jmenovitému, tím je větší možnost hydraulických potíží při malých průtocích. Přepouštěcí ventil tak navrhujme na co největší přepouštěné množství z celkového průtoku v daném chráněném úseku potrubní sítě. 10..----,.-----.~--.~--.~--.---,
60 1----+----t----t----r--r
tso1--~-t---:==--i-:::=--+---:1t--==*=--~
-a 40
f----t---D
~301...-:::::::::::::f:=:::::r-_-::2~~;::~~~~~ ~
<J201---10 ~==:=+=:::::;~==~t====+:~~--j
00
1
3,0
Obr. 5-44 Návrhový diagram přepouštěcího ventilu a řez přepouštěcím ventilem
z konkrétního
diagramu dostáváme průměr přepouštěcího ventilu s tím, že zvolený průtok musí ležet v druhé polovině rozsahu průtoků, které daný průměr armatury poskytuje. Tento návrh zaručí, že přepouštěcí ventil nepředimenzujeme, ale při nesprávném nastavení se dostaneme do velkých odchylek tlakové diference. Např. požadujme tlakovou diferenci v chráněné větvi 20 kPa a přepouštěné množství 2 m3/h. Z návrhového diagramu můžeme odečíst, že buďto nastavíme otevírací přetlak přepouštěcího ventilu na 5 kPa, nebo musíme akceptovat tlakovou diferenci 35 kPa při daném průtoku a nastaveném otevíracím přetlaku 20 kPa. To činí odchylku 75 % od nastavené hodnoty. Aby nedocházelo k tak velké odchylce, musely by přepouštěcí ventily mít plochou charakteristiku a nízkou tlakovou ztrátu, která se rovněž promítá do tlakově chráněného úseku.
-120-
Předpokládali jsme, že přepouštěné množství 2 m3/h pro náš návrh je správnou hodnotou. Při uvážení výše uvedeného procentuálního poměru v rozmezí 30 až I 00 % se dostáváme ještě do větších odchylek. Odchylku bychom snížili při l 00 % přepouštěném množství.
Obr. 5-45 Skládání charakteristik při návrhu přepouštěcího ventilu S - charakteristika potrubní sítě, é - charakteristika čerpadla, PV charakteristika přepouštěcího ventilu, VPV - průtok přepouštěcím ventilem, Vs průtok potrubní sítí
Trochu složitějším řešením návrhu přepouštěcího ventilu je práce s charakteristikami čerpadla, potrubní sítě a přepouštěcího ventilu (obr. 5-45). Mějme charakteristiku čerpadla (Č) instalovaného v potrubní síti, charakteristiku přepouštěcího ventilu DN 25 (PV) a charakteristiku potrubní sítě (S). Náš přepouštěcí ventil je vzhledem k síti řazen paralelně a tak výslednou charakteristiku potrubní sítě a přepouštěcího ventilu (PV+S) dostaneme sčítáním průtoků při konstantním tlaku. Chtějme, aby přepouštěcí ventil držel v chráněném úseku tlakovou diferenci 30 kPa. Jestliže nastavíme na přepouštěcím ventilu 30 kPa dostaneme se do pracovního bodu A, který je dán průsečíkem výsledné charakteristiky potrubní sítě s přepouštěcím ventilem s charakteristikou čerpadla. Odečteme-li tlak pro bod A zjistíme, že při tomto nastavení by na chráněném úseku byla držena tlaková diference 35 kPa. Snižme
-121-
tedy nastavení přepouštěcího ventilu na 25 kPa, čímž dostaneme novou výslednou charakteristiku potrubní sítě s přepouštěcím ventilem. Nový pracovní bod je nyní bod B. Odečteme-li tlak pro bod B zjistíme hodnotu 30,5 kPa. Tato hodnota nám plně vyhovuje a návrh přepouštěcího ventilu je dokončen.
5.5.2 Porovnání regulace tlakové diference a
Pro dimenzování je rozhodující jmenovitý průtok, resp. kvs hodnota, která udává 3 objemový průtok armaturou v m /h při tlakové ztrátě na armatuře 100 kPa. Tato hodnota je určena tvarem škrtícího systému a velikostí průtočné plochy mezi kuželkou a sedlem ventilu. Jmenovitý průtok je většinou shodný pro přímou i boční větev ventilu i když jsou i případy, kdy je pro boční větev hodnota redukována.
přepouštění
Principiální rozdíl ve stabilizaci tlakové diference přepouštěcími ventily a RTD je dán jejich funkcí a hydraulickým zapojením v potrubní síti. Na rozdíl od RTD je u přepouštění dosahována stabilizace tlakové diference přes stabilizaci průtoku. Přepouštění je levnou variantou, ale ne vždy použitelnou. Jakmile je požadavek na maximální vychlazení teplonosné látky v soustavě, tj. na nízkou teplotu vratné vody, musíme se přepouštění (krom přepouštěcího ventilu v obtoku čerpadla) zříci. Z tohoto důvodu zakazují např. teplárenské společnosti používání přepouštění.
Otopné soustavy s RTD mají díky RTD vyšší pořizovací náklady. Získáváme však řádné vychlazení zpátečky a proměnný průtok soustavou. Nepředstavujme si, že použití frekvenčně řízených čerpadel přebírá funkci RTD, a že tak tyto drahé armatury nemusíme použít. Frekvenčně řízené čerpadlo je jen vhodným doplňkem osazených RTD.
Závislost průtoku jednou větví na poloze kuželky je nazyvana průtokovou charakteristikou ventilu. Výběr průtokové charakteristiky závisí na zapojení ventilu v potrubní síti, které přísluší i určité spotřebiče. S ohledem na sériové zařaze.ní dalšího hydraulického odporu jsou vyráběny regulační ventily s modifikovanou charakteristikou tak, aby charakteristika ventilu při autoritě ventilu 0,5 byla lineární. Při zařazení do okruhu s hydraulickým odporem se regulační rozsah zmenšuje s klesající autoritou ventilu. Provozní regulační rozsah _je mo~o určit jako součin regulačního rozsahu ventilu a odmocniny z autonty ventilu. Pro ventil s regulačním rozsahem 50 a autoritou 0,3 je provozní maximálně dosažitelný regulační rozsah 27. Neméně důležitým předpokladem je těsnost závěru v uzavřené poloze. Netěsnost může závažně ovlivnit nejen kvalitu regulace, ale i znemožnit dosažení požadované teploty otopné vody či vést k přetápění.
směšovací
rozdělovací
ventil
ventil
5.6 Trojcestné armatury Trojcestné regulační ventily a klapky můžeme vzhledem kjejich chování, resp. průtoku armaturou rozdělit na: - směšovací (dva vstupy ajeden výstup) - rozdělovací (jeden vstup a dva výstupy)
funkčnímu
Konstrukčně se většinou oba druhy liší uspořádáním kuželky a sedla ventilu. Jedno z možných provedení je znázorněno na obr. 5-46 a 5-47. Někteří výrobci dělají ventily, které lze provozovat jako rozdělovací i jako směšovací při opačném směru proudění. Tyto ventily mají upravený škrtící systém tak, aby nedošlo k rozkmitání uzávěru a nestabilitě v krajních polohách.
Obr. 5-46 Trojcestný regulační
Obr. 5-47 Trojcestný regulační
směšovací ventil
rozdělovací ventil
!rojce~tn~ ventily poskytují různé možnosti použití. Podle potřeby mohou být Jednothve porty (vstupy a výstupy) uzpůsobeny symetricky či asymetricky. S lineární či rovnoprocentní charakteristikou je můžeme využít pro úkoly: - změna směru proudu (jako přepínací ventily s rychlým přejezdem z jedné krajní polohy zdvihu do druhé)
-122-
-123-
- kvantitativní regulace (změna u zapojení pro rozdělování proudu) - kvalitativní regulace (změna teploty přiváděné teplonosné látky zapříčiněná
průtoku
směšováním).
Obr. 5-48 Trojcestná
-
~
regulační klapka
100~---.--~~-~~
100 _..._,,...-...--~--r--.,,..
80 f--~~+----..1..-----b~
- 80 1----+.-.-+----1-----1---.1-1
-g60 ·-::r
~
860
·-::r
·S 40
.;;;:: 40
201---+-,.+-~+--+-~
20 \
0
al
o
20
40
60
0
80 100
h/h100 {%)
o
20
40
60
80
100
Obr. 5-49 ukazuje jednotlivé příklady charakteristik trojcestných rozdělovacích ventilů s různými autoritami. Obr. 5-49a ukazuje charakteristiky, kde port A má charakteristiku rovnoprocentní, port B lineární při autoritě ventilu Pv = 1 (např. případ volného výtoku). V případech vytápěcí techniky se tato varianta neuplatní. Obr. 5-49b ukazuje charakteristiky, kde port A má charakteristiku rovnoprocentní, port B v principu lineární, ale zakřivení je dáno autoritou ventilu Pv = 0,5. Při napojení spotřebiče na port A a škrtícího ventilu na port B nám toto zapojení poskytne téměř konstantní součtovou charakteristiku. Obr. 549c ukazuje charakteristiky, kde port A má charakteristiku rovnoprocentní a port B komplementární rovnoprocentní. V tomto případě při Pv = l je součtová charakteristika konstantní, tj. při každém otevření ventilu je stejný součtový průtok. Obr. 5-49d ukazuje charakteristiky, kde port A má charakteristiku rovnoprocentní, port B komplementární rovnoprocentní při autoritě ventilu Pv = 0,5. Změněnou autoritou ventilu dochází i k výraznému prohnutí součtové charakteristiky. Na obr. 5-50 jsou příklady charakteristik trojcestných směšovacích ventilů s různými autoritami. Plnou čarou jsou zakresleny charakteristiky pro autoritu ventilu Pv = 0,5 a čárkovaně pro autoritu Pv = 1. Jak pro port A, tak pro port B jsou uvažovány autority PA= P8 = 0,5.
hlh100 {%)
b)
140 1201---+--t-~'t---t-T~
100 ~_,,..-..,.....__,-""'T---:1
-
801---+--+""--+--T--t~
:? : „]-+---4-~--4
~
.;:;: 60
c)
20
40
60
80
o
.}
.,,.'
.,,.'
..}ao
.;:.:
o
hlh100
bl
al
40
201---r--r.:.,,c--r--+___,n 00
.I
.1
-100,.._-.::1::-!..
2Qt---+-----+---t-~
00
100
hlh100 (%)
dl
Obr. 5-49 Příklady charakteristik trojcestných autoritami.
20
40
60
80 100
Obr. 50 Příklady charakteristik trojcestných směšovacích ventilů s různými autoritami. a) ventil s rovnoprocentní a lineární charakteristikou, b) ventil s modifikovanou lineární charakteristikou, c) ventil s lineárními charakteristikami
hlhm(%) rozdělovacích ventilů
s
různými
S.7 Čtyřcestné armatury
U
čtyřcestné
středu kříže,
-124-
armatury se jedná o těleso tvaru kříže s válcovým otvorem ve ve kterém se otáčí klapka či mění zdvih kuželka ventilu. Otočná
-125-
...........„„„._
~-------~-----
klapka se otáčí o 90° a stejně jako ventil rozděluje proud vody ze vstupů do obou výstupů v závislosti na úhlu natočení či zdvihu kuželky. Čtyřcestné ventily a klapky slouží ve vytápěcí technice především ke směšování dvou proudů vody, které do armatury vstupují, přičemž dva proudy vody z armatury zase vystupují. Proud vody z obou vstupů se dělí v závislosti na poloze klapky či kuželky do obou výstupů, kde dochází ke směšování. Dva vstupující proudy a vystupující proudy mají přibližně konstantní množství, resp. výrobci se snaží vyrobit armaturu tak, aby v každé poloze klapky či ventilu byl součet hydraulických odporů konstantní, tj. neměnil se celkový průtok vody. Použití čtyřcestného směšovače vidíme na obr. 5-51, kde je rovněž znázorněn princip směšování. Čtyřcestná armatura tak jednoznačně odděluje primární a sekundární část otopné soustavy.
Ve čtyřcestném směšovači se mísí teplá přívodní voda se zpětnou vodou ze soustavy, čímž dochází ke kvalitativní regulaci tepelného výkonu sekundárního okruhu. Rovněž však dochází k přiměšování teplé přívodní vody k zpětné ochlazené vodě, a tak se zvyšuje teplota ve vratném potrubí do kotle. Tuto vlastnost čtyřcestného směšovače lze využít i k ochraně proti nízkoteplotní korozi kotle, avšak vzhledem k nastavení regulátoru musí být tento požadavek prioritní na úkor požadavků regulace tepelného výkonu sekundárního okruhu. Uvědomme si, že změní-li se teplota vody tekoucí do primárního (spotřebitelského) okruhu, dojde také ke změně teploty vody vracející se zpět ke kotli.
---..---.
I
-
Změnu
K
Obr. 5-51 Regulace teploty otopné vody čtyřcestnou klapkou
Přidržme
se označení na obr. 5zaveďme označení Vi pro dílčí průtok ze vstupu A do výstupu B a V2 pro dílčí průtok 52 a
:;i 70t--'t:-Y.-'k-~...,..,,..+--,.J'---i'---,.j
~60t--t---.+-~:--'7F--i~9----I
31:
........._ 50 t--;+---t-'""""f--ti..=.-+--;~-; ~
~ e-.
40 t----;o--#-""""7"t---t--
ze vstupu A do výstupu D. Podobně označme dílčí průtoky
ze vstupu C do výstupu B jako Vi a výstupu D jako V4 • Při tomto značení platí:
~30t-~ř--T---+-~+--+-~+--~
zdvihu kuželky čtyřcestného ventilu či změnu natočení čtyřcestné klapky dnes ve většině případů zajišťuje servomotor ovládaný impulsy od regulátoru pracujícího podle vnitřní či venkovní (ekvitermně) teploty.
2020 30 40 50 60 70 80 90 f(•()
Žádanou veličinou, kterou má směšovač řídit je teplota výstupní vody lwr· Závislost změny teploty vody vracející se do kotle na přívodní teplotě vody tekoucí do sekundárního okruhu a úhlu natočení čtyřcestné klapky ukazuje obr. 5-52.
a
-126-
I
fw2
Řádné směšování velmi závisí na tlakových poměrech v sekundární a primární straně soustavy. U obvyklých a větších zařízení je naprosto nutné, aby jak primární, tak sekundární okruh měl své čerpadlo. Pokud přece jen připustíme u malých zařizení práci čtyřcestného směšovače (zde má přednost klapka) bez kotlového čerpadla, je nutné zajistit umístění směšovače nad kotlem. Takto dochází v kotlovém okruhu k přirozenému proudění i při uzavření čtyřcestného směšovače. Je však zřejmé, že při této instalaci se regulační schopnost směšovače výrazně zhorší a směšovač bude pracovat jen ve velmi malé části natočení regulační klapky či zdvihu kuželky ventilu.
'
----7----':
C
A
fwK1
1
I
I
I
I
I
I
I
I
I
o• 10° roo 30• 40• 50" 60°10° eo• 90• Obr. 5-52 Změna teploty vody vracející se do kotle v závislosti na přívodní teplotě vody tekoucí do sekundárního okruhu a úhlu natočení čtyřcestné klapky
-127-
*** současně
platí
3000 2500 -----..........
._ ~
--:::.. 1500
V. -V .ta-tc I C t -t A
....
"·,
2000 Z energetické rovnováhy na směšovači je možno dále odvodit:
--- ____
~-
Vé /.
'· '
100)
C
VA
,_,L_
. ,,<.V3
/
/
'\.
,)( '·
·' .~~ /
500
/
' .
_._...· / 20
-
/
60
40
' ' eo----·-·-
100
úhel natočení regulační klapky Obr. 5-53 Naměřená změna průtoku vody v závislosti na úhlu natočení klapky
1,00
nebo lépe výstupní teplotu vody t8 proudící do sekundárního okruhu
} .i; Tento vztah používáme v okruhu.
při
návrhu, resp. použití
čtyřcestného
směšovače
E
&.
„_ ~ >
Naměřené
charakteristiky jsou vyneseny v obr. 5-53 až 5-55. Graf na obr. 5-53 ukazuje skutečný průtok vody v jednom z tlakových případů. V krajních polohách je průtok v obou větvích soustavy shodný (rozdíly jsou v mezích chyby měření). I při natočení klapky o 30 až 70 % je rozdíl průtoků do 8 % z počátečního průtoku, což je z hlediska regulace nevýznamné. Diagram rovněž dobře ukazuje průběh dílčích průtoků Vi a Vi vzhledem k celkovému průtoku Ve. Obr. 5-54 popisuje relativní hodnotu dílčích průtoků k celkovému průtoku v příslušné části okruhu. Pro názornost je uveden ještě průběh tlakových rozdílů na čtyřcestné směšovací klapce v závislosti na úhlu natočení klapky (obr. 5-55).
.~
0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40
""'-·
I
\\
'"'
~,
//'
klapkou
/
v
V4 1~
h' ~ ...
~
r;; 0,30
~
/
Q,20 0,000
p
,._
>Ill
0,10
čtyřcestnou směšovací
V-rl VC /
' ~' .
ot (%)
__,,.. 10
/
~ ~V2 1VA
/
v3 1vC
'-..' ...
'\. ~\.
~..._
20 30 40 so 60 10 eo 90 Úhel natočení regulační klapky "'{%I
ioo
Obr. 5-54 Průběh směšovacích poměrů ve čtyřcestné směšovací klapce v závislosti na úhlu natočení klapky -128-
-129-
Obvyklá zapojení ve vytápění lze převést na několik základních případů, které umožňují regulaci výkonu. Nejdříve se zabývejme dvěma základními zapojeními, která umožňují rozdělení otopné vody do jednoho či více okruhů.
~ .~ 1:1
500 I
/
~!e "00 2,00
'- ......... ·"
~-2,00
'1'....JO
"'
~
„
'\ ~
~./ -s'
\
,~PAD
'
40
70
60
' '\
„c:
' ' '/PAF
-
t-3,00
'6
6.1.1 Zapojení bez čerpadla v okruhu zdroje tepla
f
'\c"APce
-· .;'
--...... ...._
::J
·;-1,00
I>.
,/.
~ 1,00
i o,oo ~
~.,
I
~ 3r00
i
.
,
/
... 1~
9[)
„I /
~
:;:
Úhe\ natočen{ regulafof klapky «(%)
~-s,oo
Obr. 5-55 Průběh tlakových na úhlu natočení klapky
rozdílů
na
100
v
''i-'"'
-a-4,00
,_
Každý okruh soustavy má své čerpadlo, které zajišťuje oběh vody pro tento okruh. To musí krýt tlakovou ztrátu spotřebitelského okruhu i tlakovou ztrátu kotlového okruhu. Pokud je spotřebitelských okruhů více, tj. pokud je více čerpadel, jde o jejich paralelní zapojení a výsledná charakteristika pro kotlový okruh je dána příslušným skládáním charakteristik. V kotlovém okruhu je průtok proměnný, ve spotřebitelském okruhu naopak konstantní. Tlakové rozdíly mezi rozdělovačem a sběračem jsou v každém místě připojení okruhů soustavy malé, ale přesto různé. Právě v tuto dobu se mohou regulační křivky jednotlivých okruhů vzájemně ovlivňovat. To je vždy v případě, když některý z okruhů provádí změnu výkonu. - viz obr. 6-1 a 6-2.
čtyřcestné směšovací
klapce v závislosti
6. HYDRAULICKÁ ZAPOJENÍ Správně navržené hydraulické zapojení samotného zdroje tepla a jednotlivých regulačních armatur a odběrných zařízení je základním předpokladem pro funkčnost
a bezporuchový provoz otopné soustavy.
Obr. 6-1 Napojení okruhu s třícestnou a čerpadlem na tlakový rozdělovač.
směšovací armaturou
Obr. 6-2 Napojení okruhu se zkratem, třícestnou směšovací armaturou a čerpadlem na tlakový rozdělovač.
6.1 Hydraulická zapojení regulačních ventilů
V závislosti na hydraulickém zapojení a umístění čerpadla (čerpadel) dosahujeme různých tlakových diferencí mezi rozdělovačem a sběračem, které nemusí být jen příznivé (velmi malé), ale i nepříznivé (=tlak ve sběrači je větší než v rozdělovači), jako je tomu v některých případech při umístění čerpadla ve spotřebitelském okruhu.
-130-
6.1.2 Zapojení s čerpadlem v okruhu zdroje tepla
Zde je (obr. 6-3, 6-6 a 6-8) čerpadlo umístěno v kotlovém okruhu. Používá se beztlaký rozdělovač či tennohydraulický rozdělovač (THR). Průtok je tak pro jednotlivé okruhy konstantní, neboť je mezi rozdělovačem a sběračem stálý tlakový rozdíl. Každý spotřebitelský okruh, který pracuje s konstantním
-131-
průtokem
má své čerpadlo (obr. 6-6 a 6-7), které slouží pouze potřebám okruhu. jednotlivých regulovaných okruhů mezi sebou neprobíhá (či jen zanedbatelně). Zapojení s regulační armaturou, jako je regulační ventil, přepouštěcí ventil, regulátor tlakové diference nebo zpětný ventil či klapka mezi rozdělovačem a sběračem je uvedeno na obr. 6-3, 6-4, 6-6 a 6-7. Tučně zakreslené čáry v obrázcích značí konstantní průtok. Ovlivnění
tlaků
v přívodním okruhu nadále téměř nulový. Eventuální instalování kotlového v síti spotřebičů bez odezvy, neboť čerpadlo kotlového okruhu pokrývá ztráty pouze kotlového okruhu. Jak v primárním tak i v okruhu spotřebičů jsou průtoky konstantní. čerpadla zůstává
Zapojení podle obr. 6-3 Zapojení podle obr. 6-1 regulaci směšováním s oběhovým čerpadlem v každém spotřebitelském okruhu. Regulace výkonu spočívá ve směšování přívodní vody z rozdělovače s vratnou vodou z jediného okruhu. Trojcestný ventil může být navržen jako směšovací ventil v přívodní větvi či jako rozdělovací ventil ve větvi vratné. Průtok v okruhu spotřebičů je konstantní, ale v primárním okruhu proměnný. Z tohoto důvodu se jednotlivé regulované okruhy vzájemně Zde
jde
o
ovlivňují.
Zde jde o jednoduché zapojeni s regulačním dvoucestným ventilem. Jedná se o kvantitativní regulaci změnou průtočného množství. Zařazení dvoucestného ventilu je možné jak v přívodní, tak ve zpětné větvi. U tohoto zapojení bude proměnný průtok jak kotlovým okruhem, tak okruhy spotřebitelskými. Uvedené zapojení sebou přináší změny tlakových poměrů a jako následek pak i velké teplotní rozdíly (spády) na otopných tělesech. U vzduchotechnických ohřívačů hrozí při tomto zapojení zamrznutí. Vzhledem k některým uvedeným nevýhodám se zapojení používá jen zřídka.
Zapojení podle obr. 6-4
„
--s-řt_LLk - '-~---
_ _ _L1~„ _ !v__._r
Jedná se o zapojeni s trojcestným ventilem pro kvantitativní regulaci. K regulaci spotřebitelského okruhu dochází kvantitativně, tj. změnou průtoku. Zapojení může být provedeno též s rozdělovacím trojcestným ventilem v přívodní větvi (analogicky k obr. 6-Sc) nebo se směšovacím trojcestným ventilem ve zpátečce Gak odpovídá obr. 6-4 či též obr. 6-Sb). V primárním (kotlovém) okruhu je průtok konstantní a ve spotřebitelském proměnný. V potrubní síti primárního okruhu jsou přibližně konstantní tlakové poměry. směšováni
Obr. 6-3 Napojení spotřebitelského okruhu Obr. 6-4 Napojení okruhu s třícestnou směšovací armaturou s průtočnou regulační armaturou a čerpadlem v okruhu beztlakého na zpátečce a průtočnou regulační rozdělovače. armaturou s čerpadlem v okruhu beztlakého rozdělovače.
Zapojení podle obr. 6-2 Schéma ukazuje regulaci směšováním, kde je použito ještě krátké spojovací potrubí mezi přívodní a vratnou větví. Zapojení je principiálně obdobné zapojení z obr. 6-1, avšak ještě s krátkým propojovacím potrubím, čímž zůstává rozdíl
-132-
v 3-VS
rozdělováni
• na
přivedu
rozdělováni
na
v 3-VR
pffvodtl..:13
<)
··-.:nd)
v PB
směšováni
nazPá~ ~$•> Obr. 6-5 Schéma umístění třícestného ventilu.
-133-
v PB
)101( llE
Zapojení podle obr. 6-6 Tento obrázek prezentuje zapojení se směšováním v pevném bodě a dvoucestným ventilem. Zapojení principiálně odpovídá zapojení na obr. 6-3 a.však je zde použito oběhové čerpadlo ve spotřebitelském okruhu, které udržuj; timto okruhem konstantní průtok. Regulace výkonu se zajišťuje směšováním přívodní vody od rozdělovače a zpětné vody ze spotřebitelského okruhu - tedy Jde o regulaci kvalitativní. V primárním okruhu je průtok proměnný tudíž zde doch~í ke ~ol~sání tlaků, neboť potřeba tepla jednotlivých spotřebitelských okruhu napoJenych na společný rozdělovač se může měnit.
U těchto zapojení se většinou používají ventily s rovnoprocentní či lineární statickou charakteristikou, které mají autoritu ventilu okolo Pv = 0,5. Při této autoritě je při plně otevřeném ventilu jeho tlaková ztráta rovna tlakové ztrátě okruhu s proměnným průtokem. U okruhů s konstantním průtokem lze docílit téhož prostřednictvím nastavení škrtících orgánů.
u
rodinných domů se v praxi ustálilo zapojení s trojcestným směšovacím ventilem či klapkou podle obr. 6-1. Zde se směšuje kotlová přívodní voda s chladnější vratnou a tak kvalitativně regulujeme přívodní vodu do spotřebitelského okruhu. Princip přimíchávání vratné vody je patrný z obr. 6-8. Natáčení klapky či zdvih ventilu se uskutečňuje ve většině případů automaticky přes pohon.
t
t I
I
~---1
I I
t__ il,..
-411-~
I
------.11;'~-F
t
K
Obr. 6-6 Napojení spotřebitelského okruhu s čerpadlem a průtočným regulačním ventilem na beztlaký rozdělovač s čerpadlem v okruhu zdroje tepla.
Obr. 6-7 Napojení spotřebitelského okruhu s čerpadlem, zkratem, třícestným směšovacím ventilem a průtočným regulačním ventilem na beztlaký rozdělovač s čerpadlem v okruhu zdroje tepla.
._______,..--o----..J , rff -:i_ . - -
~
Obr. 6-8 Otopná soustava s jedním okruhem s třícestnou směšovací armaturou.
-Obr. 6-9 Směšovací bod proveden jako injektor.
Při směšování
Zapojení podle obr. 6-7
v pevném bodě, v případě kdy je trojcestný ventil zapojen jako dochází ke směšování v bodě potrubní sítě, kde je napojeno zkratové potrubí. Zde může být potrubí zkratu provedeno jako injektor (obr. 6rozdělovací,
Zde jde o zapojení s trojcestným směšovacím ventilem a pevným zkratem. Je to vlastně kombinace zapojení z obr. 6-4 a 6-6. Oběhové čerpadlo instalované ve spotřebitelském okruhu zajišťuje konstantní průtok tímto okruhem. Požadovanou regulaci výkonu provádí trojcestný směšovací ventil podle toho jaké směšuje množství přívodní vody z rozdělovače se zpětnou vodou z okruhu. Zařaze~í trojcestného ventilu může být v přívodu a pak je rozdělovacím (analogicky obr. 6-5c), či ve zpátečce a tam je směšovací (jak odpovídá obr. 6-7 či jak je v obr. 6-5b). Průtoky v primárním (kotlovém) i sekundárním (spotřebitelském) okruhu jsou konstantní a stejně tak i tlakové poměry.
Regulaci dvou spotřebitelských okruhů se směšovacími trojcestnými ventily ukazuje obr. 6-10. Zde je rovněž provedena tlumící smyčka, která zamezuje plíživému proudění přes vratné potrubí při odstavení jednoho okruhu a provozu druhého a tím natápění okruhu přes vratné potrubí.
-134-
-135-
9).
-***
t
--··
I I
I
/U\_)~-~
I
--1 I I I
tI
I L.---r-1 I I
-~-...J
I I I I
----,J----,.ht Obr. 6-10 Otopná soustava se dvěma okruhy s třícestnou směšovací armaturou.
Byla uvedena obvyklá zapojení vyskytující se ve vytápění. Nyní se zaměřme na tato zapojení resp. zrekapitulujme je vzhledem k použitému rozdělovači. Zapojení lze rozdělit podle hydraulického propojení kotlového okruhu a okruhu rozdělovačů na soustavy: • s tlakovým rozdělovačem (TR) • s beztlakým rozdělovačem (BTR) • se zkratem v kotlovém okruhu (ZKO) • s termohydraulickým rozdělovačem (TIIR)
v
I
íl
6.1.3 Tlakový
,,
rozdělovač
Rozdělovač-i sběrač jsou od sebe odděleny (obr. 6-l l). U soustav s tlakovým rozdělovačem
se sekundární okruhy vzájemně tlakově ovlivňují i přesto, že mají svá čerpadla navržená na jmenovité parametry. Konstantní průtoky na sekundární straně (čerpadla pracují se stále stejnými otáčkami) a zachování jmenovitého či sníženého průtoku na straně primární, vyžaduje pečlivý návrh oběhových čerpadel a regulačních či vyvažovacích armatur.
6.1.4 Beztlaký
rozdělovač
Rozdělovač
a sběrač jsou vzájemně propojeny potrubím, ve kterém je většinou vyvažovací armatura či přepouštěcí ventil, resp. regulátor tlakové diference zapojený jako přepouštěcí (obr. 6-11 ). Přinejmenším musí být průměr propojovacího potrubí správně napočítán a v potrubí umístěn zpětný ventil či klapka. Dopravní množství čerpadel zdroje tepla je větší než jmenovitý průtok sekundárních okruhů. Přebytek se bez problémů přepouští spojkou rozdělovače. Použitím beztlakého rozdělovače se podstatně zlepší situace se vzájemným průtokovým a tlakovým ovlivňováním jednotlivých sekundárních okruhů mezi sebou. Rozhodující je dostatečné dimenzování rozdělovače a způsob provedení spojky rozdělovače a sběrače.
ještě
6.1.5 Zkrat v kotlovém okruhu Praxe a měření na díle ukázalo, že v poměrně širokém rozsahu provozních stavů k žádnému přepouštění zkratem (ZKO) nedochází, neboť má velikou tlakovou ztrátu. Použití zkratu ve stejné dimenzi, jako má jím spojované potrubí, není zcela dostačující a proto se namísto něj používá termohydraulický rozdělovač (THR).
6.1.6 Termohydraulický
rozdělovač
Termohydraulický rozdělovač (obr. 6-12) není principiálně nic jiného, něž předimenzovaný zkrat kotlového okruhu. Na rozdíl od zkratu v kotlovém okruhu je v THR zanedbatelný rozdíl tlaků mezi přívodem a vratným potrubím. Dosáhneme tak plného hydraulického propojení a vyloučíme protichůdné ovlivňování průtoků a tlaků primárního a sekundárního okruhu.
Obr. 6-11 Varianty hydraulického napojení spotřebitelských okruhů na tlakový a beztlaký rozdělovač.
-136-
Dalším rozdělením je rozdělení podle instalovaných bez jemu příslušejícího čerpadla dodává každé
-137-
čerpadel.
oběhové
rozdělovače čerpadlo do
U
spotřebitelských okruhů
pouze takové množství, jaké okruh potřebuje. Musí krýt tlakovou ztrátu spotřebitelského okruhu i okruhu kotle. Průtok kotlovým okruhem je proměnný a tlakové diference v rozdělovači jsou rozdílné. Jednotlivé regulované okruhy se navzájem ovlivňují např. při náhlých změnách výkonu jedné spotřebitelské sítě.
V zásadě jde každá regulace
směšováním či rozdělováním provést trojcestným ventilem. Vzhledem k jednodušší výrobě ventilové kuželky a sedla ventilu lze obecně říci, že směšovací ventily jsou levnější než ventily rozdělovací. Směšovací ventily jsou tak upřednostňovány. směšovacím či rozdělovacím
KP W-1
KZ
a)
Obr. 6-12 Napojení dvou maloobjemových
kotlů přes
b)
c)
termohydraulický
rozdělovač.
s jemu příslušejícím čerpadlem je v kotlovém okruhu čerpadlo či a v těchto případech je vhodné použít zapojení s beztlakým či termohydraulickým rozdělovačem. Dopravní množství kotlového okruhu je konstantní a rozdíl tlaků mezi rozdělovačem a sběračem je malý. Každý spotřebitelský okruh musí mít své čerpadlo. K vzájemnému ovlivňování jednotlivých regulovaných okruhů téměř nedochází. U
rozdělovače
čerpadla
Tab. 6-1 předkládá souhrn v praxi nejčastěji používaných hydraulických zapojení otopných soustav. Pro doplnění a znázornění jsou nejčastěji používaná zapoj~ní zakreslena se všemi potřebnými armaturami na obr. 6-13. Pro optimální funkci prezentovaných zapojení je přirozeně důležité správné dimenzování regulačních orgánů a čerpadel, ale též pečlivé hydraulické vyvážení soustavy. Lze si povšimnout, že zříci se nastavení projektovaného průtoku vyvažovacími ventily (hydraulické vyvážení potrubní sítě) lze jen tehdy, pokud navržené ventily mají přesně spočítanou kv hodnotu a čerpadlo pracuje v napočítaném pracovním bodě. Z toho vyplývá, že vlastní provedení se od projektu odlišuje jen velmi nepatrně (v praxi téměř nemožné).
-138-
d)
e)
I)
Obr. 6-13 Základní hydraulická zapojení k tab. 6-1 a) kvantitativní regulace škrcením; b), c) kvalitativní regulace. směšováním v pevném bodě a s průtočným regulačním ventilem; d) kvalitativní regulace směš~váním v pevném bodě a s trojcestnou směšovací armaturou ve zpátečce a pevnym zkratem; e), j) kvalitativní regulace směšováním v trojcestné směšovací armatuře
Jak ukazuje tab. 6-1, vedou velké rozdíly mezi teplotní úrovní kotlového okruhu (resp. okruhu rozdělovačů) a okruhu spotřebitelských sítí ke značnému zhoršení regulačního chování. Především se to projeví při regulaci směšováním v trojcestném směšovacím ventilu (obr. 6-13e, t) oproti regulaci směšováním v pevném bodě a rozdělováním ve ventilu, resp. při využití pevného zkratu (obr. 6- l 3d). Následující příklad toto tvrzení objasňuje. -139-
r
Příklad:
Pro průtok sekundární stranou platí
Řešení je pro soustavu s podlahovým vytápěním podle obr. 6-14, kdy ze zdroje tepla máme k dispozici vysokou teplotu vody. Při
uvažování jmenovitých podmínek (vstup A-AB 1000/o otevřen, vstup B-AB a rovnosti hustoty a měrné tepelné kapacity pro primární a sekundární stranu, platí mezi průtoky a především pro příslušnou část průtoku primární stranou vztah uzavřen)
40°C
35•c
40°C
35"C
r...
·
·
V1 =Vz.
··>
~ "l,=1n·'ÍJ2 ~
70 ·c
[
B
i~ l
"11=1n·l'.t,Í
i
A
70 •i;
·-----~;--···--------~---------·----·
bl Obr. 6-14 Zapojení trojcestné směšovací armatury- obr. k příkladu a) kvalitativní regulace směšováním v pevném bodě a s trojcestnou směšovací armaturou ve zpátečce a pevným zkratem b) kvalitativní regulace směšováním v trojcestné směšovací armatuře Teploty na sekundární straně (okruh podlahového vytápění) 40/35°C Teplota přívodní vody na primární straně (výstupní teplota z rozdělovače) 70°C Pro průtok primární stranou platí
'1s -t2s · 40-35 1 . =Vz ·--=-·V2 r1p-r28 10-3s 1
V případě zapojení trojcestného směšovacího ventilu do zpátečky a využití pevného zkratu, musí být směšovací ventil dimenmván jen na 1/7 jmenovitého objemového průtoku podlahovou otopnou plochou. Při regulaci na částečný výkon se mění zdvih ze 100% (zmenšení části primárního průtoku přes vstup AAB). Při
regulaci smesovamm s trojcestným směšovacím ventilem v přívodním potrubí musí být ventil navržen na celkový objemový průtok podlahovou otopnou plochou. Za jmenovitých podmínek musí být armatura nastavena tak, aby 6/7 celkového pnitoku spotřebitelským okruhem protékalo přes vstup B-AB, resp. tímto vstupem bylo přiměšováno. Pro regulaci v přechodovém období (částečná potřeba tepla) to znamená, že je k dispozici již jen 14% zdvihu ventilu do plného uzavření vstupu A-AB, pokud se jedná o lineární charakteristiku ventilu.
6.1.7 Zapojenfvfce kot16 kde
Vi Qs
je dílčí příslušný objemový pnitok primární stranou jmenovitý výkon spotřebitelského okruhu (okruhu podlahového vytápění)
p c l1p l2p l1s
t2S
hustota vody dle střední teploty měrná tepelná kapacita vody teplota přívodní vody- (primár) teplota zpětné vody-{primár), t2p = t2s teplota přívodní vody- (sekundár) teplota zpětné vody-(sekundár) -140-
V dnešní době má zapojení více kotlů význam především pro zajištění dodávky tepla při výpadku jednoho z kotlů. Jak vícestupňová tak především modulovaná regulace hořáku u zařízení s jedním kotlem přináší zlepšení stupně využití se zkrácením doby, kdy hořák nepracuje a tudíž i se snížením ztrát kotle. Pro zařízení s požadovaným tepelným výkonem větším jak 70 kW, při dvou a více polohové regulaci hořáku, lze doporučit pokrytí výkonu již dvěma či více kotli. Při použití vice kotlů je můžeme hydraulicky zapojit jak paralelně, Převážně se však používá paralelní řazení kotlů.
-141-
tak sériově.
Nejjednodušší požadavek spočívá v tom, že není omezena teplota zpětné vody vzhledem k nízkoteplotní korozi a rovněž není požadováno zajištění minimálního průtoku kotlem. Obvyklé jednoduché řešení představuje obr. 6-15, kde je oběh otopné vody zajišťován pouze čerpadlem (čerpadly) ve spotřebitelském okruhu. Spínání hořáku probíhá na základě údajů IKv ze společného výstupu vody z kotlového okruhu. Podle průběhu doby doběhu DD (obvyklé hodnoty 5 až 1O min.) se nevyužívaný kotel hydraulicky oddělí od sítě automatickým ventilem AVl nebo AV2.
Obr. 6-15 Zapojení více kotlů bez čerpadla v kotlovém okruhu Pořadí spínání kotlů se řídí různými aspekty. Pro regulaci kotlů lze využít dvou různých
~
'
možností:
• Pevně stanovený postup je např. u kombinace kondenzačního kotle s kotlem klasickým. Kondenzační kotel je nastaven trvale jako řídící (vedoucí), aby se postihla výhoda vyššího stupně využití po co možná nejdelší provozní dobu. • Automatické přepínání pořadí kotlů tak, aby měly za otopné období přibližně stejný počet provozních hodin. Pro další úvahy označme kotel Kl za vedoucí a kotel K2 za další v pořadí. Při rostoucí potřebě tepla se nejdříve prodlužuje doba chodu vedoucího kotle až do stavu trvalého chodu. Při stále rostoucí potřebě tepla spíná hořák kotle K2 a otevírá automatický ventil AV2 podle požadavku zachování minimální teploty vody v kotli. Rozhodující je, že hořák kotle Kl stále pracuje v trvalém chodu.
„
..o o
""-b
""-b
:::-: :! -.b .J,
-~]' o.!!! ~N
-~
„
] !==
-
-~
„
] !==
"
.... O:)
~
·-li .„~
~1
·;d,e ·~.§·a
Obr. 6-16 ukazuje průběh chodu zařízení. Nápadné je, že teplota výstupní vody vedoucího kotle (4) vykazuje kolísání v rozsahu 20 K. V čase a se dosáhne vypínacího bodu pro hořák kotle K2. Vzrůst teploty setrvává, a tak je v čase b dosaženo vypínacího bodu pro hořák kotle Kl. Očekávání, že kotel Kl zůstane v trvalém provozu se tak nevyplní a dojde k taktování obou hořáků.
"'O
~ e·.::
"'
.·a~e „ s·- „ ·-..o"'8ci;: i;"'~e-1iiE.::
~s~~.~
-u>u>'Q)S
J3 ~~~~
i:i:::
,.,·2:;·.::o;
Teplotní úroveň je obzvláště nápadná v čase c pro průběh (7) regulované veličiny. Regulovaná teplota (7) se získá jako teplota po smísení výstupní vody- teploty (4) a (3). V čase c se ventil AV2 uzavře, čímž regulovaná teplota skokově vzroste na hodnotu (4), což regulačně předjímá určité problémy .
]~~~~ 0 e" e ~~ c.. 00
v.t
>
Cl'J
>
-143-
Ale nejen teplo-technické chování vykazuje nespojitost. Obr. 6-16 rovněž ukazuje skokové změny průtoků kotli VKI a VK.2. V čase c tak významně vzroste při uzavření A V2 průtok VK I. Stejně i významné změny tlakových ztrát ve spotřebitelské síti mohou při tomto napojení ovlivňovat průtok kotlem. Příčinou je vedle nespojitého chování průběhu teploty rovnez nespojité chování hydraulické. Závislost regulace na správném hydraulickém uspořádání a poměrech u kotle je vysvětlena na obr. 6-17.
I b
/•
_,.',!
ttt I I
I
ti;J
• • • • • •. . .••••••... I
i
iI i
r-·J
Průběh teplot a v závislosti na časovém průběhu spznam hořáků a ventilu A V2 pro zapojení na obr. 6-15
Obr. 6-16
i
I
L_j
I
i
KČ I
I
KČ
I
I
K 1
II
I I
I
I I I I
I
• I I
I
......„.
I
M
M
-l--...-'t. I
K 2
I
'--~~~~--'
,.j
Obr. 6-18 Zapojení více kotlů s termohydraulickým rozdělovačem (!'HR) a hlídáním teploty zpětné vody u každého kotle. Změnu průtoku mK tak můžeme z hlediska regulačního považovat za poruchovou veličinu. Vhodné je zvolit takové hydraulické řešení, u kterého zůstává průtok otopné vody kotlem konstantní. Lze to zajistit např. osazením kotlovými čerpadly pro každý kotel a nadprůtoky eliminovat termohydraulickým rozdělovačem. Obr. 6-18 ukazuje možné provedení tohoto principu.
~K
-144-
TUV
_„I
se požadovaná hodnota - teplota výstupní vody z kotle fKP nedosahuje, pak je žádoucí zvýšení výkonu hořáku Q. S ohledem na akumulační schopnost spotřebitelského okruhu se může teplota zpětné vody ze sítě tKz jevit po nějakou dobu jako konstantní. Pro tepelnou bilanci pak platí:
Pokud je zvýšení tepelného výkonu spojeno s redukcí mK, bude regulovaná veličina tKv nadměrně narůstat a to povede k předčasnému vypnutí hořáku. Při nárůstu průtoku mK se i přes zvýšení výkonu bude regulovaná veličina IKP snižovat a regulace celý proces povede k dalšímu nepotřebnému zvyšování výkonu. Obr. 6-17 Tepelná bilance u kotle
III
I
Nechť
!,;,. . .
I I
t:
L--
průtoků
I I
r•••2.-.L.Ll--1.....1!wC1..,j-+-
+tz
iI
I
.-------------~·....•.....·i------,._oHŘEV
i
'--~~~~__,-~-~-r
I
I I
I
+~~Wil-----......-------i-..:--:
I
I
'Íl<.1
I I
I I
I
I
-----......-------1--~
I
I
I
I I
I
Obr. 6-19 Zapojení více kotlů s termohydraulickým rozdělovačem (!'HR) a kotlovými čerpadly Trojcestné ventily v kotlovém okruhu umožňují zvýšení teploty zpětné vody při startu kotlů ze studeného stavu s tím, že se současně sníží průtok spotřebitelskými okruhy. -145-
Dosažitelný konstantní
průtok
kotlem též odstraní možné problémy s překračováním kotlem, který stanovil výrobce.
či podkročením přípustného PTŮ;toku
~~~~~~~~~~~-+-l~-60
·. ! 7 rq. iielllfna !-----,l--~--~,.----1'-+~~~\~·~-ro
1----~~""""-'--'-+~~~.-'<--~.Y...~-50
~..........
I
~ ,...
'-', I
HU>
,,-, I
t::=~.~Jé::t:,~~::::::t~~ ••~~.~::::::::::.~-~
.
•'
~ ··=••••C::::::l•••hofákKI
L i· •-==1===1g•c:====-hofákK2
40
·-=~c-DID••C:::J•••!~•rpadloK2
Podívejme se na chování soustavy zapojené podle obr. 6-19, kde uvažujme, že trojcestné ventily v kotlovém okruhu jsou nefunkční. Hydraulické poměry v THRjsou zřejmé na základě průběhu teplot (5) a (11) (obr. 6-20). Z obrázku je vidět, že t 11 > t5 , tzn., že se projevuje nadprůtok od místa C do D. Teplota ve snímaném místě (7) je výsledkem výstupních teplot z obou kotlů (3) a (4). Přimíchávání zpětné vody ze soustavy se neprojevuje. Za jiných provozních stavů mohou být účinky jiné (viz kapitola o THR).
Obr. 6-20 Průběh teplot v závislosti na spínání hořáků a čerpadla u K2 pro zapojení na obr. 6-19 , časovém průběhu
, 1~==,.-~~~~~~~----,,~~l~~so ~_......- · -. ,_ . . . . . .~--··---·-, /© i
Výsledek měření přinesl poznatek, i' ··-"--4• 7 reg. veliána že přes optimální hydraulické t:::;;;;---s:==~::;;;;:::::~:s;:::=t;;;;;;;-70 napojení opět taktuje hořák kotle Kl. Příčinou je, že se v čase b ~-""..:...Tl--1.....-11=--"'::..--.....e:::..::..:.::,....~~~~60 podle doby doběhu DD vypíná
6.2 Hydraulická zapojení a dimenzování směšovacích armatur Správné dimenzování směšovačů (klapek) a směšovacích ventilů je důležitým předpokladem stability regulovaného okruhu. Obvyklé je dimenzování podle autority ventilu Pv a kvs hodnoty, a proto se na tyto veličiny zaměřme.
6.2.1 Autorita ventilu Pv Autoritou ventilu je podíl tlakové ztráty zcela otevřeného ventilu a tlakové ztráty části otopné soustavy s proměnným objemovým průtokem. Měli bychom se snažit dosáhnout autority u zařízení s jedním směšovačem či trojcestným směšovacím ventilem Pv <". 0,5 více směšovači nebo trojcestnými Pv <". 0,7
směšovacími
čtyřcestným směšovačem či směšovacím
ventily
ventilem
Pv <". 0,3 Poslední případ má opodstatnění, pokud čtyřcestný směšovač přísluší přímo kotli. Více těchto směšovačů na jednom rozdělovači má smysl pouze tehdy, pamatujeme-li na čerpadlo i v primárním okruhu. U kondenzačních kotlů a ostatních zdrojů tepla, které vyžadují řádné vychlazení zpětné vody nemají čtyřcestné směšovače žádné opodstatnění.
6.2.2
Průtok
otopnou soustavou - okruhem VuN
1----~~-+-~1--~~~~~~-+~~40
••••••••••••hofákKI
-146-
Průtok je určen známým vztahem pro teplotním spádu.
přenášený
tepelný výkon
QHN ... tepelný výkon otopné soustavy (zdroje tepla) [W] Cw .••
měrná
tepelná kapacita vody [J/kg.K]
p . . . střední hustota vody [kg/ m
3
]
projektovaná teplota vody přiváděné do soustavy [ C] 0 ... projektovaná teplota zpětné vody ze soustavy [ C] 0
tPN •.. fzN
-147-
při
definovaném
llEllEllE
llEllEllE
6.2.3 Průtok kotlovým okruhem VKN je dán součtem VKN = VHNI
průtoků
Je-li tlaková ztráta A[Jvr značně menší než požadovaná, je žádoucí vyhledat směšovač či ventil s menší kvs - hodnotou. Přitom musíme však dbát, aby rychlost proudění teplonosné látky vztažená ke světlosti připojení nepřekročila následující hodnoty:
v okruzích, napojených na kotel
+ VHN2 + VHN3 + . •• + VHNn
Tlaková ztráta kotlového okruhu se určí pro průtok
VKN výpočtem.
Až do tlakové ztráty cca 3000 Pa lze použít tlakový rozdělovač. Pro vyšší hodnoty je výhodnější použít tlakově prostý rozdělovač. Tlaková ztráta kotlového okruhu a jeho průtok nejsou pro dimenzování směšovačů nevýznamné. Důležité jsou tyto hodnoty hlavně pro dimenzování oběhového čerpadla kotlového okruhu.
6.2.4 Požadovaná tlaková ztráta směšovače An '-'1-'VS
=
P,
!!.pv„
či směšovacího
jmenovitý průměr do DN 250 w s 1,5 mls jmenovitý průměr do DN 300 ws 1,8 mls
ventilu /l.pvs 6.2.7 Rychlost· proudění teplonosné látky v místě směšovacího ventilu w
[kPa]
V • }-P,
Jmenovitý průměr do DN 100 wsl,2mls
připojení směšovače
či
v
kde Apvar je tlaková ztráta části zařízení s proměnným průtokem [kPa]
w=
4·VHN 3600-ď
6.2.5 kvs - hodnota zvoleného směšovače či směšovacího ventilu kde
kvs - hodnota je jmenovitý průtok armaturou v m /h při maximálním otevření H 100 armatury a tlakové ztrátě Ap0 = 100 kPa. 3
[mls] ·ff
průtok příslušným okruhem [m3/h] a je průměr připojovacího potrubí [m]
VHN je
d
6.2.8 Příklady 1) Soustava s tlakovým kde průtok
VHN
je v m 3/h !
Z katalogového listu technických údajů směšovače či směšovacího ventilu vybereme ten, který má kvs hodnotu nejblíže hodnotě určené výpočtem. U teplovodního vytápění přitom nalézají hlavní použíti ventily s rovnoprocentní charakteristikou.
6.2.6 Skutečná tlaková ztráta vybraného směšovače
či
rozdělovačem
Požadovaný tepelný výkon okruhu nechť je QHN = 100 kW, teplota přívodní vody /pN = 70 °C a teplota zpětné vody IZN = 50 °c.
ventilu /:yJvr
[kPa]
-148-
-149-
„ )IOIE llE
Autoritu ventilu volíme Pv = O, 7 a pak je požadovaná tlaková ztráta ventilu
směšovacího
1
!:i.Pvs =Pv · /J.p,„ =0,7·--=2,33 kPa 1-Pv 1-0,7
kvs hodnota směšovacího ventilu by měla být maximálně
r---1 r-1
I~~ I I
~.-...t~+-t
M
4
6 1
K
3
2
Z návrhového diagramu vybereme ventil s kvs hodnotou nejbližší hodnotě 28,4 m 3/h. Tím bude např. směšovací ventil DN40 s kvs = 29,0 m 3/h při /t;.p0 = 100 kPa. Skutečná
tlaková ztráta směšovacího ventilu bude 43 2
V'
/J.p vr = _ff!!_ · /J.p 0 = -'-2 · 1oo = 2,2 kPa k;s 29
Obr. 6-22 Soustava s tlakovým Průtok
rozdělovačem
okruhem bude
v -
QHN HN - Cw • p· (tPN
100000
-
-/ZN) - 4187·1000 •(70-50)
1,2.10-Jm3/s=4,3m3/h
Podle obr. 6-22 otopnou soustavu tvoří dva stejné okruhy, z čehož plyne průtok kotlovým okruhem 3 VKN = VHNI + VHN2 = 4,3 + 4,3 = 8,6 m /h Tlaková ztráta části soustavy s proměnným průtokem je určena takto: kotel Í'lfJk = 400 Pa úseky podle obr. 6-15 !:lpkú = 600 Pa
č.
1 až 6
Společně získáváme tlakovou ztrátu částí potrubní sítě s proměnným průtokem !:lPvar = 1000 Pa
a rychlost proudění v potrubí o jmenovitém průměru DN 40 je w = 0,95 mls.
Je-li tlaková ztráta kotlového okruhu (Í'lfJvar) větší jak 2000 Pa, je žádoucí navrhnout do zkratu ke směšovači (viz obr. 6-22) ještě regulační, resp. vyvažovací ventil (RV). Navržen by měl být tak, aby celková tlaková ztráta zkratu s regulačním ventilem byla rovna tlakové ztrátě kotlového okruhu (/t;.pvar). Zkrat může mít podstatně menší průměr potrubí, rychlosti proudění by však ve zkratovém potrubí neměly přesáhnout 1,5 mls.
2) Dimenzování směšovací armatury u nízkoteplotních
Máme-li pouze nízkoteplotní okruh (např. podlahové vytápění) a nízkoteplotní kotel, dimenzujeme směšovací armaturu tak, jak již bylo uvedeno s průtokem okruhu VHN· Pro kotel je pak nastavena otopná křivka při venkovní oblastní výpočtové teplotě t, odpovídající přívodní teplotě jen o málo vyšší (o 5 K), než je potřebná pro nízkoteplotní okruh. Pokud jsou ale napojeny na rozdělovač např. okruhy vzduchotechniky, požaduje se provoz s konstantní teplotou např. 70 až 75°C. Tak se dostáváme ke zcela odlišným průtokům pro otopný okruh a okruh s úseky s proměnným průtokem. · Uveďme
příklad,
kde
potřebný
tepelný výkon nízkoteplotního okruhu bude
QHN=30kW. -150-
kotlů
-151-
JIEJIEJIE
Projektovaná přívodní teplota otopné vody tzN = 42°C. Průtok otopným okruhem je
tpN
llEllEJIE
QN= 30kW NT okruh 50/42 °C 111111111
= 50°C a zpětná teplota otopné vody
vzduchotechnika 70/60°(
Objemový průtok úseky 1 a 6 (viz obr.6-23), tedy úseky s proměnným průtokem, je
ON 32 Rozdíl těchto průtoků činí AV= VHN - Vvar= 3,2 - 0,92 = 2,28 m3/h
Tento
průtok
ON 20
AV se musí vracet zkratem s regulačním ventilem (pevným zkratem).
Regulační ventil RV DN 20 je tak nastaven, že jde do NT okruhu voda o teplotě 50 °C a to při plně otevřené směšovací armatuře a teplotě přívodní vody 70 °C. Kdyby byla armatura dimenzována na průtok VHN bez zkratu, pracovala by do rozsahu max. 50 až 60 % jmenovitého zdvihu. Takovéto zmenšení regulačního rozsahu by pak vedlo
ON 20
k nestabilitě regulace a provozním potížím.
3
2
1
Obr.6-23 Nízkoteplotní otopná soustava se směšovací armaturou Při celkové tlakové ztrátě úseků s proměnným průtokem např. 800 Pa bude tlaková ztráta směšovače
l!.Pvs =Pv · l!.p"' . 1-Pv
=0,7·~= l,86kPa 1-0,7
a její kvs - hodnota kVS =v/IN"
f.
-
1!.p.
-
l!.pvs
-152-
=0,92·
100
[iOO vii6
3
=6,74 m fh
Podle této hodnoty vybereme např. směšovač DN20 s kvs = 7,0 m3/h. Skutečná tlaková ztráta směšovače pak bude -153-
llOIOIE
splněna,
Pokud není tato podmínka tip
= YT
v;;N k;S
0 922 ·tip = • · 100 =I 73 kPa o
7,02
dochází k chybné cirkulaci v tlakově prostém
rozdělovači.
'
Rychlost proudění otopné vody při jmenovitém průměru DN 20 bude w = 0,8 mls. Skutečná autorita ventilu PVT je určena
r-----
Toto malé odklonění autority směrem k nižší hodnotě je nevýznamné a směšovač DN 15 by byl příliš malý.
I ..----, 1
l~e I
3) Případ obdobný, jako v části 6.2.8 -1) Zabývejme se stejným zapojením jako v části 6.2.8-1) avšak s tím, že tlaková ztráta kotlového okruhu je značně větší. Tento případ by odpovídal zapojení, kdy je např. potrubní síť od kotle k rozdělovači značně dlouhá. Celková tlaková ztráta úseků s proměnným průtokem nechť činí 20 kPa. Tlaková ztráta směšovací armatury bude pak určena tip 20 tipv s= Pv .~ = 0,7 · - - =46 kPa . 1-Pv 1-0,7
M
v
K
T1
Obr. 6-24 Soustava s
a kvs hodnota je
Této hodnotě by odpovídal směšovač DN20 s kvs jmenovitém průměru DN 20 je w = 3,8 mls.
v
I KC
=
7,0 m3/h. Rychlost proudění při
Při této vysoké rychlosti se nutně objeví hluk vyvolaný prouděním, stejně jako eroze sedla ventilu. Soustava by neměla být projektována s tlakovým rozdělovačem. Zde pomůže hydraulické „oddělení" kotlového okruhu.
6.2.9 Hydraulické zapojení s beztlakým rozdělovačem Toto zapojení je určeno pro soustavy s jedním kotlem a jedním kotlovým čerpadlem
tlakově prostým rozdělovačem
Pro dimenzování směšovače je určující pouze tlaková ztráta úseků označených (V) na obr. 6-24. Tlaková ztráta těchto úseků je většinou velmi malá a tak se dostáváme při autoritách ventilu O 5 až O 7 ke značně velkým jmenovitým kv hodnotám. V těchto případech se směšo~ač dim~nzuje pouze podle rychlostí proudění. ~utorita ventil~ Pv může přitom dosáhnout téměř hodnoty 1. Vyšší autorita armatury Je vždy z hlediska regulovatelnosti příznivější.
Zapojení podle obr. 6-25 Také zde je tlaková ztráta úseků (V) s proměnným průtokem velmi malá. ~měšova~í ventily se dimenzují podle pokynů v části 6.2.8. Při instalaci např. dvou kotl~ ~ude. m1t každý své kotlové čerpadlo odpovídající jmenovitému výkonu kotle. Spolecny prutok obou čerpadel musí být přinejmenším stejný (lépe + 5%) jako součet průtoků všech oběhových čerpadel jednotlivých okruhů.
(KČ). Průtok kotlovým čerpadlem musí být přínejmenším roven nebo lépe o něco
Dopravní tlak kotlového čerpadla se určí jako tlaková ztráta úseků „ 1, 2, K, 3, 4, 5 a 6" a směšovacího ventilu.
-154-
-155-
větší(+ 5 %), než je dopravní množství všech oběhových čerpadel otopných okruhů.
)I( )101!
Pro dimenzování směšovačů či
Tichelmannovo hydraulické zapojení kotle má smysl pouze tehdy, pokud je délka rozdělovače velká, jako je tomu např. při vytápění zahradnictví s komplexem skleníků.
směšovacích ventilů je
rozhodující tlaková ztráta úseků rozdělovač je dimenzován na rychlost proudění 0,05 až 0,2 mls při maximálním průtoku. Tlaková ztráta termohydraulického rozdělovače musí být malá.
„ v" a THR, která je opět poměrně malá. Termohydraulický
Dopravní tlak primárního (kotlového) okruhu čerpadla odpovídá tlakové ztrátě kotlového okruhu k termohydraulickému rozdělovači. Při více kotlích musí mít každý své kotlové čerpadlo. Celkový průtok kotlových čerpadel musí být alespoň o I 0% větší, než společný průtok oběhových čerpadel okruhů. Zapojení prezentovaná na obr. 6-24, 6-25 a 6-26 mají při použití kondenzačních kotlů určitou nevýhodu. V důležité oblasti výkonů (přechodné období - jaro, podzim) se zvyšuje teplota vody ve vratném potrubí, čímž se snižuje využití kondenzačního tepla ze spalin (zavádějící by to bylo při použití regulátoru teplotního rozdílu a čerpadla s plynulou regulací otáček). Nevýhodou u zapojení s termohydraulickým rozdělovačem je zvýšení tepelných ztrát rozvodu při letním ohřevu TUV, neboť otopná voda pro ohříváky TUV protéká stále celým kotlovým okruhem přes termohydraulický a tlakový rozdělovač.
K
Obr. 6-25 Soustava s tlakově prostým rozdělovačem a pevnými zkraty (bypassy) 6.2.10 Hydraulické zapojení s termohydraulickým rozdělovačem (THR)
6.2.11 Soustava s
kondenzačním
kotlem jako vedoucím
Na obr. 6-27 je schéma soustavy s kondenzačním kotlem jako vedoucím a nízkoteplotním kotlem pro špičkový výkon. okruhy 90110
75/60
75/60
so14o•c
r-~~-r~~~~~~~~~-.
M
T
K2 K1
K2
Obr. 6-27 Soustava s kondenzačním a nízkoteplotním kotlem Obr. 6-26 Hydraulické zapojení dvou kotlů s ohřevem TUV přes termohydrau/ický rozdělovač
-156-
Kondenzační
kotel s 50% celkového požadovaného výkonu pokrývá cca 85% tepla a to se stupněm využití o IO až 12% vyšším než by měl kotel nízkoteplotní. Proto je kondenzační kotel zařazen jako vedoucí. celoroční potřeby
-157-
JIOIE llE
Problém vyvstává u kondenzačních kotlů pouze u vratného potrubí, když otopné okruhy vyžadují různé teploty. Zde musíme zajistit včasné společné spojení všech vratných potrubí okruhů, aby došlo ještě před vstupem do kotle k plnému promísení. I přes toto opatření se tvorba kondenzátu zmenší a tak nedosáhneme plného využití kondenzačního tepla obsaženého ve spalinách.
ukazuje určitý kompromis. Zde však nelze vratné potrubí nízkoteplotního okruhu napojit přímo, jako je tomu na obr. 6-27. Klesá-li
průtok
nízkoteplotním okruhem k minimu, byl by odvod tepla z ekonomizéru teploty OTE způsobí nakonec bezpečnostní odstavení.
nedostačující. Omezovač
Aby v těchto případech pracovaly kondenzační kotle s maximálním stupněm využití, dodávají výrobci kotle se dvěma vstupy zpátečky. Jeden z nich je zcela dole, kde spaliny a voda proudí v protiproudu a na který je napojena nejchladnější zpětná voda. Zpětná voda s vyšší teplotou je přiváděna do druhého vstupu umístěného výš.
okruhy 50 / 40
6.2.12 Soustava obsahující kotel s ekonomizérem a kotel pro špičkový výkon
90170 "C
H
T
Využití ekonomizéruje vhodným opatřením ke zvýšení stupně využití celého zařízení. Takto doplněný kotel pak můžeme snadno kombinovat i s kotlem kondenzačním. Můžeme mít např. okruh zapojený podle obr. 6-28.
H1
T
Obr. 6-29 Hydraulické zapojení kotle s ekonomizérem a kotle pro soustavy s jedním nízkoteplotním okruhem
špičkový
výkon u
Čerpadlo Čl se musí následně postarat o zajištění minimálního průtoku. Provoz
K2
Obr. 6-28 Hydraulické zapojení kotle s ekonomizérem a kotle pro špičkový výkon Regulační
ventil (RV) slouží ke škrcení, aby se při plném provozu hořáku a zcela armaturách dosáhlo zvýšení teploty zpětné vody proudící ekonomizérem zhruba o I OK. otevřených směšovacích
Při
tomto zapojení protéká ekonomizérem jen část celkového průtoku a tak jeho tlakové ztráty jsou malé (cca 80 až 200 Pa). Takto se i tlakové ztráty kotlového okruhu zvyšují jen nepatrně. Pokud je v řadě otopných okruhů i jen jeden nízkoteplotní, je vhodné propojit jeho vratné potrubí s ekonomizérem. Takovéto propojení naznačuje obr. 6-29, který -158-
čerpadla je nezávislý na výkonu nízkoteplotního okruhu. Je závislý pouze na výkonu ekonomizéru s teplotním spádem !J,.t = 8 až 10 K. Často je používáno čerpadlo s více stupni otáček. S nejvyššími otáčkami Gmenovitým průtokem) je provozováno při plném výkonu hořáku kotle. Pracuje-li hořák pouze na první stupeň, přepíná se čerpadlo na nižší stupeň otáček.
Čidlo teploty zpětné vody (ZT) a směšovač (Ml) s PI regulátorem teploty zpětné vody lze použít pouze u zařízení s ekonomizérem a kotlem s plynovým, olejovým či kombinovaným hořákem.
Má-li soustava dva kotle z nichž jeden je rozšířen o ekonomizér, je řídicím (vedoucím) kotel s ekonomizérem. Hydraulické propojení zdrojů tepla může mít různé podoby. Většina techniků používá v projektech pár osvědčených základních zapojení. Ne vždy však s nimi vystačíme a tak pokud tvoříme nová zapojení, mějme vždy na paměti nejen správné hydraulické propojení, ale i stabilní regulační chování soustavy, které vyžaduje správný návrh směšovačů či směšovacích ventilů.
-159-
7. ŘÍZENÍ OTOPNÝCH SOUSTAV
7.2 Regulace a regulátory
Regulace a ovládání, tj. různé úrovně řízení jsou technické pochody přístrojů, zařízení, funkčních systémů atd., u kterých se ovlivňují fyzikální (teplota, tlak, rychlost apod.) nebo technické (práce, výkon, kroutící moment apod.) veličiny na základě předpokládaných zákonitostí zamýšleným způsobem. 7.1 Řízení - ovládání
Regulaci lze považovat za vyšší formu řízení. U předpokládaného systému je regulace technický děj, při kterém se fyzikální nebo technické veličiny regulované veličiny snímají a jejich signál je se signálem jiné veličiny (řídicí) porovnáván a přizpůsobován. Je tedy zřejmé, že na rozdíl od ovládání s otevřeným řídicím obvodem se regulace vyznačuje uzavřeným regulačním obvodem.
Ovládání v předpokládaném systému, u kterého jedna nebo více veličin je jako vstupní a jiná jako výstupní je dějem, který na základě zřejmých zákonitostí ovlivňuje systém. Příznačné pro ovládání je, že okruh působení řízení není uzavřen. To znamená, že vstupní veličiny postupně ovlivňují výstupní, ale výstupní veličiny zpětně neovlivňují vstupní. Ovládání je tak charakterizováno jako řízení bez zpětné kontroly měřením.
Řidici přístroj
..........,-~·-Xa
s
y
X
Obr. 7-1 Blokové schéma - ovládání (otevřený obvod) se vstupní veličinou x. a výstupní veličinou Xa řízení
R
~ařízení, které řízenou (výstupní) veličinu urcuje se nazývá řídící přístroj. Rízení může být definováno podle výstupní veličiny (např. řízení otáček) nebo podle vstupní veličiny (např. snímač přetížení čerpadla).
Na jednoduchém praktickém příkladu (obr. 7-2) uplatněme pojem nzení ovládání. Zde je oběhové čerpadlo v otopné soustavě řízeno spínacími hodinami. Spínací hodiny jsou nastaveny tak, že zapnou čerpadlo např. od 6.00 do 21.00 h. Spínací hodiny tak působí na čerpadlo, ale čerpadlo nepůsobí na spínací hodiny. Znamená to, že výstupní veličina (čerpadlo) nepůsobí zpětně na vstupní obě. ové. veličinu (spínací hodiny) a řídící čerpadlq Kotel obvod tak není uzavřen.
!
I
Obr. 7-2 Příklad řízení-ovládání
-160-
Obr. 7-3 Blokové schéma regulačního obvodu S - regulovaná soustava z - poruchové veličiny R - regulační zařízení Xs - požadovaná hodnota Xw = X; - Xs - regulační odchylka x - regulovaná veličina y - akční veličina Dříve
než si uvedeme jednoduchý příklad z praxe, je potřebné si pro zvládnutí oživit pojmy některých základních veličin.
regulačního děje
Regulovaná veličina x - je hodnota udržovaná konstantní nebo ve zvolené závislosti na více jiných zvolených veličinách. Regulační rozsah xh - je rozsah, ve kterém se může regulovaná veličina x vyskytovat a působit Požadovaná hodnota Xs - je předpokládaná hodnota , na které je regulovaná veličina x regulačním zařízením udržována. Skutečná hodnota X; - je naměřená hodnota v určitém čase.
-161-
Regulační
odchylka Xw - představuje rozdíl mezi požadovanou hodnotou Xs a hodnotou X;, přičemž může být kladný i záporný. Regulovaná soustava S - je část regulace, která představuje určující ovlivňovanou oblast, tj. soubor řízených prvků v regulačním obvodu např. mezi pohonem a čidlem Poruchová veličina z - je veličina, která působí zvenku na regulovanou soustavu S a způsobuje odchylku od požadované veličiny. Akční veličina y - je výstupní veličinou regulačního zařízení, kterou se regulovaná veličina x odpovídajícím způsobem ovlivňuje. Nastavitelný rozsah Yh - je rozsah, ve kterém akční veličina y působí. Akční člen Y - je příslušná část regulačního obvodu ovlivňovaná akční veličinou y, která umožňuje udržovat regulovanou veličinu x na požadované hodnotě (např. pohon a ventil). Regulační zařízení R - způsobí na základě regulační odchylky Xw akční veličinu y (čidlo+ regulátor+ pohon). Řídicí veličina w - je zvnějšku regulačního obvodu vnesená požadovaná hodnota (např. teploty, tlaku, průtoku), ze které vyplývá příslušnou závislostí regulovaná veličina x. skutečnou
Reo-ulá~• ó
l
r·-·-·-·1
Rty'-·-:-~ I
M
X
Kotel
I
tt f z
Výše popsané veličiny objasněme na příkladu (obr. 7-4), kde požadujeme dodržení konstantní teploty u centrálně vytápěné místnosti. Pokud je snímač správně nastaven, tak teoreticky dostaneme po určité době požadovanou vnitřní teplotu. Tato hodnota však nezůstane při pevně nastaveném směšovači dlouhodobě konstantní, neboť se začnou projevovat vnější vlivy. Těmi bude např. změna tepelných ztrát, účinek slunečního záření, tepelné zisky od vnitřních zdrojů apod., což vše představuje poruchové veličiny. Především pak poruchové veličiny činí regulaci žádoucí. V příkladu je regulovaná veličina, tj. vnitřní teplota udržována na konstantní hodnotě. Tlačítkem nastavení teploty (vysílač požadované hodnoty) se volí požadovaná hodnota X 5 • Tato hodnota se přenese skrze řídicí veličinu w (např. elektrický signál). Vznikne - li odchylka regulované veličiny x od požadované hodnoty X 5, tj. regulační odchylka Xw, regulátor to na základě měření zaregistruje a bere to jako popud ke změně akční veličiny y. Následkem je přívod energie (proudu) do servomotoru. Změna nastavení směšovače tak má přirozeně vliv na teplotu vzduchu ve vytápěném prostoru, tedy na regulovanou veličinu x. Pokud se naměřený údaj vnitřní teploty liší od požadované hodnoty Xs a vznikne tak regulační odchylka Xw, provede regulátor novou změnu akční veličiny y.
-162-
I
S
'-l::==::r't-i--._.,....,._...,.L_._....M~stn?~
.
snímač
regulátor,._..,.„
.,
---1 motor
I
L. ___ R-re~lační:~~-----·_j y
X
,·-·-·-·---·-·! j otopné Yh I I
místnost
L._
těleso
z
Obr. 7-4 Princip regulace teploty centrálně vytápěné místnosti x, - požadovaná hodnota (tlačítko nastavení teploty) z - poruchová veličina (např. sluneční záření) y- akční veličina (servomotor) Y1i - nastavitelný rozsah (směšovací poměr)
-163-
Stále probíhající proces merení, porovnávání a korigování lze označit jako regulační obvod. Regulační obvod můžeme zobrazit blokovým schématem, resp. představit si ho jako proudové signální schéma (obr. 7-4). Schéma sestává ze
koncovými stavy dopředu a zpět, mezi horní spínací hodnotou x 2 a dolní x 1• Rozdíl mezi oběma spínacími hodnotami je tzv. spínací diference xd = x2 - x1. Požadovanou hodnotu x, lze předpokládat ve středu rozsahu mezi x1 a x2.
dvou hlavních skupin: - regulační zařízení s jemu příslušejícím blokem snímačů, regulátorů a servomotorů
- regulovaná soustava s jí příslušejícím blokem místností, směšovačem a otopnými tělesy.
·v== s
y
+112 y,, - - - - · - - - ' - - -
-
Každý blok představuje jeden článek regulačního obvodu. Každý článek má svou vstupní a výstupní veličinu. U příkladu je vstupní veličinou teplota otopné vody pro otopné těleso a výstupní veličinou předané množství tepla.
1ť
v.IV R X
-112 v.
7.3 Členění regulátorů
, r-
- - - _,__ _+---I x,
'-"
"2
X,,
x,
Regulátory jako regulačně-technická zařízení můžeme rozdělit na nespojité a spojité. Pro nespojité regulátory je charakteristická skoková změna akční veličiny na přinejmenším dvě či více definovaných hodnot. S tím je spojena změna regulované veličiny a stabilní nastavení exaktní konečné hodnoty je zpravidla sotva možné. Znakem spojitých regulátorů je naopak spojitá, klouzavá změna akční veličiny, která se dá nastavit na každou myslitelnou hodnotu, resp. mezihodnotu. Tím je zajištěno stabilnější chování regulované veličiny. Způsob práce regulátorů může být zajištěn s nebo bez pomocné energie a podle druhu může být pomocná energie elektrická, hydraulická nebo pneumatická.
7.3.1 Nespojité regulátory Do nespojitých regulátorů řadíme takové, které skokově mění akční veličinu z konečné hodnoty na jinou např. přes jednoduché zapnuto a vypnuto což lze označit jako dvoupolohové chování. Dvoupolohový regulátor může akční veličinu přenést pouze ke dvěma stacionárním hodnotám, které jsou definovány +I /2 Yh a -1 /2 Yh· První hodnoty je dosaženo pokud regulovaná veličina x překračuje určitou hodnotu označenou jako x2 (obr. 7-5) a druhé hodnoty pokud regulovaná veličina x překračuje jinou určitou hodnotu x 1• Regulovaná veličina x se pohybuje pouze mezi oběma -164-
_:o:-
-
X
••
Obr. 7-6 Blokové schéma dvoupolohového regulátoru regulované soustavy prvního řádu.
Obr. 7-5 Statická charakteristika dvoupolohového regulátoru se spínací diferencí Xd·
Dvoupolohový regulátor regulované soustavy prvního řádu ukazuje obr. 7-6. Pojem soustava prvního řádu lze definovat tak, že regulovaná soustava nemá dopravní zpoždění, resp. dobu průtahu. Pro ozřejmení přijměme následující: je na počátku regulovaná veličina x = O a požadovaná hodnota bude určena x, = 50 %. Tak dostaneme regulační odchylku Xw > O. Regulátor pak zapíná výstupní veličinu Yh· regulovaná veličína x regulované soustavy probíhá v závislosti na čase podle exponenciální funkce s časovou konstantou T, (obr. 77). Jakmile regulovaná veličina x dosáhne vypínací hodnoty x2 regulátor vypíná výstupní veličinu Yh· Výstupní veličina x regulované soustavy nyní klesá s ohledem na časovou konstantu T, tak dlouho, dokud se nedosáhne spínací hodnoty x 1• Nyní regulátor znova zapíná výstupní veličinu Yh· Regulovaná veličina x opět roste dokud nedosáhne vypínací hodnoty x2 a regulátor opět vypne. Nechť
Regulovaná veličina x se tak neustále pohybuje mezi spínací a vypínací hodnotou. Pracovní oblast regulované veličiny x je tudíž určena spínací diferencí regulátoru xd = x2 - x1. Analogicky k požadované hodnotě 50 % dostáváme do~u zapnutí T. a vypnutí Ta akční veličiny Yh okolo 50 %, tj. T. = Ta. Pokud Je
-165-
požadovaná hodnota větší jak 50 %, pak T, > Ta (obr. 7-8) a je-li menší jak 50 %, pak Te< Ta (obr. 7-9). Má - li regulovaná soustava dopravní zpoždění T, nebo dobu průtahu T,,, pak se jedná o regulovanou soustavu vyššího
X
100%
platí pro dolní spínací hodnotu. Výsledkem je, že vnitřní teplota kolísá ve větším rozmezí do vyšších a nižších teplot (obr. 7-10). X
Obr. 7-10 Průběh regulované veličiny x regulačního obvodu s dvoupolohovým regulátorem a regulovanou soustavou s dobou průtahu Tu a dopravním zpožděním T,.
řádu.
Dobou
průtahu
nebo dopravním rozume1me dobu, která uběhne než regulátor zpozoruje regulační změnu a zareaguje na ni. Například otevře smesovací armaturu, aby do okruhu a otopných těles tekla teplejší voda. Následně dojde ke zpožděním
y
Obr. 7- 7 Regulační chování dvoupolohového regulátoru s požadovanou hodnotou x, = 50 % (T. = T,,) X
100%
75%$~~~~z:S::
Dobou průtahu nebo dopravním zpožděním se zvyšuje regulovaná veličina x nad dosah vypínací hodnoty x 2 • Stejně tak se snižuje ještě po dosažení spínací hodnoty X1 (obr. 7-10). Šířka pásma regulované veličiny x již není tak malá jako byla spínací diference Xd u regulované soustavy prvního řádu, ale je širší než šířka pásma kolísání x 0 • Čím větší je poměr dopravního zpoždění T, nebo doby průtahu Tu a doby přechodu úseku T„ tím větší je šířka pásma kolísání x 0• Třípolohový regulátor pracuje principiálně jako dvoupolohový; akční veličina y však připouští vedle dvou stacionárních regulačních hodnot - vypnuto a zapnuto ještě třetí hodnotu - stop. Tak je možné přizpůsobit výkon s odpovídajícím nastavením právě požadované okamžité potřebě tepla. Oblast regulované veličiny x lze označit neutrální zónou kde regulátor nevysílá ani zapnuto ani vypnuto. Tato neutrální zóna je srovnatelná se spínací diferencí dvoupolohového regulátoru a můžeme ji rovněž tak i označit xd.
Obr. 7-9 Regulační chování dvoupolohového regulátoru s požadovanou hodnotou x, = 25 % (T.
Obr. 7-8 Regulační chování dvoupolohového regulátoru s požadovanou hodnotou x,= 75%(T.>T,,)
zvýšení teploty vzduchu ve vytápěném prostoru a odpovídajíce údaji čidla vnitřní teploty regulátor reaguje a směšovací armatura zavírá. Regulační zpoždění od otevření směšovače po zpozorování změny na regulátoru teploty je dopravním zpožděním nebo dobou průtahu. Má za následek, že směšovač přivře opět pozdě a vnitřní teplota překmitne požadovanou hodnotu. Totéž zrcadlově
-166-
Třípolohový krokový regulátor pracuje v zásadě stejně jako třípolohový regulátor, avšak s tím rozdílem, že při nevznikající regulační odchylce akční veličiny y se nevysílá trvalý signál, nýbrž pulsní signál ve smyslu zapnuto a vypnuto (obr. 7-11). Důsledkem je „kroková" práce akčního členu. Regulační chování se může dále zjemňovat přídavným pulzačním poměrem přerušení, který se mění v závislosti na regulační odchylce. Třípolohový krokový regulátor se dá dík této přídavné funkčnosti přirovnat svou regulační kvalitou k jakémusi quasi-spojitému PI regulátoru. Velmi často se tak zhledem ke svým výhodám používá ve vytápěcí technice především pro regulaci teploty přívodní vody do
vytápěcích okruhů.
-167-
regulovaná veličina x tak akční odpovídá určité veličině y, a to uvnitř regulačního rozsahu, resp. pásma proporcionality Xr Pásmo proporcionality (Poblast) je v příkladu (obr.713) charakteristickým mechanickým parametrem regulátoru.
y
zap.
kotel
.-1,S 1·;:s
th
I ;:s .~
I t!
L·-·-·-·-·-·J
I
vyp. · - -----:,~,(.:::JBK příliš
pož. ho1nota Xs
chladno
Obr. 7-11 Výstupní signál akční veličiny y
+8K příliš teplo
třípolohového
Obr. 7-12 Principiální zobrazení jednoduché regulace teploty vzduchu ve termostatickým regulačním ventilem na otopném tělese
vytápěném prostoru
krokového regulátoru ~--2
7.3.2 Spojité regulátory
.....;J;;.-Ť---
Pokud měla akční veličina y u nespojitých regulátorů pouze dvě hodnoty (zapnuto - vypnuto) může u spojitých regulátorů přijmout každou konečnou hodnotu, ale i libovolnou mezihodnotu. U spojitých regulátorů rozlišujeme různé systémy, které vysvětlují následující řádky.
3
y
7.3.2.1 P-regulátor (proporcionálni)
Funkci P-regulátoru lze popsat na termostatickém regulačním ventilu otopného který reguluje podle teploty vzduchu ve vytápěném prostoru (obr. 7-12 a 7-13).
tělesa,
Měřící čidlo (termostatická hlavice) je naplněno roztažnou látkou (např. alkohol), která se při ohřevu okolním vzduchem (regulovaná veličina x) roztahuje a vlnovec v hlavici více či méně stlačuje. Zdvih vlnovce (akční veličina y) je přenášen vřetenem na kuželku ventilu, která mění zdvih ve svém rozsahu (nastavitelný rozsahyh) a odpovídajíce zdvihu se mění průtok ventilem.
Vyvstává tedy proporcionalita (úměra) mezi teplotou vzduchu (resp. změnou objemu náplně) a nastavením ventilové kuželky (akční veličiny y). Každá -168-
Obr. 7-13 Termostatický regulační ventil otopného tělesa s hlavicí s kapalinovou náplní: 1 - alkoholová náplň, 2 - vlnovec, 3 - vřeteno ventilu, 4 kuželka ventilu, 5 - sedlo ventilu S ohledem na pásmo proporcionality je regulovaná veličina x rovna požadované hodnotě x, pouze při nastavení vlnovce Yh = 50 %. Každé jiné nastavení vlnovce, které je menší či větší jak 50 % vede nutně k odchylce regulované veličiny x od požadované hodnoty x,. Maximální trvalá regulační odchylka Xw mezi regulovanou veličinou x a nastavenou hodnotou x, je závislá na velikosti pásma proporcionality Xp.
-169-
V uvedeném příkladu (obr. 7-13) je nastavená (požadovaná) hodnota x, = 20 °C a pásmo proporcionality Xp = 6 K. To znamená, že při nastavení vlnovce Yh = O % je regulovaná veličina x 1 = 23 °C a při nastavení Yh = 100 % je regulovaná veličina x 2 = 17 °C.
Dynamické chování P-regulátoru s různě nastaveným pásmem proporcionality je ukázáno v podobě skokové funkce se skokovou odpovědí na obr. 7-15.
x.
Když
je pásmo proporcionality 100 %, je výstupní změna Xa zrovna tak veliká jako vstupní x,. pokud je pásmo proporcionality Xp = 50 %, je výstupní změna x 0 dvojnásobkem změny vstupní x,. Pokud je naopak Xp = 200 %, je výstupní změna x 0 poloviční oproti změně vstupní x,. Matematicky vyjádřeno můžeme psát Xp
Jak je z příkladu zřejmé, jedná se zde o regulátor s pevně nastaveným pásmem proporcionality a trvalou regulační odchylkou Xw· U regulátorů s nastavitelným pásmem proporcionality ho lze odpovídajícím způsobem přizpůsobit regulační úloze a regulované soustavě.
I fo I
Nastavení pásma proporcionality se však musí provést tak, aby regulovaná soustava zůstala stabilní. Regulovanou soustavu považujeme za stabilní, pokud regulační orgán při určitém nastavení v rámci jeho nastavitelného rozsahu Yh se pokud možno brzo ustálí (obr. 7-14). Jako nestabilní by se soustava chovala, pokud by regulační orgán nenalezl setrvalou polohu a trvale X osciloval okolo nastavené hodnoty x„ Stabilitu či nestabilitu regulované soustavy lze při přesné znalosti jednotlivých členů matematicky určit a tak určit i příslušnou velikost pásma proporcionality. Čím menší je pásmo proporcionality, tím menší je regulační odchylka Xw. ale tím t · rychleji jde regulovaná soustava k nestabilitě. Obr. 7-14 Regulační chování P-regulátoru při výskytu poruchové veličiny z
Máme-li posoudit regulovatelnost regulované soustavy, je třeba sledovat nikoli statické, ale dynamické přechodové chování. K tomu potřebujeme nejdříve znát tzv. skokovou funkci s odpovědí na skokovou změnu. Skokovou odpovědí regulátoru rozumíme chování akční veličiny y v čase při skokové změně regulované veličiny x. V ideálním případě se mění akční veličina y stejně tak skokově. V praxi se to však nestává, neboť regulátory a regulované soustavy pracují s časovou konstantou.
-170-
I
r---,----· I
2
I
=
Xa
•
Xe
=-·100 Xp
[%]
Vztah je však platný pouze tehdy, když je časová konstanta regulátoru vzhledem k časové konstantě regulované soustavy zanedbatelně malá. Obr. 7-15 Skoková funkce a odpověď ?-regulátoru s různě nastaveným pásmem proporcionality
Je-li však trvalá regulační odchylka xw nežádoucí, musíme použít jeden z následujících regulátorů.
7.3.2.2 I-regulátor (integrační)
Výstupní veličina y I-regulátoru je tvořena součtem v čase následujících vstupních veličin x,. Matematicky to znamená, že regulační odchylka xw je dána integrálem v čase změny akční veličiny y. Jinak řečeno součin času a regulační odchylky je v každém okamžiku stejně veliký. Znamená to změnit akční veličinu y s ohledem na vývoj poruchové veličiny y u regulované soustavy S tak, aby se regulační odchylka xw vyhladila, resp. byla rovna nule. Velká regulační odchylka Xw působí velkou regulační rychlost vy a malá regulační odchylkaxw malou regulační rychlost vy: v
\'
y T
xw
=-R>-
T
-171-
Pokud vyneseme nastavitelnou regulační rychlost vy v závislosti na regulační odchylce Xw graficky, získáme obr. 7-16. Kromě požadované hodnoty Xs, které odpovídá Xw = O a vy = O regulátor vykazuje proporcionální závislost regulační rychlosti vy na regulační odchylce, tzn„ že vykazuje I-chování.
nejdříve tehdy, až bude regulační odchylka Xw rovna nule a tak trvalé regulační odchylce (obr. 7-18).
akčni člen
y
směřuje
k nulové
t
P1
Obr. 7-17 Principiální zobrazení regulátoru tlaku plynu jako I-regulátoru v regulované soustavě prvního a vyššího řádu
Vy
Obr. 7-16 Regulační rychlost u I-regulátoru
Vy
v závislosti na
regulační
odchylce
Xw
X
1
Funkční
chování I-regulátoru si představme na regulátoru tlaku plynu, který se používá u plynových hořáků (obr. 7-17).
Ve stavu rovnováhy je síla, která je vyvozena působením tlaku x = p 2 na plochu membrány, rovna opačnému působení síly pružiny. Tak lze pro p 2 určit požadovanou hodnotu Xs volbou síly pružiny. Klesá-li tlak p 2 , je síla působící na membránu menší než síla pružiny a ventil otevírá. Roste-li tlak p 2 , síla působící na membránu se zvětšuje, je větší než síla pružiny a ventil uzavírá. I-chování regulátoru spočívá v tom, že při veliké regulační odchylce Xw od nastavené hodnoty je odpovídajícím způsobem větší i zpětná síla pružiny než je tomu pouze při malé regulační odchylce xw- Čím více působí síla pružiny, tí~ větší je také vratná (regulační) rychlost vY' Kladná regulační odchylka +xw způsobuje zavírání ventilu, záporná regulační odchylka -xw naopak otevírání (obr. 7-16). I-regulátor vejde do klidové fáze
-172-
r--------
y
/
to Obr. 7-18 Chování I-regulátoru při vzniku poruchové veličiny
„---,'
Obr. 7-19 Skoková funkce a skoková odpověď I-regulátoru
-173-
.......
Dynamické chování I-regulátoru je nejlépe zřetelné opět na skokové funkci (obr. 7-19) a tak porovnejme chování I-regulátoru s chováním P-regulátoru. Zjistíme, že na rozdíl od P-regulátoru, I -regulátor nemění při skokové změně regulované veličiny x svou akční veličinu y skokově, ale pozvolna. Opírajíce se o průběhy skokových funkcí P a I-regulátoru, lze ohledně této techniky poznamenat následující: P-regulátor vykazuje dynamicky lepší chování než I-regulátor a I-regulátor vykazuje lepší statické chování než Pregulátor. Co je slabinou prvního je silnou stránkou druhého regulátoru a tak je logickým závěrem jejich kombinace. regulační
Jak ukazuje obr. 7-22 je skoková funkce složena z průběhu části P a I. Při vstupním skoku naběhne P-regulátor ihned na výstupní veličinu Yi. kterou by po určité době dosáhl i I-regulátor. PI-regulátor naproti tomu použije P-část v rámci pásma proporcionality a pak I-část potlačí trvalou regulační odchylku. Časový interval, ve kterém je regulační odchylka kompenzována se označuje jako integrační časová konstanta T•. Ta je u PI-regulátorů nastavitelná stejně jako pásmo proporcionality (změnou strmosti I-části se T. zrnění na T. 1 - obr. 7-23). Pokud je potřebný větší skok regulované veličiny (v obr. 7-23 čárkovaně), pak nastavená P-část zůstává nezměněna. Pouze I-část mění svou velikost v rámci nastavení integrační časové konstanty T/ PI-regulátor má dva nastavitelné parametry: - pásmo proporcionality Xp a - integrační časovou konstantu T•.
7.3.2.3 PI-regulátor (proporcionálně-integrační) Ideální regulátor by měl zvládnout jak vyregulování regulační odchylky xw, tj. navození požadované hodnoty x„ tak rychlou stabilizaci po vyregulování poruchy. P-část vede k rychlé stabilizaci regulačního pochodu a 1část PI-regulátoru zajistí dosažení požadované hodnoty. opětovné
X
X
z'
r--------pfi
pfiZ
Kombinaci Pa I-regulátoru si můžeme teoreticky představit jako jejich paralelní řazení. V praxi není toto uspořádání příliš rozšířeno s ohledem na finanční, ale i technické důvody. Na obr. 7-20 je blokové schéma PI-regulátoru a na obr. 7-21 jeho dynamické chování, které je vysvětleno na základě skokové funkce. P-tást
y
y
l-tást P-tást
x,-y.-100% Xz
t
x.
x,.=O
fz
Yh x1 "'Y•=O%
x,
fo
Obr. 7-20 Blokové schéma PI-regulátoru se vstupní veličinou x. a výstupní veličinou x0
-174-
Obr. 7-22 Skokováfankce a odpověď PI-regulátoru s integrační časovou konstantou T.
Obr. 7-21 Chování PI-regulátoru při výskytu poruchové veličiny z a jejího vyregulování
Obr. 7-23 Skolrováfankce a odpověď PI-regulátoru při změněné integrační časové konstantě T/ a zvýšeném vlivu poruchové veličiny i
7.3.2.4 D-regulátor (derivační) D-regulátor má především teoretický charakter, neboť může provést regulační zásah jen podle rychlosti změny regulační odchylky, ale ne podle velikosti regulační odchylky. D-část tak může být vždy jen součástí jiného regulátoru. D-
-175-
regulátor nebude vůbec reagovat na konkrétní regulační odchylku Xw· Bude reagovat pouze tehdy, pokud se bude měnit v čase. Obr. 7-24 ukazuje skokovou funkci teoretického Dregulátoru.
X
Čas
po který působí D-část regulátoru se nazývá derivační časovou konstantou T,,. Čím je derivační časová konstanta větší, tím výrazněji zasahuje regulátor po vstupní skokové zmene do regulačního průběhu, tj. tím vyšší je výstupní veličina.
I fo
I I
I y
I
I
Obr. 7-24 Skoková funkce a odpověď D-regu/átoru s derivační časovou konstantou T,,.
Při vstupním skoku nejprve stoupne díky D-části výstupní veličina a to velmi rychle, aby pak rychle klesala opět k nule, pokud je vstupní skoková změna u konce a nadále se nemění. Návratu na nulu zabrání P-část, která poněkud zbrzdí (více či méně podle nastaveného pásma proporcionality) výstupní veličinu. Poté působí I-část, která překryje P-část. Výstupní veličina pak roste úměrně nastavené integrační časové konstantě T.. Přesné spolupůsobení takovéhoto průběhu ovšem prodlužuje nutnost precizního nastavení.
PID-regulátor má tři nastavitelné veličiny: - pásmo proporcionality xP' - integrační časovou konstantu T. a derivační časovou konstantu T,,.
y Xs
f
z
7.3.2.5 PID-regulátor (proporcionálně-integračně-derivační)
~
~~
-==-
.__
_lL_
x.
PID-regulátor je kombinací dříve popsaných P, I a D regulátorů, který si opět můžeme teoreticky představit jako paralelně řazené tři regulátory. Blokové schéma ukazuje obr. 7-25. Úkolem PID-regulátoru je co možná nejrychlejší vyregulování vzniklé regulační odchylky a současné dosažení požadované hodnoty Xs (obr. 7-26). Dynamické chování PID-regulátoru nejlépe opět objasní skoková funkce (obr. 7-27).
.__
1:_ -
X1.0.Yh=0% X7
fo Obr. 7-26 Chování PID-regu/átoru při výskytu poruchové veličiny z
Obr. 7-27 Skokováfunkcea odpověď u PID-regu/átoru
s Tv a T. konstantou 7.4 Nastavení regulátorů u spojitých lineárních
regulačních obvodů
Optimálním nastavením regulátorů na základě matematických výpočtů a obtíží při praktickém použití se již dříve zabývali Američani Ziegler a Nichols, stejně jako Chien, Hrones a Reswick. Stanovili praktické metody nastavení, které přinášejí s dostatečnou přesností dobré regulační chování u mnoha aplikací. zohlednění
Obr. 7-25 Blokové schéma PIDregulátoru se vstupní veličinou x, a výstupní veličinou Xa -176-
X
-177-
7.4.1 Nastavení podle Zieglera a Nicholse
Postup nastavení regulátoru je shrnut do následujících po
sobě jdoucích bodů:
Při znalosti poměru T jTg se tyto hodnoty dosadí do tab. 7-2 a tak se určí hledané nastavení regulátoru pro regulovanou soustavu. Tato metoda však vyžaduje stálé měření regulované soustavy spolu se zapisováním či ukládáním dat. Poměr T.ITg můžeme označit jako tzv. stupeň obtížnosti.
X
•Nejdříve je
regulátor nastaven jako P-regulátor s Tv =O a T. = ao. • Poté se pásmo proporcionality Xp tak dlouho zvětšuje, až regulace přejde do netlumeného kmitání. • Nakonec je určeno kritické pásmo proporcionality Xpk a kritická doba kmitu Tk pro netlumené kmitání (obr. 7-28). •Optimální nastavení odpovídá hodnotám v tab. 7-1.
inflexní tečna
y
"ti:'~--- X.
Tab. 7-2
regulátor
X
p
T.
Tv
3,3 T,/Tg 2,9 T,/Tg 1,7 T,JT.
1,2 Tg 1,0 T.
0,5 T.
PI PID
Obr. 7-29 Skoková fankce a odpověď s injlexní tečnou a zpožďujícím členem vyššího řádu buzené kmity
netlumené kmity
Obr. 7-28
Určení
7.4.3 Charakteristiky regulačního obvodu
kritického pásma proporcionality Xpk a kritické doby kmitu
Tk
Uve.ďme zde činitel přenosu K, jako další důležitou veličinu, která je definována podilem změny výstupní a vstupní veličiny a charakterizuje regulovanou soustavu v jejím ustáleném stavu; re
T. 2Xpk
PI PID
K=&· s & •.
2,2Xpk
l,6x
k
Zr~v?a ~.lze defin~v~t činitel přenosu regulačního zařízení, jako podíl změny
7.4.2 Nastavení podle Chiena, Hronese a Reswicka
se ve vytápění nevyskytuje téměř žádná regulovaná soustava s pouze dopravním zpožděním T;, definuje ji jakási náhradní doba v podobě tzv. doby průtahu T. (obr. 7-29). Je to doba určená časovým okamžikem to a průsečíkem inflexní tečny s osou času. Krom toho se dík inflexní tečně rovněž určí doba náběhu Tg- Ta je určena průsečíkem inflexní tečny s rovnoběžkou s osou času vedenou ustáleným stavem.
akcm vehcmy ke zmene regulované veličiny;
Neboť
čistým
-178-
Součin K. a KR nám udává zesílení obvodu, což je velmi důležitá hodnota vzh!e~e?1 ke stabilitě re~ulace. Přehled obvyklých regulačních dat a aplikací ve vytapem a vzduchotechmce podává tab. 7-3.
-179-
llEllOIE
llE llHIE
Tab. 7-3 Charakteristické hodnoty regulované soustavy ve vzduchotechnice podle Schrowanga
"' :}
........
.,,~
~~ -.,;:
~R
~~
"!. o
"'o
o"' o
"!.
o
~
"' N
~
lil
,,;
o
a
vytápění
"'"!.o
"'o
"'"!.o
6
o
o
-
o
~
"'
"'
li)
N
N
o
~
~
N
N
..,o
~
-
N
o
o ....
N
o
o ....
..,o
....o
o
~~
,,;
o Cli
,,;
~
~
-
.,;
·~
o
~
E.::.;~
~
?
"'
g
o
°'
"!
o
lil.
~
"!.
o
~
....o
"!.
~
:}
o
Cli li)
o
"'
8. REGULACE TEPELNÉHO VÝKONU Základním opatřením k zajištění hospodárné dodávky tepla pro vytápění staveb je dokonalý technický stav kotelen a úpraven parametrů a jejich vybavení odpovídající regulací. U rozsáhlejších objektů, které jsou navíc ještě vhodně orientovány vzhledem ke světovým stranám a tak s rozdílným osluněním fasád, je nanejvýš vhodné uplatnění zónové regulace, která přesněji postihuje proměnnou potřebu tepla.
li)
N
a
Regulaci tepelného výkonu vytápěcích zařízení lze docílit: regulací zdrojů tepla centrální regulací otopné soustavy nebo jejích částí - místní regulací spotřebičů tepla.
-
Výhodou vodních otopných soustav je možnost regulovat tepelný výkon
dvěma
způsoby:
-
~
~
Cli
~
N
8
kvalitativně
kvantitativně
Přičemž při
kombinaci obou uvedených způsobů hovoříme o sdružené regulaci.
OD
8.1 Kvalitativní regulace
;::i?
~
·-
"'
~
.,;
o
"'
-
"l.
lil
"l.
~
o
Při této regulaci se mění teplota otopné vody a průtok zůstává konstantní. Kvalitativní regulaci lze provádět změnou teploty vody ze zdroje tepla, popř. směšováním v trojcestných nebo čtyřcestných směšovacích armaturách či v pevném směšovacím bodě potrubní sítě.
Označme poměr skutečného přenášeného výkonu do místnosti ke jmenovitému výkonu pro tutéž místnost
t: ,
t.-ť
s
o}
s:§
>
Oo~ >o -§. ~. .....fr·i:: > -~ ..... 'c:i. ..... ' Q)
.g ~ .8 so .8 i! s -a> i! ~ s2 ,5 () .....o -o ,5 g o o ť ť> ..... .d ..... > fr ]'~ fr:g .....fr-~] ~ ......~ . . . "'= .....fr -~8 o
Q
QN
t1-t,
•Q)
1
c:i.
-180-
•Q)
kde t1 je výpočtová vnitřní teplota místnosti.
•Q)
8
~
Z poměru výkonů průtoky vyplývá:
otopné plochy
určených
-181-
z kalorimetrické rovnice se stejnými
li(
llEllE
Pro zatížení soustavy získáme vztah kde ót a ótN jsou
skutečné
a jmenovité ochlazení na otopné ploše (v otopném
tělese).
Z poměru výkonů otopné plochy plochou je určen další vztah
určených
prostupem tepla
teplosměnnou
kde m a mN jsou skutečný a jmenovitý hmotnostní průtok vody soustavou a 'I' je soustavou.
poměrný průtok
Řešením předchozí rovnice a rovnice pro poměr výkonů otopných těles určených prostupem tepla teplosměnnou plochou dostaneme závislost regulovaného poměrného průtoku 1f1na zatížení soustavy
0,5 •/'1t N •
'I'=---~--!
kde Ilf a l'!tN jsou skutečný a jmenovitý teplonosné látky a teplotou okolí.
střední
Řešením dvou výše uvedených rovnic dostaneme pro otopnou soustavu
s otopnou plochou zatížení soustavy (/)".
(např.
otopná
tělesa)
závislost regulované teploty tw 1 na
_!_ ót t w! =t.1 +~t N ·
.·······/'.'.~:...
0,5
,,.... ..... tw2
/.···············~····
. . ____. .
/:
/
li"
/
o~--
o
:: ~
Obr. 8-1 Kvalitativní regulace - závislost teploty přívodní vody a teploty vratné vody na zatížení pro článková otopná tělesa
~ 0,5
Á
-
~
rozdělením
ti
proudu v trojcestné bodě potrubní sítě.
pQ/QH
ti
rozdělovací
-182-
(wl
teplotní rozdíl mezi teplotou
8.2 Kvantitativní regulace Při této regulaci se mění hmotnostní průtok a teplota zůstává konstantní. Kvantitativní regulaci lze uskutečnit škrcením nebo armatuře či v pevném rozdělovacím
-f; - Ilf N ° rp"
V objektech lze obecně uplatnit různou regulaci tepelného příkonu. Proto si v úvodu uveďme alespoň jednoduché rozdělení této regulace. Regulovat příkon tepla lze, jak ukazuje následující rozdělení, podle : 1. výstupní teploty vody ze zdroje tepla 2.
vnitřní teploty vzduchu a to a) přímo, kdy je regulován přímo zdroj tepla b) nepřímo, kdy je regulována vstupní teplota vody do otopné soustavy (např. směšováním) a zdroj teplaje regulován samostatně c) místně, kdy je regulován výkon jednotlivých otopných těles a zdroj tepla je regulován opět samostatně
3. venkovní teploty vzduchu - ekvitermně, resp. podle venkovních klimatických podmínek a to opět a) přímo, kdy je regulován přímo zdroj tepla b) nepřímo, kdy je regulována vstupní teplota vody proudící do soustavy. Zdroj tepla je regulován samostatně. 4. zátěže či zátěží. Tato regulace je přímá a hovoříme zde již o využívání fuzzy logiky. Při použití regulátorů, které regulují teplotu otopné vody v závislosti na venkovní teplotě vzduchu, tedy při použití ekvitermní regulace dosahujeme
-183-
*** úspor tepla vzhledem k původní spotřebě podle druhu objektu 1O až 25 %. Jestliže doplníme tento druh regulace o tzv. zónovou regulaci, úspory tepla se ještě zvýší a dosáhnou hodnot 15 až 30 %. IW1 •ICOftllt.
tělesa
Zónová regulace se používá, když je v jednom pokoji nainstalováno větší počet OT, nebo když je více pokojů se stejnými podmínkami regulováno na stejnou teplotu. Typickým nasazením jsou učebny ve školách orientované na stejnou světovou stranu, výrobní haly, společenské sály, obytné budovy rozdělené chodbou na jednotlivé světové strany atp.
8.3 Zónová regulace
8.4 Decentralizovaná regulace jednotlivých místností
Obr. 8-2 regulace
Kvantitativní závislost poměrného průtoku na zatížení pro článková otopná
0,5
Oi....:i~-+-+-+'-ti-+-+--+-1 ti
Zde se reguluje více otopných těles v jednom pokoji jedním společným regulačním prvkem a jedním : ti regulátorem (obr. 8-3 a 8-4) či více vytápěných místností zásobovaných jedním r. hydraulickým okruhem (zónou) vykazujících stejné či velmi obdobné tepelnětechnické chování. Regulátor postihne přes čidla teploty změny a uzpůsobuje nastavení na zónovém ventilu. Zónovým ventilem se tak reguluje množství nebo třícestným ventilem se kvalitativně směšováním reguluje teplota.
o.5
o
•
-
~·f~, „
zóna I
zóna 2
zóna 3
RQ I I I I I
zdroj 1-C::===::::!:~
~
tepla}---<=====±!
Obr. 8-3 Napojení zón na rozdělovač.
Jako regulátory se používají pokojové termostaty se zpětnou tepelnou vazbou pro případ, kdy místnost tvoří samostatnou zónu, jinak zde nacházejí uplatnění především ekvitermní regulátory.
80R
Obr. 8-4 Princip zónové regulace. R - čidlo vnitřní teploty; regulátor na ventilu
U této formy regulace je každá místnost opatřena regulátorem a regulačním orgánem, kterým je elektropohonem ovládaný ventil na OT. Různé regulátory v jednotlivých místnostech mohou být jedněmi či vícero spínacími hodinami centrálně řízeny v závislosti na čase (obr. 8-5 ). Příznivým jevem je, že je instalace a kabeláž jednodušší a přizpůsobivější, než u centrální regulace podle charakteristické místnosti. Zde se dá využít například signalizačního vedení a částečně i rozvodné sítě 220 V, u níž se signály namodulují na vedení.
~Ó, I I I I ?//74wA7/W/d'7d/12ZiZ I
,,lrO,R
,,,,,, -VI.....----.
-
li
~SH
8.5 Centrální místností
regulace
Zde se reguluje pouze jedním centrálním regulátorem, převazne vícekanálovými spínacími hodinami (obr. 83 ). Každá místnost má čidlo (snímač) a regulační orgán - opět elektromotoricky ovládaný ventil na OT. Výhodou je, že požadované hodnoty a spínací časy jsou řízeny z jednoho centrálního místa. Přesto se nechá každá místnost regulovat individuálně. Výhoda oproti decentrální regulaci spočívá v tom, že se redukují náklady na přístroje a mnoho regulátorů je nahrazeno jedním centrálním.
Obr. 8-5 Princip decentralizované regulace jednotlivých místností. R - čidlo vnitřní teploty s regulátorem pro místnost SH - centrální spínací hodiny
-184-
jednotlivých
-185-
Zařízení
tohoto druhu jsou provozována převážně se systémem DDC (direct digital control). Regulátory tohoto druhu pracují tedy digitálně a mohou přebírat podle podmínek systému velké množství I úloh. Použití regulace teploty místností s pomocnou energií se používá pouze u velkých objektů. Hlavní oblastí použití v nebytové oblasti jsou školy, správní budovy, divadla, hotely apod.
r--ot,
Zde se jedná opět o kvantitativní regulaci množstvím a bezpodmínečně se doporučuje regulace teploty přívodní vody, aby se zabránilo většímu kolísání požadované hodnoty.
8.6.2 Regulace podle venkovní teploty - ekvitermní Zde je potřeba tepla regulována proporcionálně k v:~ovní t~p~otě, ~e možné n~ tomto základě regulovat teplotu přívodní vody pnmo v zav1slost1 na teplote venkovní. Závislost obou veličin je dána tzv. otopnou křivkou (obr. 8-8). Křivka a její prohnutí odpovídá použitým otopným tělesů~ resp použit~. otopné pl?še ~ tak odpovídá mocninné funkci s exponentem napr. ~ ".". 1,3. Kři":ku lze presne upravit nakláněním či posunem pro danou soustavu a JeJl vlastnosti. Regulace přívodní teploty je rychlá s malým dopravním zpožděním tj. s velkým poměrem TufT•. Tato regulace se dnes používá u ":ětšiny soustav .s :~ent; přídavnými funkcemi. Teplota přívodní vody se reguluje dvoupolohove (nzem hořáku), nebo třípolohově (spolu s řízením třícestné či čtyřcestné armatury).
Obr. 8-6 Princip centrální regulace jednotlivých místností. t; - čidlo vnitřní teploty; CR - centrální regulátor
8.6 Regulace teploty
přívodní
vody
Zde se nabízejí tři možnosti. 8.6.1 Regulace (podle) teploty kotlové vody To je nejjednodušší forma regulace teploty přívodní vody, neboť je čidlo i s regulátorem instalováno v přívodní trubce a podle této teploty reguluje (obr. 8-7). Tento způsob regulace se používal dříve u zařízení s ručním nastavováním směšovače. Dnes r------se používá pouze výjimečně, R 1 když kotel či kotle dodávají I vodu do jednoho rozdělovače. I Tyto regulátory nejsou schopny I regulovat současně teplotu I K TUV. většinou
-
-
Obr. 8-7 Princip regulace kotle podle přívodní teploty. K - kotel; R - čidlo teploty s regulátorem
-186-
15
o
10
5
±O
-5
-10
venkovní teplota t, [0 C]
-15 I
20
40
Obr. 8-8 Příklad otopné křivky pro
60 femin
80
I
100 _využití"' [%1
= -15 °C a tw1,max = 70 °C s n = 1,3.
8.6.3 Regulace podle vnitřní teploty vzduchu V tomto případě je snímána teplota vzduchu ve vytápěném prostoru a jako řídicí veličina vysílána do regulátoru. Regulátor tak postihne i vnitřní .poru~hovo~ veličinu. Snímač je montován do referenční místnosti, podle které JSOU nzeny 1
-187-
ostatní místnosti. Vzniklá regulační odchylka v referenční místnosti zapříčiní změnu teploty přívodní vody, čímž se začne „vyrovnávat" teplota i v ostatních místnostech i když to v něktetých není nutné. Toto chování působí negativně u relativně velkých a rozlehlých bytů. Z tohoto důvodu se tato regulace nepoužívá u vícegeneračních domů. Tato regulace má stálé dopravní zpoždění, které se musí udržovat co nejmenší, aby se zabránilo rozkmitání regulačního obvodu. Používají se regulátory s P a PI chováním, či dvoupolohové se zpětnou vazbou eventuálně kaskádová regulace (obr. 8Čidlo, většinou 9). s ovladačem, musí být umístěno na místě, kde nebude ovlivněno místními zdroji tepla.
K
Obr. 8-9 Příklad regulace podle vnitřní teploty s kompenzací přes venkovní teplotu. t, - čidlo venkovní teploty; t; - čidlo vnitřní teploty; tw - čidlo teploty přívodní vody; OČ - oběhové čerpadlo; K - kotel; R - centrální regulátor Regulační systém může být výhodný při osazení TRV. V referenční místnosti bez TRV jelikož by se oba systémy ovlivňovaly a stávaly se neúčinné. Výhodou regulace podle vnitřní teploty vzduchu je rovněž chování při omezeném provozu otopné soustavy jako je noční útlum. Teplota vzduchu je čidlem snímána a i přes den se může při volbě nočního provozu omezit dodávka tepla až na sníženou vnitřní teplotu, jako pro noční provoz. Při dosažení nejnížší hraníční teploty se začne opět vytápět. Tím se zohlední tepelná kapacita budovy a zajistí se hospodárný provoz zařízení.
8.7 Regulace teploty otopná křivka
přívodní
vody podle venkovní teploty vzduchu -
podle zadané charakteristiky (otopné křivky - viz obr. 8-10), která musí být nastavena v souladu se soustavou a objektem. Na čem tedy závisí průběh této charakteristiky? Ve skutečnosti na projektovaném teplotním spádu na otopných tělesech (např. 75/65, 70/55, 55145 °C, atd.), ale také na druhu otopné soustavy (konvekční
vytápění
tělesa,
otopná
sálavé stropní, podlahové a stěnové) a vytápění
o
+10
·10
r. c·c1
tepelně-technických
vlastnostech objektu.
vytápěného
Obr.8-10 Otopná křivka pro otopnou soustavu s teplotním spádem 70160 °C Regulátor reguluje pouze teplotu přívodní otopné vody v závislosti na venkovní vzduchu (zde nerozebírejme, zda jde o aktuální, tlumenou či geometrickou venkovní teplotu). Teplota zpětné vody se mění v závislosti na podmínkách, za ktetých pracuje celá soustava. Ve vytápěných prostorách je tedy potřebná ještě místní regulace prostřednictvím TRV. teplotě
8.7.1 Nastavení otopné křivky Při prvním nastavení regulátoru se většinou nastaví teplota vstupní vody podle projektu. Správného nastavení otopné křivky se však nedá dosáhnout definováním jediného bodu např. při venkovní teplotě -15 °C a odpovídající teplotě přívodní
vody 70 °C.
Pro optimální nastavení regulátoru je potřebné znát správný tvar otopné křivky. Tu lze zjistit pouze odzkoušením, tj. experimentem zjistit vhodnou teplotu vstupní vody a jí přiřadit křivku v regulátoru. Při tomto pokusu musí být TRV mimo provoz či alespoň zcela otevřeny.
Tento způsob regulace se nazývá ekvitermní regulace. Potřeba tepla ve vytápěném objektu je závislá na venkovní teplotě. Na vnější fasádě umístěné čidlo předává elektronickou formou informaci regulátoru. Regulátor pracuje
Předchozí způsob je časově značně náročný a vede k úspěchu jen tehdy, když .ie provozovatel upozorněn a poučen o nutnosti nastavení. Ke správnému nastavení tak vedou dvě jiné cesty využívající sklonění křivky či její posun.
-188-
-189-
)I( li(
llE
b)
•I
8.8 Regulace teploty přívodní vody podle venkovní teploty s využitím směšovače.
60
u L.
ti
L.
Takovýto způsob regulace popisuje obr. 8-12. Zde se odečítá vnější teplota vzduchu a teplota vstupní vody do soustavy je nastavována podle otopné křivky. Kotel pracuje s konstantní teplotou.
J
J
40
40
velki
~Rt-,,
zmina 20 +20
+IO
o
-10
20 +20
t.["C)
Obr. 8-11 Vliv nastavení otopné posun
křivky.
a)
změna
+IO
o
sklonu, b)
-10
.------1
I 11 R 1111cJ 11
1.rci
změna úrovně
-
síť
:11::I :L
______ .J
11
r-------,
Pro vyšší venkovní teploty se doporučuje přednostně posun otopné křivky do jiné úrovně a u nižších venkovních teplot je vhodné upřednostnit změnu sklonu otopné křivky. Pokusíme -li se zodpovědět otázku : „Proč právě takto?", dospějeme k následující odpovědi. sklonu otopné křivky zůstává její výchozí bod stále nezměněn (viz obr. 8-1 la) a tak např. při venkovní teplotě t. = + 20 °C je nastavena teplota přívodní o~opné vody tw 1 = 20 °C. V oblasti vysokých venkovních teplot přes t. = + 5 °C Je působení na změnu teploty přívodní vody relativně malé. Avšak u nižších venkovních teplot pod t. =±O °C, vedou změny sklonu otopné křivky k větším úsporám.
11
Čím dále od sebe leží dva body otopné křivky, tj. čím je větší rozdíl venkovních teplot (např. t. = + 5 °C a fe = - 5 °C), tím je určení správné otopné křivky přesně~ší. Synchronním přestavením sklonu a úrovně se nechají otopné křivky nastavit tak, aby pokryly celé pole průběhů. V mnohých případech tak musíme použít jak sklánění, tak úrovňový posun křivky. Protože se odezva na regulační zásah projevuje po delší době (většinou hodiny) změnou teploty vytápěného prostoru, bude správné nařízení otopné křivky probíhat mnohdy dlouho. Pokud zateplíme objekt, změní se tak jeho tepelně-technické vlastnosti a je tedy nutné znovunastavení otopné křivky pokud tak regulátor neučiní sám automaticky.
L... -
:i
"a.~3'-----l
K
Obr. 8-12 Regulace teploty přivedené vody podle venkovní teploty směšováním.
te - čidlo venkovní teploty; tw - čidlo teploty kotlové vody; R - centrální regulátor;OČ - oběhové čerpadlo; K - kotel; M - pohon trojcestného směšovacího ventilu; Rt; - dálkové ovládání s čidlem vnitřní teploty; KR kotlový regulátor
•c
20
100
17,5 15
tw
90
80 70 60 50 40 30 20
-190-
------
1 '-------....
I I I L----,
Při změně
V oblasti vyšších venkovních teplot se posune úroveň otopné křivky a tak je výsledek změny větší vzhledem k zvýšení teploty přívodní vody, než by byl u změny sklonu křivky (obr. 8-1 lb).
I
L..------
1Z5 10 7,5
10
o
-10
-20
,„,_ •c -191-
Obr. 8-13 Otopné křivky tw - teplota otopné vody, t•. gem - geometrická venkovní teplota.
Aby regulace nebyla náchylná na krátké teplotní výkyvy, aktuální venkovní teplota se koriguje na geometrickou venkovní teplotu (obr. 8-14). Regulace rozlišuje dva případy vlivu venkovní teploty, a to u těžké a u lehké budovy.
te O(
8.9 Ekvitermní regulace se zpětnou vazbou na vnitřní teplotu
17
Vzhledem k vnějším a vnitřním tepelným ziskům vstupuje do ekvitermní regulace zpětná vazba z prostoru. Nejedná se zde tedy o čisté ekvitermní řízení, ale o ekvitermní řízení se zpětnou vazbou na vnitřní teplotu. Regulátor měří aktuální teplotu v referenční místnosti (prostoru) a koriguje výše popsaný systém ekvitermní regulace. V mnoha případech mechanismus vlivu teploty prostoru není příliš jasný, proto bude důkladněji popsán.
16 15 14 13
18:00
Funkce ekvitermní regulace je silně závislá na správné volbě otopné křivky. Otopná křivka nezahrnuje však vlivy povětrnostních podmínek (větru, oslunění) a tepelných zisků uvnitř, které mají také nemalý vliv na vytápění.
Vliv teploty prostoru je možno rozdělit do dvou kategorií, a to:
06:00
18:00
06:00
18:00
- dlouhodobý - regulace na základě zpětné vazby z prostoru dokáže přizpůsobit (adaptovat) odhadem zadanou otopnou křivku vlastnostem vytápěného objektu (změna strmosti otopné křivky a paralelní posun). Tudíž se zde jedná o adaptivní regulaci. - krátkodobý - na základě zjištěné teplotní odchylky v prostoru, regulátor účelově koriguje žádanou prostorovou teplotu podle vzorce:
t"
Obr. 8-14 Denníprůběh teplot fe. akt - ~kt~ální venk;>vní teplota, t•. ged - tlumená venkovní teplota, te, gem geometrická venkovm teplota pro lehkou budovu, t•. gemo - geometrická venkovní teplota pro těžkou budovu.
Zvolená otopná křivka, která odpovídá vlastnostem objektu, platí pouze v případě, že chceme vytápět své prostory na 20 °C. Avšak je zřejmé, že pokud chceme vytápět např. na 12 °C, tw •c budeme potřebovat 100 nižší teplotu otopné vody. Jaký vliv má 80 tedy žádaná teplota prostoru na 60 ekvitermní regulaci? Odpověď je následující (obr. 8-15): otopná křivka se -20 -30 •c odpovídajícím t•. ,.,,, způsobem paralelně
posune. Obr. 8-15 Paralelní posun otopné křivky: t;. w - žádaná teplota v prostoru.
-192-
KOR ((. -t. ) t.1.wA: =tl,w +--· 1,w 1,x
2
kde
žádaná teplota v prostoru aktuální teplota v prostoru I;, wk korigovaná žádaná teplota v prostoru KOR faktor vlivu prostorové teploty. I;. w f;,x
teplota odpovídá nastavené, tak platí: t;, wk = t;, w· V opačném žádané teploty prostoru způsobí paralelní posun otopné křivky, a tím změnu teploty otopné vody. Následkem tohoto zásahu se odchylka sníží. Ze vztahu je také patrné, že zásah je přímo úměrný odchylce. Velice důležitou součástí tohoto mechanismu je faktor vlivu KOR, kterým je možno přímo ovlivnit chování soustavy (zvýšit, resp. utlumit vliv teploty prostoru). Jak vypadají průběhy žádané korigované teploty v závislosti na odchylce teploty v prostoru můžete vidět na obr. 8-16. Zde je odchylka teploty uměle vytvořena přepnutím z normálního provozu na úsporný a naopak. Pokud
skutečná
případě změna
-193-
Obr. 8-16 Průběh teplot a blokování kotle. H blokování kotle.
t
40 35 30
Říká se, že ekvitermní zabezpečuje regulace 1-~:;~::?:s;::::== '•w1: rovnováhu mezi výrobou 20 2 °C a spotřebou tepla. Je to t;,wk 15 skutečně pravda, avšak 10 tato rovnováha je závislá 5 na určitém předpokladu, který se nazývá -s vyladěná otopná křivka. To je jeden z důvodů -10 vyšších úspor. Další důvod je ten, že se vyrobí teplo pouze o I~.,---(j.--.-----,-----..--,-r--....,-potřebné kvalitě (teplota ou.-~22.:0~0~~6~:00~~~1-4-:0_0..____..___T~ otopné vody). Požadavky na teplotu otopné vody vždy směřují od spotřeby tepla (otopná křivka a vliv teploty v prostoru) ke zdroji tepla (kotel). Je to z toho důvodu, abychom mohli nezávisle řídit více otopných okruhů, které mají různý odběr tepla v čase a tím jiné požadavky. Jakým způsobem je tedy tvořena žádaná teplota kotle tk, w na základě požadavků dvou směšovacích otopných okruhů (obr. 8-17)?
25
8.1 OEkvitermní regulace s vlivem
zátěže
způsobu
řízení
U obvyklého tepla.
se navíc
zohledňuje
aktuální
kde
je žádaná teplota kotlové vody tk.w,ekv žádaná teplota kotlové vody podle čistého ekvitermního řízení tk,w.zat žádaná teplota kotlové vody podle čistého řízení zátěží tk.w
8.11 Regulace podle zátěže Regulace podle zátěže představuje řízení teploty vody v závislosti na potřebě tepla a to bez použití venkovního, nebo prostorového čidla teploty. S přibývající kvalitou budov (lepšími teplo-technickými vlastnostmi) má venkovní teplota na skutečnou potřebu tepla stále menší vliv. Řízení zátěží a řízení podle potřeby tepla jsou koncepčně zcela shodné. Řešení vycházejí z tvorby křivky zátěže či křivky potřeby tepla. Potřebu zátěž
tepla regulátor vypočítá přes poměr spínacích kotle q (viz obr. 8-18).
časů hořáku
jako aktuální
t
90 80 70 60 50
40 30 2 ~L~-1~0~__.1.o~---1~0~~-2=0~--~30:-;-~---
0
-194-
Obr. 8-17 Závislost žádané teploty vody na geometrické venkovní teplotě tk, w- žádaná teplota kotle, tw1 - žádaná teplota otopné vody okruhu č. 1, tw2 - žádaná teplota otopné. vody okruhu č. 2.
potřeba
Při tomto způsobu řízení je požadovaná teplota kotle resp. teplota náběhové vody tvořena jako kombinace z ekvitermního řízení a řízení zátěže. Požadovaná teplota kotle resp. teplota náběhové vody se počítá jako střední hodnota z otopné a zátěžové křivky.
.Hl
Kotel připravuje vodu podle nejvyššího požadavku spotřebitele a ještě s určitým navýšením, které je nutné z hlediska dalšího směšování. U otopných okruhů s čerpadly je toto převýšení automaticky nulové. U požadavků na přípravu teplé užitkové vody je nutné také určité převýšení teploty kotlové vody.
ekvitermního
10
Obr. 8-18 Čisté řízení zátěží - určení zátěže kotle (BR - činnost hořáku)
-195-
•
- snahu využít tepelných zisků (všech cizích zdrojů tepla) .
q=~ '(BRZ
kde
teR teRZ
8.12 Úsporný (útlumový) provoz
doba chodu hořáku ve spínacím intervalu doba spínacího intervalu
Požadovaná teplota vody na výstupu z kotle či teplota vody přiváděné do soustavy je řízena podle křivek zátěže (viz. obr. 8-19). Výhodou tohoto řízení je rychlá odezva na potřebu tepla i u dobře tepelně izolovaných budov, produkce pouze takového množství tepla, které je potřebné a zohlednění cizích zdrojů tepla (tepelných zisků). Za nevýhodu bychom pak mohli považovat nutnost použití místní regulace (TRV). •O
100
as
~ 61----i--+--+-
~ í
~4
2S
30
Obr. 8-20 Pokles vnitřní teploty v závislosti na venkovní teplotě a době poklesu (odstávky).
-~
~-+----+++.-i,.c-.-~-+~t---t---1
~ 21--1-~~i""f-~"'f--t---j
to
8.
IO
O +20
70
E J
+10
-10
±O
Aby se dosáhlo dalších úspor, jsou regulátory vybaveny úsporným programem. V závislosti např. na vnitřní teplotě dochází k nočnímu poklesu výkonu. Zde je vhodné používat zásobníky tepla.
venkovní teplota t. [°C]
Příklad na obr. 8-20 ukazuje, že při střední venkovní teplotě tem = +5 °C při době poklesu trvající 8 h klesne teplota v místnosti o 4 K. To obvykle znamená, že hořák nepracuje téměř celou noc (např. od 22:00 do 6:00 h), což uspoří množství energie.
eo
'° 40
Úsporný provoz vypadá tak, že oběhové čerpadlo stojí, kromě nebezpečí zamrznutí, tedy kromě doby, kdy t. ,s +1°C a hořák je rovněž vypnut.
:IO
10 Q
Q.t
Cl.2
Cl.S
Cl.4
o.a
o.s
11.7
G.I
o.t
.----,--den
q(·l Obr. 8-19 Čisté řízení zátěží - křivky zátěže. Řízení zátěží je tedy smysluplné využít za předpokladu, že se jedná o
- dobře tepelně izolované stavby - jednostupňový hořák u zdroje tepla - přímo připojený otopný okruh - užití TRV - instalaci bez venkovních a vnitřních čidel - rozumné chování spotřebitele (žádné permanentní přenastavování TRV)
-196-
l
a) Úsporný provoz s dálkovým ovládáním podle vnitřní teploty t; Když
~ 15 -~
22.00 útlumový provoz6.00
čas
fh1
hořáku.
Obr. 8-21
Průběh
teploty vzduchu při úsporném provozu. -197-
vnitřní
teplota, snímaná, podkročí stanovenou hodnotu např. +16 °C při úsporném provozu, ihned bez zpoždění se zapne oběhové čerpadlo a odblokuje se i provoz dálkově
JIE)l(JIE Během úsporného provozu se regulátor řídí podle posunuté otopné křivky v rozmezí od O do 30 K (obr. 8-23). Nejmenší vypínací teplota vody na výstupu z kotle např. 40°C zůstává nadále dodržena.
••r===•t:••••IC
čerpadlo hofákt'wr-.r!------llrrl---li.-.i....-1...i.--čas
[h]
u o
'--'
Obr. 8-22 Průběh vnitřní teploty při úsporném provozu a podkročení stanovené teploty.
b) Úsporný provoz s dálkovým ovládáním podlet,
u 80
t~
] 201----
....fr
~ -~ 15
útlumový provoz
čerpadlo
Když
venkovní teplota podkročí stanovenou hodnotu (např. +5°C), zapne se oběhové čerpadlo. Kotel je řízen podle posunuté otopné křivky směrem dolů a další provoz se řídí podle bodu a).
o ......
2) Pokles teploty ve vytápěném prostoru přepnutím na nižší otopnou křivku tedy redukovaný provoz. 3) Zcela utlumit vytápění, dokud se nepodkročí nastavená teplota místnosti. Chování soustavy splňující tento požadavek můžeme označit za klidový provoz. 4) Zcela utlumit resp. vypnout vytápění, ale s ohledem na ochranu proti zamrznutí. Tento stav lze označit jako vypínací provoz.
hořák
t, požadovaná
10
,_____...___ __
I
Ill
I
I
-8f ~ ~ _/_ •~"' 10[=j~~:E~~3:~~~ den 22.00
noc
6.00
čas
[h]
Obr. 8-24 Průběh vnitřní teploty při úsporném provozu a podkročení stanovené venkovní teploty.
20&.--'------'~-'----~-'-----L---'
+20
+10
o
-10
venkovní teplota [°C]
12
Obr. 8-23 Posun otopné křivky.
~-----
\.:-·-
8.13 Přerušovaný provoz.
············
Přerušovaný
provoz poskytuje možnost jak ukazuje obr. 8-25 přepínat z normálního provozu I během doby využívání 6 na provoz snížený 2 během doby nevyužívání 7. Přepínání lze provádět ručně, ale většinou je plně automatické, řízené časovými spínacími hodinami. Využíváme různých provozních možností: I) Normální provoz bez poklesu teploty ve vytápěném prostoru.
-198-
7 -1----+----- 6 ----+--+-o-10 9
8
11
Obr. 8-25 Teplotní a časový profil pro vytápění s časově proměnnou dobou využívání. -199-
Během
Jako časové hodiny lze použít též jednoduché analogové hodiny s ukazatelem, jakož i mikropočítačové hodiny s digitálním ukazatelem. Ty poslední mají více časových kanálů, takže se jimi dá řídit více funkcí jako např. otopné okruhy, TIN, cirkulační čerpadla TIN apod. Použitím mikroprocesorů lze samočinně nastavovat otopnou křivku dokud se nedosáhne optima. Požadovanou teplotu v prostoru lze určit přes reprezentativní místnost. Přístroj pracuje adaptivně tj. sám podle zpětné vazby nastavuje sám sebe. Regulátor se „učí" nalézt k budově nejlepší otopnou křivku, tj. přiřadit budově křivku odpovídající jejímu chování. Tento regulační systém nabízí i další hospodárné funkce. Spínací bod 1O nebo vypínací bod 11 normálního provozu 6 se optimalizuje. Měřením vnější a vnitřní teploty lze určit požadované hodnoty, takže začátek doby využívání 8 má již požadovanou vnitřní teplotu a konec doby využívání 9 má požadovanou teplotu 12 ještě.
noci je čerpadlo vypnuto s určitými omezeními:
a) Čerpadlo se rozeběhne jestliže venkovní teplota poklesne pod + 1 °C, tím je zajištěna protizámrazová ochrana. b) Při dálkovém řízení podle vnitřní teploty se čerpadlo rozeběhne, pokud poklesne teplota vnitřního vzduchu pod nastavenou spodní mez. Pokud je této mezní teploty opět dosaženo, čerpadlo znovu vypíná. c) Při dálkovém řízení podle venkovní teploty se čerpadlo rozeběhne, když poklesne venkovní teplota pod nastavenou hodnotu. Vzroste-li venkovní teplota nad nastavenou hodnotu, čerpadlo opět vypíná.
8.14 Regulace teploty TUV Nejčastěji
se využívá jednoduché regulace vypínáním a zapínáním oběhového (obr. 8-27). Případně se doplňuje u přednosti ohřevu TIN ještě o vypínání hořáku a tak klesá teplota vody v kotli až do pevně stanovené teplotní hranice. Současně se v tomto případě vypínají čerpadla otopných okruhů nebo se přenastavují směšovače. Přepnutí provozu vytápění na ohřev TIN lze také uskutečnit prostřednictvím speciálního přepínacího zařízení (obr. 8-28). U větších zařízení se nastavení dosahuje zabudovaným regulátorem. Regulace teploty TUV je možná i s regulátory bez pomocné energie. Regulátor teploty a akční člen jsou propojeny kapilárou. Při vzrůstu teploty TIN se kapalina v čidle roztahuje a způsobuje uzavírání ventilu. Žádaná hodnota je různá a nastavitelná. Takovéto regulátory jsou typu P. čerpadla
Při nízké spotřebě tepla se využívá velké spínací spočívá v přiměřeném řízení oběhového čerpadla.
diference. Další
opatření
Během dne je čerpadlo průběžně zapnuto. Je zde ale omezení, které je zřejmé z obr. 8-26.
Jak je z obr. patrno, čerpadlo se vypne, jestliže teplota vody na výstupu z kotle poklesne pod teplotu 32 °C a současně se zapne hořák. Tak dojde k zahřátí kotle ze studeného stavu aniž by soustava odebírala teplo. Hořák tak rychle ohřeje kotel s jeho vodním obsahem. Oběhové čerpadlo se po ohřátí opět rozeběhne když voda v kotli dosáhne teploty 34 °C či tuto teplotu překračuje. Klesneli teplota na výstupu z kotle na 32 °C čerpadlo vypíná an1z by hořák
práci. vody
přerušil Při
čerpadlo
hořák
teplotě
přes
34 °C nabíhá a dál amz
pracuje pracoval hořák.
Obr. 8-26 Chování oběhového čerpadla během denního provozu.
-200-
Obr. 8-27 Regulace TUV vypnuto/zapnuto oběhové čerpadlo. truv - čidlo teploty TUV; tK- čidlo teploty vody v kotli; TUV - zásobník TUV; OČ - oběhové čerpadlo; K - kotel; R -regulátor; Č - čerpadlo TUV
-201-
---------, -, I
r-
I
1
I
TUV
I
I
I .-------.1
~uv
-------,
K
I I I I
'truv
K
Obr. 8-28 Regulace teploty TUV nastavením přepínacího ventilu z polohy vytápění do polohy ohřev TUV. M - přepínací ventil s pohonem - ostatní značení totožné s předchozím obrázkem.
Obr. 8-29 Zařízení s ekvitermní regulací a regulací ohřevu TUV. dálkové ovládání s čidlem vnitřní teploty;
fe - čidlo venkovní teploty; Rt; fw - čidlo teploty vody v kotli;
8.14.1 Centrální regulace TUV
Z hlediska regulace TUV jsou kladeny požadavky i na uspořádání otopné soustavy a její potrubní sítě. Abychom plnili tyto požadavky, montují se zařízení s centrální regulací TUV, která splňují následující předpoklady: • Nastavitelná oblast teploty TUV od 30 °C do 60 °C (80 °C). • Časově proměnné regulování teploty TUV spínacími hodinami. • Řízení cirkulačního čerpadla, přepínatelné spínacími hodinami v závislosti na
8.14.2
Přednostní zařazení ohřevu
TUV
je možné dosáhnout spínacími hodinami a regulovat podle informací o teplotě TUV, které vysílá čidlo umístěné v zásobníku. Podle požadavků na teplo lze:
čase.
• Ochrana zásobníku TUV proti zámrazu. • Přednost ohřevu TUV s těmito funkcemi: kotel na maximum -> maximální teplota zapínání čerpadla pro okruh ohřevu TUV (Č) - vypínání oběhového čerpadla OS (OČ). • Je-li okruh OS vybaven směšovačem, musí ho regulátor přestavět.
• zapínat oběhová čerpadla okruhu TUV • zapínat hořák a popř. zvednout požadovanou teplotu na 80 °C či jinou, během ohřevu TUV v rozmezí (50 až 90) °C • vypínat oběhová čerpadla otopné soustavy • uzavřít směšovací armatury a nechat oběhová čerpadla v provozu. Tento způsob regulace TUV vede k tomu, že se využívá celého výkonu kotle k přípravě TUV. Tím se ohřev zkrátí na co nejkratší dobu a po ní pokračuje bez narušení tepelné pohody vytápění objektu.
-202-
-203-
8.14.3 Doběh
čerpadla při ohřevu
8.15 Regulace výkonu zdroje tepla TUV
Po naakumulování zásobníku TUV a dosažení nastavené hodnoty teploty TUV hořák vypíná. Čerpadlo pro TUV běží ještě např. 3 minuty, aby odvedlo přebytečné teplo z kotle do zásobníku TUV.
~ 90
- 70
·-·-·-·-·-·-·-·-· ~-----------
U regulace výkonu zdroje tepla jde především o regulaci výkonu kotlů a tepla.Ve většině případů se jedná o regulaci teploty vody vystupující ze zdroje tepla. U plynových kotlů jde o regulaci množství paliva. Zde se výkon reguluje změnou tlaku plynu. výměníků
8.15.1 Regulace kotle Jednostupňový
provoz
5 54 r--r---i--r---~....:__...::...:___,..,....
8.15.1.1
~46i--i--~~r---t---==-of--jf-,-~~~-i..,..i._
Zde se jedná o konvenční regulaci vypínáním a zapínáním hořáku. Oproti dříve používaným malým spínacím diferencím se dnes využívají roz.šířené spínací diference obzvláště v období nízkého odběru tepla. Tak se prodlužují doby mezi jednotlivými starty hořáku a optimalizuje se úspora energie a snižuje znečišťování ovzduší spolu s tím, že se prodlužuje životnost zařízení.
.9 50 ~
j 20~t-~~-t-~+-~---f--+~~~~--Jl-L~
hořák
vypnuto zapnuto oběhovéčerpadlollt:=::=::=::::illllllllilllllllllll
Aby bylo možno regulovat kotel v závislosti na venkovní teplotě, používají se dvoupolohové regulátory. Hořák pracuje v poloze zapnuto či vypnuto a bod zapínání a vypínání je při různých teplotách. Rozdíl mezi těmito dvěma hodnotami je tzv. spínací diference.
Obr. 8-30 ukazuje průběh teplot při fázi nabíjení zásobníku. Hořák je zapnut a teplota v kotli stoupne téměř na 90 °C. Čerpadlo pro TUV je v chodu a po vypnutí hořáku běží ještě 3 minuty.
Spínací diference odpovídá u kotle zvýšení teploty mezi zapnutím a vypnutím Malá spínací diference vede ke krátké době provozu kotle (hořáku) a naopak. Skutečná doba provozu hořáku je ovlivněna výkonem kotle a spotřebou tepla. Při vysoké spotřebě tepla, tedy za nízkých venkovních teplot jsou přirozené a výhodné dlouhé doby provozu hořáku. Vzhledem k tomu může regulátor pracovat s malou spínací diferencí.
Pokud je dosaženo požadované teploty TUV, již se hořák nezapíná. S vypnutím čerpadla pro TUV se ihned zapínají oběhová čerpadla soustavy. Kotel přechází zpět do běžného režimu podle otopné křivky regulovaný v závislosti na venkovní teplotě.
Při vysokých venkovních teplotách a malé potřebě tepla je tomu jinak. Zde se dosahuje pouze krátké doby provozu hořáku, protože při nízké potřebě tepla a velkém výkonu kotle je velmi rychle natopeno nad obvyklou spínací diferenci 4 až 5 K.
Doběh čerpadla
pro TUV není vždy pevně nastaven na 3 min. V závislosti na se nastavuje i na kratší doběhy, když teplota v kotli dosáhne hodnoty podle otopné křivky. Na druhou stranu se nebere v úvahu, když otopná křivka leží nad teplotou vody v kotli.
Optimálním řešením je přizpůsobit velikost spínací diference zatížení (potřebě tepla). To ukazuje obr. 8-31, kde se velikost spínací diference mění od 4 K při venkovní teplotě te= -15 °C do 10 K při te= +14 °C. Vzhledem k ochraně kotle a kouřovodů zůstává teplota vypínání při te = +15 °C na 40 °C konstantní. Při venkovní teplotě např. +1O°C reguluje regulátor teplotu vody na výstupu z kotle mezi 36 až 45 °C se spínací diferencí 9 K. Oproti této diferenci by regulátor bez změny spínací diference měl tuto hodnotu 4 K. Podíváme-li se na obr. 8-32 vidíme, že proměnná spínací diference umožňuje prodloužit dobu práce hořáku
-204-
-205-
Obr. 8-30 Průběh kotlové teploty v závislosti na fázích
potřebě
ohřevu.
hořáku.
llOOIE
(provozu
hořáku)
a
zároveň
snížit
počet startů hořáku
asi na polovinu,
čímž
ho
šetří.
G
~
70 ~-+---1--
i
;.. 60f---+--4----+--_j.; -g>
J
SOt---+--+~11&--....::;..i..c:....-+-~-+---1
40 l---+~""'4=::~!--..„1-+--+------l---I
'§. 30f-.,.~~:__j~~ s ~ 201C---'---'---'---L--L--..l___J §' +20 +10 ±O -10 venkovní teplota t. [°C)
o Obr. 8-31
20
Příklad změny
40
60
využití
80
100
spínací diference.
·-·-·-::;::.~··········"··································
~
..·.. ······
průběh při jmenovitém výkonu
~ 51i---;.~~~~~~~~~~~~~~.,.,....~
~
49
~t~t--iftf-""'-.;;;;~tř-""-.;;::---c-A/'~~~~,--~~--=~
~ 431-lif-+1f----+-+--=:::...+4-1---l-.+--...::::~./..--!--L...L-
j
Lepší názor na vliv proměnné spínací diference poskytne posouzení počtu sepnutí za celé otopné období. Zde je potřebné posoudit spínání během celého otopného období. Na přt1
z výše uvedených čísel si lze udělat obrázek i o hospodárnosti provozu, šetření životního prostředí (emise) a životnosti hořáku. Ve fázi startu hořáku jsou vždy zvýšené hodnoty uhlovodíků, CO, sazí apod. Dále se podívejme, jak to vypadá s hořákem o výkonu např. 25 kW. Obr. 8-33 ukazuje produkci škodlivin při startu hořáku s certifikátem modrý anděl a staršího hořáku s certifikátem žlutý anděl. Časová osa začíná startem hořáku tj. otevřením ventilu. Na začátku se objevuje různé zpoždění než sondy v kotli zaznamenají koncentrace. Pak následuje stálý nárůst CO a CnHm až dosáhne svého vrcholu ze kterého se hodnoty při stálém provozu dostanou na nižší ustálenou hodnotu. Na obr. 8-34 vidíme další produkt - saze produkované při použití olejového hořáku. Proměnná
spínací diference umožňuje:
menší počet startů hořáku delší dobu chodu hořáku s nízkými emisemi nižší ztrátu ve spalinách - příznivější podmínky pro kotlové těleso a kouřovody s minimální kotlovou teplotou vypnutí např. 40 °C - příznivý provoz z hlediska ochrany životního prostředí
8.15.1.2 Četnost sepnutí hořáku a proměnná spínací diference Četnost spínání kotle je ovlivněna různými parametry kotle a otopné soustavy. Zde budou uvažovány speciálně vodní objem kotle, spínací diference regulátoru, velikost průtoku soustavou resp. kotlem a vodní objem soustavy.
...
1 2 .......--~~~----~~~---I ~průběh spínání hořáku
Ze strany kotle je četnost spínání kotle určena zejména spínací diferencí regulátoru, tepelným výkonem kotle a způsobem regulace výkonu. Ze strany soustavy jsou to průtok otopnou soustavou, její objem, teplotní parametry se kterými pracuje a potřeba tepla.
Obr. 8-32 Teplota vody v kotli a spalin v závislosti na spínací diferenci konvenčního regulátoru (i-čárkovaně) a s proměnnou spínací diferencí (2-plnou čarou).
-206-
-207-
Vzhledem k uvedenému je snížení četnosti sepnutí hořáku důležitým úkolem pro budoucnost. Na základě teoretického rozboru a experimentu se pokusme zhodnotit použití různých opatření umožňujících snížení četnosti sepnutí hořáku. mldkWh ventil otcvfen mldkWh ventil otcvfen --uhlovodík 280 - - -oxid uhelnatý
240
240
200
200
160
160
r
I I I I
120 80
I I I I
I I I
o
o
-10
, I I I I I I I I I I I I
120 80
I
I \
10
,•r1
280
40
' ... „ 20
30
čas
[s)
o-10
I I I I I I I I I I
K
\
\
\
' 20
Obr. 8-35 Principiální schéma napojení kotle na otopnou soustavu 30čas
[s)
Obr. 8-33 Fáze startování hořáku (,,modrý" hořák vlevo, „žlutý" vpravo)
10
_nový ,,modrý" hořák
n --·nový ,,žlutý" hořák
Zde uvažujme kotel s hořákem pracujícím dvoupolohově (zapnuto x vypnuto). Kotle s modulačním hořákem nebudou předmětem následujících úvah.
I I
I
10
spínání hořáku
2-Pt
I
o
Veličiny ovlivňující četnost
Pro principiální úvahu nehraje roli, že systémy nejsou zcela kompletní. Takový nejjednodušší vytápěcí systém představuje obr. 8-35 s dvoupolohově řízeným hořákem, bez směšovače s ekvitermní regulací. Tato konfigurace je typická pro malá vytápěcí zařízení. Avšak již u těchto jednoduchých soustav je řada veličin, které je třeba zohlednit, což se stane následně.
f j -·-starý ,,žlutý" hořák
I .\ .\ .\
Spínací diference a teplotní rozdíl na kotli
I.. I .
Zcela obecně je třeba zpracovat u systémů kotel - otopná soustava dva základní rozdílné případy. Je nutno rozlišit, zda je spínací diference XSd kotlového regulátoru větší nebo menší, než teplotní rozdíl na kotli Xhs· O vysvětlení se pokouší obr. 8-36. Pokud podle hydraulického zapojení na obr. 8-36 přívodní teplota z kotle tK klesá, pak díky PI regulátorem řízené trojcestné armatuře zůstává dále teplota přívodní vody do soustavy tw 1 konstantní. Bez zásahu do otopné soustavy zůstává rovněž konstantní i teplota vratné vody .
\ \
\..........
_
čas
Obr. 8-34 Produkce sazí při startu olejového hořáku.
-208-
Hmotnostní průtok otopného okruhu tak nemá vliv na regulaci kotle, dokud je spínací diference XSd v kotlovém regulátoru menší než teplotní rozdíl na kotli Xhs· Pokud je spínací diference XSd větší než teplotní rozdíl na kotli Xhs , pak musí při natápění protéci voda otopného okruhu alespoň jedenkrát kotlem, než vypne dvoupolohový regulátor kotle. V tomto případě již musíme zohlednit průtok -209-
otopnou soustavou. Vzhledem k této skutečnosti bude obsah kotle, tak vodní obsah otopné soustavy.
zohledněn
jak vodní
.
Pro další úvahy rozdělme systém podle obr. 8-35 na dva případy : A. Spínací diference XSd je již při dimenzování větší, než teplotní rozdíl na kotli Xhs B. Spínací diference XSd je již při dimenzování menší, než teplotní rozdíl na kotliXhS
Vztah, který určuje změnu výkonu otopného tělesa (resp. otopné soustavy) v závislosti na teplotě tělesa při konstantním průtoku je dán
Q ( t -t. )" QN = (:N _;i kde
-,
t;
I
r I I I I I
n
D
I I
K
N
I I
tepelný výkon [W] tepelná kapacita vody [J/kg.K] teplotní rozdíl - ochlazení vody [K] střední teplota otopného tělesa [°C) 0 vnitřní výpočtová teplota [ C) teplotní exponent závislý na druhu otopné plochy [-] index pro jmenovité hodnoty měrná
Z uvedených 21 kW
I I I I
vztahů určeme
typické hodnoty pro malé
•jmenovitý výkon - jmenovitý tepelný výkon - jmenovitý teplotní spád - jmenovitý (I 00 % ) hmotnostní průtok
I I
Obr. 8-36 Kotel napojený na beztlakový teploty
rozdělovač
s regulátorem
přívodní
s 50 %
průtokem
lze
uskutečnit např.
l0,5kW 45 °C 7,5K 15 K
místní regulací (TRV) či
čerpadlem
tepelným výkonem a teplotním
Vodní obsah kotle a soustavy Při
stejném tepelném výkonu kotlů mohou být jejich vodní obsahy zcela výkonu 21 kW jsou možné např. - pro průtočný kotel 3 až 5 1 - kotel typ I 30 1 - kotel typ 2 70 1
rozličné. Při
-210-
s výkonem
s proměnnými otáčkami.
Hmotnostní průtok a teploty v otopné soustavě průtokem,
Případ
zařízení
21 kW 15 K 20 kg/min (0,33 kg/s)
• 50%výkon - tepelný výkon - střední teplota otopného tělesa - teplotní spád při nezměněném (I 00 % )průtoku - teplotní spád při 50 % průtoku
PI
2-Pkt-RE
Vzájemný vztah mezi hmotnostním rozdílemje dán
Q c Lit t„
1w1
I
Q
m=-c ·l:!t
-211-
Vodní, obs3;? otopné .soustavy závisí na použitém vytápěcím systému, resp. otopne P!ose (otopna tělesa desková, článková, trubková či konvektory, podlahova, stropní, stěnová otopná plocha). Pro výkon 21 kW lze přibližně uvažovat následující obsahy: - použití konvektorů 70 l - použití článkových otopných těles 300 l 400 I. - podlahové vytápění
U průtočného způsobu protéká každý element vody přímo bez směšování kotlem. Teplota vody se kontinuálně zvyšuje z tw2 (na vstupu do kotle) na lw1 (na výstupu z kotle). Zvýšení teploty odpovídá teplotnímu rozdílu na kotli Xhs.
směšovacího
způsobu se dynamické chování kotle projevuje jako regulovaná soustava vyššího řádu s dopravním zpožděním. Přibližně lze toto chování popsat proporcionální regulační soustavou 1. řádu s dopravním zpožděním T; (obr. 8-38).Teplota vody v kotli se zvyšuje na výstupní teplotu vody podle následující funkce
U
proporcionálně
Poměry proudění v kotli
Pro zjednodušení uvažujme pouze dva modely. Jeden druhého se využívá směšování.
nechť je průtočný a u
7:-r)
t w1 =t w2 +M· l-e-j;;-
(
kde
!J.t T, TK •
dosažitelné zvýšení teploty v kotli ( M = Xhs) [K] dopravní zpoždění [s] časová konstanta kotle (přesně určovaná experimentálně) [s] okamžitý čas [s]
't
O~r. _8-37. 1:růběh teploty pomyslného elementu vody v proudu u principu pri XSd > Xhs
průtočného Regulace kotle Jako standardní předpokládejme ekvitermní regulaci přívodní teploty vody, event. rozšířenou o kombinaci s regulací podle vnitřní teploty vytápěného prostoru. Řízení hořáku může probíhat jako
- nepřetržité s modulačním hořákem (není do úvahy zahrnuto) či - dvoupolohové nebo - vícestupňové. y
U kotlů malého výkonu předpokládejme dvoupolohovou regulaci. Spínací diference X&1 se nastavuje - ručně na pevnou hodnotu - automaticky podle venkovní teploty či zátěže. Při
nižších venkovních teplotách budou nastaveny menší spínací diference,
např.
Obr. 8-38 Průběh teploty přívodní vody pro směšovací princzip· při X. < x; a , 'kf •• "'<}, Sd hS spmacz cy Y prz ste1nem opravním zpoždění a době ohřevu a chladnutí kotle.
XSd = 4 K při -15 °C. Pro střední teploty se automaticky nastaví větší spínací diference, např. XSd = 20 K při -5 až +10 °C. Příliš velkým hodnotám spínací
-212-
-213-
diference se musíme vyhnout, neboť by mohla znatelně kolísat teplota vzduchu ve vytápěném prostoru a narušit tak tepelný komfort.
Pro otopnou soustavu s 50% výkonem při m=20 kg/min (jmenovitý ochlazení na soustavě 7,5 K získáme následující doby ochlazení: - soustava 1 - doba ochlazení T05 ,
Doba spínacího cyklu
při Xsd
> XhS průtok
a
= m~s' =15 min; m
Příkladem průběh
t [°C]
Je třeba poznamenat, že tyto předpoklady se v praxi vyskytnou jen zřídka. Kromě toho přijměme, že bude zvolen kotel a soustava s průtočným principem, tj. bez směšování. Kromě předpokladu XSd > Xhs musí být zohledněny také průtok kotlem a parametry soustavy.
pro kombinaci kotle s vodním obsahem 30 kg a soustavou s 70 kg je teplot zaznamenaný pro pomyslný element vody na obr. 8-39.
t
kotel 30 kg, otopná soustava 70 k~
70
Posuďme dva kotle s různým vodním obsahem (kotel 1 s 30 kg a kotel 2 se 70 kg) ve dvou různých soustavách. Pro zjednodušení předpokládejme, že nedochází ke směšování ani v kotli, ani v soustavě (viz obr. 8-35).
Voda se v kotli z relativně nízké teploty ohřeje o Xhs . Na výstupu z kotle se však ještě nedosáhne teploty horní hranice sepnutí regulátoru, tudíž voda musí ještě jednou protéci kotlem. Odváděná voda se v soustavě ochladí a vstupuje opět do kotle nyní s vyšší teplotou. Pokud ohřátí vody v kotli je ještě stále nedostatečné, tak aby se překročila horní spínací hodnota, pak je nutný další průtok této vody kotlem. Pro klidovou fázi hořáku lze doplnit, vedle plného průtoku, též redukovaný průtok, který by zajišťovalo regulované či taktující čerpadlo.
Doba natápění kotle (= doba setrvání elementu vody v kotli) je závislá na průtoku kotlem. Průtoku m=20kg/min, odpovídajícímu jmenovitému výkonu, odpovídá ohřátí (jmenovitý teplotní rozdíl) !!i.t = Xhs = 15 K s následujícími hodnotami:
- kotel 2 mK2 = 70 kg
doba natápění kotle TK, = m~, =1,5 min; m doba natápění kotle TK, = 3,5 min.
Kotle lze kombinovat s různými soustavami o různém vodním obsahu jako např.:
- otopná soustava m0 s1 = 300 kg - otopná soustava m0 s2 = 70 kg
a
- soustava 2 - doba ochlazení Tos2 = 3,5 min.
Následně uvažujme, že se v celém rozsahu výkonu nebude měnit teplotní rozdíl na kotli. Tudíž nepředpokládejme činnost a) TRV či jiných individuálních regulátorů jednotlivých místností; b) speciálního provozu jednotlivých místností (např. ložnice).
- kotel 1 mK1 = 30 kg
průtok)
- článková otopná tělesa; - konvektory.
-214-
I
čerpadlo čerpadlo
stále běží taktující
30L-.~~~'--~~~..1..---i~~-'-~~~-'-~-=-...,.....,,y~ 5 10 I 15 2P i:[min]
~1
~wwwwwwww~
.8 O - - - - - ' - - - --J..-..J 5 10
I
15
L--„ 20 i: [min]
Obr. 8-39 Spínací cyklus a průběh teploty pomyslného elementu voa'.Y v systému s 30 kg vodního obsahu v kotli a 70 kg v soustavě při XSd = 20 K a Xhs = 15 K.
Na obr. 8-39 je naznačen průběh teploty v případě, že je zařízení provozováno s konstantním průtokem rit= 20kg/min. T0 s2 je vypočtená doba průtoku pomyslného elementu vody otopnou soustavou a TK 1 průtoku kotlem. Pro jeden spínací cyklus se tak určí potřebná doba 4.T0 s2 + 4.TK1 =4.1,5 + 4.3,5 = 20 min Pokud kotel pracuje s 50% výkonem, musíme uvažovat polovinu času, kdy je vypnut. To znamená, že spínací cyklus hořáku je I Omin. Jde-li o případ, kdy čerpadlo pracuje s polovičním průtokem ve fázi, kdy hořák stojí, je průtok rit= I Okg/min. Prodlužují se doby průtoku sledovaného elementu vody kotlem na TKJ = 3 min a v otopné soustavě na ToS4 = 7 min. Tím neprojde pomyslný element vody celé zařízení třikrát při fázi vypnutého kotle, nýbrž jen dvakrát, než se kotel opět sepne a průtok se zvýší na jmenovitý. Tento průtok je zaznamenán čárkovaně (obr. 8-39). Jak ukázal obr. 8-39, nemění se doba -215-
spínacího cyklu redukcí hmotnostního průtoku při fázi vypnutého hořáku. Z toho vyplývá, že je jedno zda je čerpadlo ve fázi vypnutého hořáku řízeno plynule změnou otáček či taktuje (vypíná a zapíná).
Tab. 8-1 Doba cvk/u oro dva kotle a dvě soustavv vři XSd = 2 OK a x;hS = 15K Vodní obsah kotle Vodní obsah Celkový vodní Doba cyklu mK [kg] soustavy obsah Tz [min] mos lk2l m fke:l
70 70 30 30
300 70 300 70
370 140 330 100
74 28 66 20
Pokud počítáme dobu cyklu pro dva různé vodní obsahy kotle a soustavy při spínací diferenci kotle XSd = 20 K a teplotním rozdílu na kotli Xhs = 15 K získáme výsledky uvedené v tab. 8-1. Za předpokladu XSd > Xhs a proudění podle průtočného způsobu je doba cyklu proporcionální k celkovému vodnímu obsahu :
tne'm potrubí nebo J. sou provozována s útlumovým režimem. Tyto případy vra ' • Nam1sto · • obu ·sou v praxi mnohem častější než dříve uvedene. pru"to č,ne'ho zpus {ze zohlednit i směšování uplatňované v kotli. Vodní obsah otopne soustavy zde téměř neovlivňuje četnost sepnutí hořáku. Dynamické chování kotle lze popsat proporcionálně regulovano~ s~ustavo.~ I; • ·du s dopravním zpožděním. Pro směšování v kotli lze použit d1ferenc1~lm s dopravním však uvažujme systém bez dopravmho zpoždění a tudíž platí :
~~vnici
zpožděním. Nejdříve
Qs =m·c·(t„, -t„,) 0
kde
/) = !!,.fK
a
f„ 1 =(K.
K
TK
je dosažená změna teploty vody v kotli za čas [K/s]
za předpokladu, že jsou výkon kotle a p~tok kon~~antní, lze s časovou konstantou kotle TK a teplotním rozdílem na koth xhS a pn:
Kromě toho se prokázalo, že snížení průtoku o 50% v průběhu fáze vypnutého hořáku prakticky nezměnilo celkovou dobu cyklu Tz. Vede to k většímu ochlazení vody v okruhu při sníženém průtoku. Aby byl prokázán vliv zvětšené spínací diference na dobu cyklu, uveďme příklad, kdy je spínací diference zvětšena z 20 K na 25 K při zachování teplotního rozdílu na kotli 15 K. V tomto případě se zvýší doba spínacího cyklu o 66 min tj. na 99 min. Doba spínacího cyklu se zvětšuje a úměrně tomu se snižuje četnost sepnutí hořáku. Je třeba mít však stále na paměti, že velikost spínací diference ovlivňuje i kolísání teploty vzduchu ve vytápěném prostoru a tak je nemůžeme libovolně
zvětšovat.
TK =mK • m X hS
= QK .
m·c
získat otopnou křivku včetně dopravního zpoždění T, danou vztahem:
Obdobnou
funkční
závislost
získáme
pro
ochlazování.
Přibližně
lze
předpokládat, že časová konstanta TK p.r~ o~ev je rovna časové konstantě TH
pro chladnutí vodního obsahu kotle a tud1z plat1: r,-r
Doba spínacího cyklu při Xs, < XhS
tK =XhS·eT• +f„2
Za předpokladu Xs4 < XhS můžeme uvažovat i zařízení, která jsou osazena TRV či individuální regulací místností, u kterých se snižuje průtok a teplota ve
-216-
Průběh natápění zohlednění
a chladnutí kotle za stejných časových konstant a při dopravního zpoždění ukazuje obr. 8-38. Z obr. 8-38 je patrné
-217-
definování doby cyklu Tz , doby chodu T,ap .• doby vypnutí Tvyp., dopravního zpoždění I; a doby zpoždění TZK· Doba cyklu Tz pro kotlije:
případ, kdy je spínací diference menší než teplotní rozdíl na
*** zřejmé, že snížení průtoku např. čerp~le~.s proměnným~ otáčkami či škrcením na TRV se na době spínacího cyklu pr0Jev1Jen nepodstatne.
Naproti tomu pokud se zvětší vodní obsah kotle při stejném tepelném výkon~, větší se časová konstanta kotle TK a teplotní rozdíl na kotli zůstane konstantn1. se i doba spínacího cyklu a to tím více, menší je vliv dopravního zpoždění. Obr. 8-40 ukazuje jaký vliv má zdvoj~~o~ení čas?vé ~onstanty ko~le TK a zdvojnásobení vodního obsahu kotle pn pre~pokl~~em d?p,ravm~ zpoždění na dobu spínacího cyklu. Jak obr. 8-40 ~Je,, zpusob1 ~VOJnasobem časové konstanty kotle (větší vodní obsah kotle) zvetš~m doby sp~nacího_ c~k~u. Zvětšení vodního obsahu kotle tak působí spolu s malym dopravmm zpozdemm podstatně výrazněji než při větším dopravním zpo~dění. _Totéž platí i ? vl~vu velikosti spínací diference Xs,. Podle dříve uvedene rovmce se doba spmac1ho cyklu zvyšuje tím více, čím je menší vliv dopravního zpoždění.
~ak zvětší
kde
Tz I;
perioda zapnuto - vypnuto; doba spínacího cyklu dopravní zpoždění
Tx
časová konstanta kotle pro ohřev; např. TK
Xs, Xhs
spínací diference regulátoru kotle regulační rozsah = teplotní rozdíl na kotli
= "'.K m
Pokud je spínací diference řádově menší než teplotní rozdíl na kotli, pak lze dobu spínacího cyklu získat exaktně zjednodušeným vztahem :
["C]
čím
t
70
XSd)
TZ =4·(TI +TK · xhS
60
Obecně k době spínacího cyklu Tz
Z předchozího vztahu je zřejmé, že dobu cyklu ovlivňují čtyři veličiny: I; dopravní zpoždění, Tx časová konstanta kotle, Xs, spínací diference dvoupolohového regulátoru kotle a Xhs teplotní rozdíl na kotli. Dopravní zpoždění je závislé na konstrukci kotle, poloze měřícího místa, rychlosti proudění vody (na hmotnostním průtoku a na době průtoku). Dopravní zpoždění je složeno především z doby průtoku a doby potřebné k transportu veškeré vody. Pokud tvoří doba průtoku hlavní část dopravního zpoždění, pak jsou vzhledem k dopravnímu zpoždění tudíž i k době spínacího cyklu změna průtoku a i rychlosti proudění nevýznamné. Pokud je doba průtoku malá vzhledem k době potřebné k transportu veškeré vody což odpovídá např. polovičnímu průtoku, dochází ke zvětšení dopravního zpoždění a tudíž i ke zvětšení doby spínacího cyklu. Doba cyklu Tz a teplotní rozdíl na kotli XhS jsou svázány s průtokem v poměru Tx I Xhs tak, že se tento podíl díky změněnému průtoku téměř nemění. Je tedy
2
50 40 30
:t
2
1
I
1
17--,I J
11 I
2
r.1-,
11 I
I
2
4
3
i:[h]
2
I
1I
3
Jr
11
li
4
I
„ i: fh]
Obr. 8-40 Vliv zdvojnásobení doby zpoždění TK při stejném dopravním zpoždění I; na spínací cyklus. Za předpokladu, že je spínací diference, me?ší než te~lot~í _ro~díl na ko.tli
(Xs4 < XhS) lze konstatovat, že doba ~pmac1h~- cyklu.Je .zav1.sla ?a _vodn1m obsahu kotle a tudíž i četnost sepnuti. Rovnez rozš1rem spmac1 diference dobu spínacího cyklu a snižuje tak výrazně četnost sepnutí
zvětšuje značně hořáku.
-218-219-
llEllOE
Experiment
Experimentální zjištění četnosti spínací diference Zabývejm~
se. čtyřmi parametry : objem kotle, spínací diference regulátoru, hmotnostní prutok soustavou a vodní objem soustavy. Zku~ební zařízení
obsahovalo dva kotle sjmenovitým výkonem 21 kW a s ?bJe~em 36,5 ~ 90,5 I. Objem otopné soustavy byl simulován nainstalovaným zas??mkem o ~bJemu 70 a 300 I. Při každé zkoušce byl změněn vždy jen jeden z vyse uvedenych čtyř parametrů. Zbývající tři parametry zůstávaly během zkoušky kons?1°tní (např. tepelný výkon = 50 % jmenovitého, regulace výkonu dvoupolohova - vypnuto - zapnuto, střední teplota vody 48 °C, teplota přívodní vody 75 °C, ochlazení resp. teplotní spád 15 K, hmotnostní průtok 20 kg/min) Tab. 8-2 Konfirrnrace zařízení Označení Objem kotle Spínací konfigura diference ce ozn. K I ozn.
Průtok
ozn
soustavou kg/min
20 1.1-A.a 10 36,5 1 1.1-A.b 36,5 20 I 10 20 1.2-A.a 36,5 2 20 1.2-A.b 36,5 20 A 20 20 II.I-A.a 90.5 1 10 20 11.1-A.b 90.5 II 10 20 11.2-A.a 90.5 2 20 20 11.2-A.b 90.5 20 1.1-B.a 36,5 1 IO IO IO 1.1-B.b 36,5 I IO 1.2-B.a 36,5 10 2 20 10 1.2-B.b 36,5 B 20 IO 11.1-B.a 90.5 I 10 IO 11.1-B.b II 90.5 IO 10 11.2-B.a 90.5 20 2 10 11.2-B.b 90.5 20 20 ") 1.1-C.a 36,5 10 1 20 .) 1.1-C.b 36,5 I 10 20°) 1.2-C.a 36,5 20 2 20 .) c 1.2-C.b 36,5 20 20 .) 10 11.1-C.a 90.5 1 20 °) 10 90.5 11.1-C.b II 20 °) 20 90.5 2 11.2-C.a 20 .) 20 90.5 11.2-C.b ) redukovany prutok na 500/o během doby, kdy je hořák vypnut
.
-220-
Objem soustavy ozn. I a b a b a b a b a b a b a b a b a b a b a b a b
70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300 70 300
Uspořádání experimentu a možnost jeho vyhodnocení ukazuje tab. 8-2, ve které jednotlivé označení znamená: I . Parametry na straně kotle : - objem kotle I = kotel s objemem 36,5 1 II =kotel s objemem 90,5 1 - spínací diference regulátoru 1 = 1OK 2=20K 2. Parametry na straně soustavy: A = 20 kg/min - hmotnostní průtok vody B = 10 kg/min C = 20 kg/min během provozu hořáku, během klidového stavu hořáku byl redukován na 50 %. - objem soustavy a = zásobník o objemu vody 70 1 b = zásobník o objemu vody 300 1 patrné, že označení II.2 - B.a značí kotel s o?jemem 90,5 1 ~e spínací diferencí 20 K a otopnou soustavou s hmotnostním prutokem 1O kg/mm a zásobníkem se 70 1 vody.
z popisu je
Výsledky experimentu Pro vyhodnocení vlivu zkoumaných parametrů na četnost spínání kotle(=. lffz) se na svislé ose vynáší poměr četnosti sepnutí s příslušnou vanantou zkoumaného parametru.
Objem kotle I Tab. 8-3 četnost sevnutí kotle v závislosti na ob1iemu kote KonfillW'E ce zařízení Poměr 222111111četnosti B.a A.b sepnutí A.a A.b B.a B.b C.a C.b A.a
2B.b
2C.a
2C.b
hořáku
0,73 0,48 0,37 0,49 0,55 pro II I 0,45 0,28 0,34 0,38 0,51 0,43 0,56 I
V tab. 8-3 je uveden poměr četnosti sepnuti hořáku v případě, kdy porovnáváme velký a malý kotel při různé konfiguraci zařízení. Např. hodnota v tabulce u (1-221-
,. A.a) ukazuje snížení četnosti sepnutí na 45 % pro případ, kdy regulátor pracuje se sp~ací diferencí 10 K, průtok okruhem je 20 kg/min, připojena je maloob3emová soustava a kotel s velkým objemem je nahrazen kotlem s malým objemem.
Obecně se ukazuje pro všechny konfigurace snížení četnosti sepnutí kotle v rozsahu 30 až 75%. V průměru přes všechny konfigurace leží dosažitelné snížení četnosti sepnutí kotle okolo 45% a odpovídá tak zhruba poměru objemů kotle. Veliké rozpětí snížení četnosti sepnutí ukazuje, že objem kotle, jakožto sledovaný parametr, má velký vliv na četnost sepnutí hořáku kotle. Spínací diference regulátoru Tab. 8-4 Četnost sepnutí kotle v závislosti na velikosti spínací dzifierence reguatoru l' Poměr četnosti
IIIsepnutí A.a A.b B.a hořáku
IB.b
Konfigurace zařízení IIIIIIC.a C.b A.a A.b
II-
II-
B.a
B.b
IIC.a
20 kg/min k průtoku 10 kg/mín. pro jínak nezměněnou konfiguraci podle uvedeného.
dříve
Pro jednotlivé konfigurace se ukazuje pokles četnosti sepnutí kotle v rozp~tí 20 až 95%. Nejméně příznívý případ (l.l-b) s kotlem o malém ob3emu, s regulátorem o malé spínací diferenci a velkém objemu soustavy se rázem změní na nejpříznivější pouhým rozšířením spínací diference. Průřezově je patrné, že potenciál opatření ke snížení četnosti sepnutí kotle je velmi široký. Tab. 8-5 Četnost se nutí kotle v závislosti na růtoku soustavou '..4 I B . Poměr Konfi race zařízení četnosti I.I-a l.l-b I.2-a I.2-b II.l-a II.1-b II.2-a II.2-b sepnutí hořáku pro 0,60 0,95 0,71 0,22 0,78 0,69 0,85 0,46 AIB
II-
C.b
pro 2 I 0,48 0,14 0,41 0,58 0,68 0,29 0,62 0,40 0,56 0,61 0,64 0,36 l Druhým sledovaným parametrem na straně kotle byla spínací diference re~ulá!o~. V 8-4 je stejně jako v tab. 8-3 poměrná četnost sepnutí kotle při spmac1 d1ferenc1 20 a 1O K při různé konfiguraci zařízení.
Tab. 8-6 Četnost se nutí kotle v závislosti na růtoku soustavou CI A . Poměr Konfi ace zařízení četnosti I.1-a I.1-b I.2-a I.2-b II.1-a II.l-b II.2-a II.2-b sepnutí hořáku pro 0,77 0,68 1,04 1,29 0,89 1,06 0,92 0,95 CIA
ta?.
Jedno~ačně se u všech sledovaných konfigurací prokazuje snížení četnosti ~~p;iuti k~tle_a t~-v r?:'ahu o~ 15 do 70%. V průměru přes všechny konfigurace
cm1 dos:ize~e sm_zem cetnost1 sepnutí opět 45% a vypovídá tak o vlivu poměru
o~ou spm~c1~h d1ferenc,í. I ~~ značí velké rozpětí snížení četností sepnutí velký
vliv, ktery ma volba spmac1 diference. Proměnnou spínací diferencí se dosáhne největších úspor u soustav s velkým průtokem a velkým objemem.
V tab. 8-6 je zaznamenána stejná situace jako v tab. 8-5 s tím rozdílem, že se průtok soustavou po vypnutí hořáku sníží na polovinu. Obvyklé chování vytápěcího zařízení však takovýto zásah nevyužívá. Vliv velikosti objemu kotle je zde zanedbatelný. U zařízení s maloobjemovým kotlem a se spínací diferenc~ 1O K je vidět významný pokles četnosti sepnutí. Změníme - li spínací diferenci na 20 K, četnost sepnutí kotle však výrazně vzroste. Tento jev je však provozně podmíněn a odráží se jen u soustav, kde se neprojevuje směšování otopné vody. Obecně lze říci, že u tohoto minimálně využívaného provozování soustavy dochází jak ke snížení četnosti sepnutí, tak k jejímu výraznému zvýšení.
Hmotnostní průtok soustavou Hmotnostní průtok je prvním parametrem příslušejícím otopné soustavě. Sled~vána byla opět četnost sepnutí kotle při průtoku A = 20 kg/min, B = I O kg/mm a C = 20 kg/min pokud běží hořák a pokud je hořák v klidu je průtok redukován cca na 50%. V tab. 8-5 je poměrná četnost sepnutí kotle při průtoku
-222-
Objem vody v otopné soustavě Objem vody v otopné soustavě byl měněn prostřednictvím zás~bníku o 70 .a 300 I. Zde se mohla různá provedení otopných soustav (jednotrubkova, dvoutrubková soustava, podlahová otopná plocha, nízkoobjemová tělesa, -223-
článková tělesa atp.) simulovat jen neúplně, neboť teplo bylo odebíráno ze soustavy přes výměník tepla. Pokud bychom chtěli přesněji postihnout chování jednotlivých soustav, pak bychom museli použít více výměníků tepla, jejichž tepelný výkon a uspořádání by odpovídalo simulované soustavě s příslušnou otopnou plochou.
, . Iosti na o b1iemu vodv v otopné soustavě. T.b87Č a. - etnost sepnuti'kol t e v zavzs Poměr četnosti
sepnutí hořáku
Konfigurace zařízení I.I- I.I- I. I- I.2- I.2- I.2- II.I- II.I- II.I- II.2- II.2- II.2A B c A B c A B c A B c
prob/a 1,58 0,98 1,39 0,48 l,42 0,60 0,97 l,10 l,17 0,63 l,19 0,66
V případě Xsd < X1is je četnost sepnutí hořáku závislá hlavně na vodním obsahu kotle (ne na objemu soustavy). Zvětšení vodního obsahu kotle zde působí značné snížení četnosti sepnutí hořáku. Rovněž v tomto případě nemají změny provozování čerpadla v klidové fázi hořáku podstatný vliv na četnost sepnutí hořáku. Jednoznačně však v obou případech zmenšení četnosti sepnutí hořáku kotle.
Vedle konfigurací u kterých se projeví jen nepatrná změna četnosti sepnutí hořáku jsou také uspořádání soustav a kotlů u kterých je změna četnosti sepnutí již významná. Je to např. soustava s kotlem opatřeným regulátorem s velkou spínací diferencí a velkým průtokem. Všechny sledované parametry resp. jejich ovlivnění může za určitých podmínek vést ~e smnížení četnosti spínání kotle. ~ejvýznamnější jsou parametry na strane kotle. Jsou to tedy především objem kotle a spínací diference, se kterou pracuje regulátor, jejichž zvětšení vede ke snížení četnosti spínání hořáku. Na základě teoretického rozboru lze konstatovat, že pro posouzení jednotlivých veličin je rozhodující, zda je spínací diference kotlového regulátoru větší či
menší než rozdíl teplot na kotli. Prvnímu případu lze přiřadit průtočný způsob a druhému pak směšovací způsob. Rovněž důležité je určit či odhadnout dobu spínacího cyklu, neboť její převrácená hodnota určuje četnost sepnutí hořáku. V případě Xs, > XllS působí celkový obsah vody (kotel + otopná soustava)
spínací diference
rozšíření
spínací diference musíme zohlednit dynamické chování objektu, aby nedošlo k příliš velikému kolísání vnitřní teploty ve vytápěném prostoru. I parametry soustavy nám poskytují poměrně velké pole působnosti k ovlivnění četnosti spínání kotle. Zde však nejsou změny tak jednoznačně popsatelné, a tak musíme vždy uvažovat celou konfiguraci. Např. při zvětšení průtoku soustavou, tj. zvětšením výkonu čerpadla, získáme menší četnost spínání hořáku, ale musíme počítat se zvýšenými provozními náklady na provoz čerpadla a dalšími souvisejícími parametry. vytápěného
Také vodní obsah soustavy hraje významnou roli. Výrazně smz1me četnost sepnutí kotle např. u zařízení s velkou spínací diferencí a s velkým průtokem soustavou, když namísto konvektorů či maloobjemových deskových otopných těles navrhneme tělesa článková s větším objemem. Na druhou stranu jsou však kombinace, které nezmění či dokonce značně zvětší četnost spínání hořáku. Poznatky z experimentu ukazují, že při snaze o snížení četnosti sepnutí kotle musíme zohlednit všechny parametry a to jak při volbě kotle, tak při návrhu otopné soustavy. Pouze tak jsme schopni navrhnout optimální zařízení respektující úspory energie, požadovaný komfort a minimalizaci provozních nákladů. Výsledky experimentu jsou prvním krůčkem na cestě optimalizace návrhu otopných soustav, neboť nezahrnují všechny parametry týkající se soustavy, vlivu klimatických změn či chování uživatele.
opačně proporcionálně k četnosti sepnutí. Větší celkový obsah vody vede tedy k menší četnosti spínání. Vodní obsah kotle se zde podílí jen částečně. Zapínání a vypínání čerpadla či regulace jeho otáček v klidové době hořáku ( mrtvá doba)
má na četnost sepnutí hořáku nepatrný vliv.
-224-
rozšířená
Experiment potvrdil, že u parametru „ velikost vodního obsahu kotle" musíme zohlednit určité omezující faktory jako jsou náklady či možnost většího zatížení nízkoteplotní korozí v důsledku prodloužení klidové fáze, která může vést až k podkročení teploty rosného bodu na teplosměnných plochách. V případě
Výsledky uvedené v tab. 8-7 tak odpovídají soustavám, kde není směšování otopné vody (kvalitativní regulace trojcestnou armaturou) či poměr směšování je minimální. Pro ostatní soustavy nám však výsledky ukazují jakési přiblížení či směr, kterým půjde chování soustavy.
způsobí
-225-
8.15.1.3 Dvou a vícestupňový provoz
aby 3. stupeň kotle dvě nespínal příliš brzo a často. Regulace pracuje v závislosti na venkovní teplotě a na výkonu kotle. Touto regulací se dosahuje rovnoměrného provozu - resp. doby využití kotlů.
U vícestupňového provozu rozeznáváme dvou a vícestupňový provoz. Přizpůsobit výkon kotle potřebě tepla lze buď stupňovitě či plynule modulovaně. Takto se prodlužuje doba chodu kotle a tím se zmenšují pohotovostní ztráty (ztráty kotle za prostojů). Současně se snižuje, při nízkém výkonu kotle, teplota spalin a kotel pracuje s vyšším stupněm využití.
8.15.1.4 Modulovaný provoz kotle
Nejjednodušší uspořádání regulace sestává z dvoustupňově regulovaného hořáku dvěma nezávislými vzájemně různě nastavenými regulátory. V tomto případě se kotel při nízké potřebě tepla provozuje na prvním stupni a pokud výkon nestačí a teplota kotlové vody stále klesá, zapíná se i druhý stupeň. Stupeň jedna zůstává i nadále v provozu. Pro dvoustupňový provoz jsou obvyklé specifické požadavky na kotel. Kotle jsou koncipovány pro nízké teploty spalin a tak je třeba je vyrábět odolné vůči nízkoteplotní korozi. Kotle pracují největší dobu otopného období na 50 až 60 % výkon. Na tuto hodnotu je žádoucí nastavovat i výkon prvního stupně. 5 min.
teplota vypnutí
Poklesne-li teplota kotlové vody pod požadovanou hodnotu spíná se jeden či více výkonových stupňů kotle. Mezi sepnutími jednotlivých stupňů je potřebná
Hořáky s modulovaným provozem mají speciální konstrukci, tak optimálně řízeno množství přiváděného paliva a spalovacího vzduchu.
Rovněž hořák s modulovaným provozem potřebuje základní výkonový stupeň, ze kterého se vychází (obr. 8-42). Nejnižší stupeň výkonu je nastavitelný a závislý na typu hořáku, druhu paliva a na konstrukci kotle.
jmenovitý
1001--~~~~--"~~~
~ o i::
]'>-
startovací
>
o----~-+~~~~--~ Xp
manuelně
Regulace se uskutečňuje regulátorem s PI charakteristikou. Teplota kotlové vody je snímána čidlem a měněna přes otopnou křivku v závislosti na venkovní teplotě. Modulovaným provozem lze dosáhnout extrémně nízkých teplot spalin a tak získat obzvláště vysoký stupeň využití kotle.
Obr. 8-42 Regulační oblast pro s modulovaným provozem.
hořák
nastavená
'§
~
><J
~ "'
1
2 3 4
~-·•••••••••••tič<;;a':"s1[h] 5 min. lOmin.
doba Když regulační odchylka dosáhne O, přejde zapínání do ustáleného stavu.
aby bylo
zpoždění.
8.15.1.5 Regulace kotlů v
kaskádě
Aby během provozu otopné soustavy nedocházelo ke skokům požadované hodnoty využívá se kaskádové regulace kotlů s modulační regulací hořáku.
5min.
Obr. 8-41 Funkce 4 stupňového spínání dvou kotlů. Doby zpoždění závisí na druhu a tepelné kapacitě soustavy. Obr. 8-41 ukazuje funkci vícestupňového provozu dvou kotlů s dvoustupňovými hořáky. Mezi stupni l a 2 stejně jako u druhého kotle 3 a 4 je relativně krátká doba zpoždění. Naproti tomu je mezi stupni 2 a 3 nastaven delší časový interval. Tím se zabrání, -226-
Na obr. 8-43 je znázorněno chování kaskády se čtyřmi nástěnnými kotli o stejném výkonu v závislosti na tepelném zatížení soustavy. To znamená, že je zakreslen statický diagram. Toto chování platí pro změny výkonu s malými změnami požadované hodnoty. Regulace kotlů zabraňuje rovněž jejich častému spínání - taktování. Levá část obrázku ukazuje spínání na plný výkon zařízení.
-227-
)101()1(
• kotel l startuje se základním výkonem a zvyšuje výkon (modulačně) až na 100% • kotel 2 startuje se základním výkonem • kotel l snižuje výkon, aby vyrovnal základní výkon kotle 2 a dále při další potřebě tepla najíždí kotel 2 až na 100 % výkonu • postupně se takto v kaskádě zapojí všechny kotle Pravá část obrázku ukazuje vypínání kotlů z plného výkonu zařízení. • kotel 4 modulačně sjíždí na základní výkon • kotel 3 modulačně sjíždí na nižší výkon, aby vyrovnal základní výkon kotle 4 • kotel 4 se vypíná • kotel 3 modulačně zvyšuje výkon, aby vyrovnal vypnutí kotle 4 a následně při stále klesající potřebě tepla sjíždí na svůj základní výkon • kotel 2 modulačně snižuje výkon až na základní a kotel 3 vypíná • při stále klesající potřebě tepla se kotle 1 a 2 chovají stejně jako kotle 3 a 4
100 100.....--....-----.-----r------r-!i i
""i
ii t15~~~+----+---+---+---H~i----+---+----+----1 ii .a
kotel 4 mh~o provoz
0
100,
f
i:.a•
.lOi
i::
8 50
Í'
.a~ v
~
I
.lid:
100
1
:: 1
~:
""
-
--- ---
\..vvrovnání startovacího • . yýkonu kotle 2 11
I
1·
startovací výkon kotle 1
o oo
1·
ii
l
25 .....o~,..........
1-r--,-----.---~-
1o
--=~-1----+-
·
N:
.Ill I
100 'Klor----r--.,..----....---.J
1"i kotel 3 mbo provoz
I 0 _!:!.I_ - 100:
25
50
75
.
I
1-L---~---'---'----"
100 100
75
50
25
o
požadovaný výkon zaHzení [%]
Obr. 8-44 Spínání a vypínání kotlů v kaskádě během sníženého provozu.
_,BI
100
""I
Levá část obr. 8-44 ukazuje spínání při sníženém výkonu. • kotel 1 startuje se základním výkonem a modulačně najíždí na svůj 100 % výkon • kotel 2 startuje se základním výkonem • kotel 1 modulačně sjíždí dolů, aby vyrovnal základní výkon kotle 2 a při další potřebě tepla najíždí kotel 2 na 100 % výkon • kotle 3 a 4 nestartují, protože při snížené potřebě není jejich výkonu třeba
_e I
I
10%r--N, !io:i
.lid:
o
25
50
75
10 100
75
požadovaný yýkon zařízení [%]
50
25
o
Pravá část obrázku ukazuje vypínání při sníženém výkonu. • kotel 2 sjíždí modulačně na základní výkon • kotel 1 sjíždí modulačně na základní výkon a kotel 2 vypíná. Kotel 1 modulačně zvyšuje výkon, aby vyrovnal základní výkon kotle 2 a při snižující se potřebě tepla sjíždí kotel 1 na základní výkon. Dále vypíná i kotel
1. Obr. 8-43 Spínání a vypínání kotlů v kaskádě během provozu vytápění.
Obr. 8-44 Znázorňuje chování čtyř kotlů v kaskádě v podobě statického diagramu. Je zde zobrazen případ, kdy zařízení pracuje s 50 % výkonem např. při uzavření několika okruhů z důvodu poruchy nebo při přípravě TUV v létě.
-228-
8.15.2 Regulace výměníků Výměníková stanice slouží k předávání tepla z primární teplonosné látky přes teplosměnnou plochu výměníku do sekundární teplonosné látky. Jde zde tedy o
-229-
)I(
tzv. tlakově nezávislé předávací stanice. Tlakově nezávislé stanice můžeme podle teplonosných látek na primární a sekundární straně rozdělit na stanice s výměníky:
• (horká nebo teplá) voda - (teplá) voda • pára - voda. U
výměníkových
výměníky
stanic voda - voda se dnes používají tepla. U stanic pára - voda to mohou být:
• deskový výměník • stojatý trubkový zaplavovaný
výměník
především
deskové
(pára je v prostoru mezi trubkami a
pláštěm)
• šroubovicový výměník (pára je ve šroubovicových trubičkách a voda mezi a pláštěm) • kapilárový výměník (páraje v kapilárách a voda mezi kapilárami a pláštěm).
trubičkami
Mějme
paměti, že u moderních výměníků je vnitřní objem samotného na sekundární straně malý a přitom výměník přenáší stovky kW. Z toho plyne důvod, proč nelze přistupovat k regulaci výměníků stejně jako k regulaci kotle stejného výkonu.
llE )I(
U zapojení s havarijním ventilem s funkcí regulace tlakové diference + regulačním ventilem a u zapojení s regulačním ventilem s havarijní funkcí + přímočinným regulátorem tlakové diference je chování obdobné, avšak teplotní parametry v průběhu roku, stejně jako přetlaky v potrubní síti mohou i významně kolísat. Za optimální řešení lze považovat zapojení s havarijním ventilem (HV) + regulačním ventilem (RV) + přímočinným regulátorem tlakové diference (RTD) (obr. 8-45). Havarijní ventil se částečně podílí na snížení příliš veliké tlakové diference na vstupu a regulační ventil tak může za optimálních podmínek plnit svou regulační funkci. Regulátor tlakové diference na zpětném potrubí stabilizuje tlakové poměry pro výměník tepla a regulační ventil. Pokud nepoužijeme regulátor tlakové diference s omezením průtoku, tak ani toto řešení nezabrání nárůstu průtoku při najíždění sekundární strany nad hodnotu jmenovitého průtoku.
F
RV
HV
PJV
na
výměníku
SEKUNDMN(
PRIMAIN(
STRANA
STRANA
--
8.15.2.1 Regulace výměníků voda - voda
U výměníkových stanic (horká) voda - voda se regulace odehrává především na primární straně. Sekundární strana je regulována jako klasická otopná soustava. Regulace primární strany a s ní spojené i hydraulické zapojení dnes obnáší čtyři základní způsoby provedení obsahující: regulační ventil s havarijní funkcí - havarijní ventil s funkcí regulace tlakové diference + regulační ventil - regulační ventil s havarijní funkcí + přímočinný regulátor tlakové diference - havarijní ventil + regulační ventil + přímočinný regulátor tlakové diference.
U zapojení pouze regulačního ventilu s havarijní funkcí předpokládáme, že ekvitermní regulace a s ní spojené teplotní parametry v průběhu roku, stejně jako přetlaky v potrubní síti příliš nekolísají. Při najíždění sekundární strany stanice dochází ke krátkodobému zvýšení průtoku primární stranou. Toto řešení je nejlevnější avšak nezabrání nárůstům průtoků.
-230-
MT
RTD
F
Obr. 8-45 Schéma zapojení výměníkové stanice s havarijním ventilem + regulačním ventilem + přímočinným regulátorem tlakové diference 8.15.2.2 Regulace výměníků pára -voda
Regulaci výměníků pára - voda lze na primární straně realizovat: - na kondenzátu - napáře - a spřaženě, tj. současně na páře i kondenzátu. Výhodu regulace na straně kondenzátu je zpravidla konstantní tlak a teplota vstupní páry a levnější regulační armatura (akční člen), neboť má menší kv hodnotu. Nevýhodou je neřiditelný nárůst teploty na sekundární straně
-231-
llHIUIE výměníku v případě okamžitého a výrazného omezení průtoku páry, protože dochází k trvalému dokondenzovávání před tím nezaplavené části výměníku. Kvantitativní regulace zaplavováním na straně kondenzátu je vhodná pro soustavy s velkou akumulací a s malými nebo s velmi pozvolnými změnami teploty. V případě rychlejší změny je nutno uzavřít přívod páry do výměníku, protože není možno odvést teplo potřebné k zaplnění celého prostoru výměníku kondenzátem. Použití této regulace je naprosto nevhodné pro výměníky tepla s malým vnitřním objemem jako jsou deskové, šroubovicové nebo kapilárové výměníky. Stálé a vysoce rychlé kolísání hladiny kondenzátu např. v deskovém výměníku způsobuje vysoké teplotní cyklické namáhání sváru či pájeného spoje a nestabilitu regulačního obvodu. Použití tudíž zůstává jen pro regulaci stojatých trubkových zaplavovaných výměníků tepla (pára - voda).
Výhodou regulace na parní straně je; že se jedná o kvalitativní a zároveň kvantitativní regulaci, která umožňuje poměrně přesně regulovat teploty výstupní vody. Nevýhodou jsou však vyšší nároky na regulační armaturu s větší kv hodnotou což obnáší i vyšší cenu. Tato regulace je vhodná pro soustavy s nároky na rychlejší změnu teploty na sekundární straně a především pro výměníky tepla s malým vnitřním objemem. Spřažená
kondenzátu i na straně páry je spolehlivá regulace s vyššími pořizovacími náklady neboť jsou zde dvě regulační armatury. Zkušenosti z provozu však ukázaly, že na kondenzátní straně je téměř vždy protitlak, který působí zaplavování výměníku kondenzátem. Vzhledem k této skutečnosti se dnes využívá regulace jen na straně páry, kde je osazena regulační armatura s havarijní funkcí. Pokud dojde k odstavení výměníku do havarijního stavu přehřátí, je prostor teplotního čidla, které tuto informaci předalo, většinou dále v přehřátém prostoru. Otopná soustava má však již nedostatečnou teplotu a přívod páry do výměníku bude obnoven až po vychlazení prostoru čidla. Důležitá je i doba přestavování regulačních elementů. Pokud je reakční rychlost příliš veliká, dojde k rozkmitání soustavy. Po vychlazení čidla je soustava hluboko pod požadovanou teplotou a pokud dojde k prudkému otevření ventilu na straně páry nastane opětovné přehřátí. Reakční doby parních výměníků pokud jde o ohřátí jsou velmi krátké. regulace na
straně
Obr. 8-46 Schéma pro popis principu regulace výměníku pára - voda na straně páry
MRV PRIMARNí
Podívejme optimální
na jedno regulace výměníku pára - voda na straně páry (obr. 8-46). Ve KONDENZ. schématu 1 znac1 čidlo výstupní teploty z výměníku (přívod do otopné soustavy), 2 nezávislé havarijní čidlo téže teploty, 3 snímač průtoku na vratném potrubí sekundární strany a 4 havarijní čidlo teploty vystupujícího kondenzátu z výměníku. Motorický regulační ventil (MRV) je umístěn na parní straně
STRANA
se
řešení
výměníku.
Čidlo 1 je provozní čidlo, na jehož signály reaguje regulátor přestavováním
regulačního ventilu. Je-li překročena nastavená teplota n~ čidlech 2 ne.ho~· ~c~t~
se provoz výměníku v tzv. nenormálním provozn1m stavu (mkoh Jeste v havarijním) a je odstaven svým regulačním ventilem, který je vybaven havarijní funkcí. Po odeznění nenormálního stavu (zchladnutí) se výměník uvádí do provozu a druh poruchy zůstává zaznamenán v paměti regulátoru. Čidlo 3 slouží jako ochrana výměníku před poruchou čerpadla nebo jeho vypnutím. Naznačené umístění čidel umožňuje logické sdružování poruch. Tzn„ že pokud jsou překročeny teploty na čidlech 2 a 4, jedná se o poruchu regulačního ventilu, kterou nezaznamenal regulační systém (porucha pohonu, poškození ventilu) a stanice je uvedena do havarijního stavu. Regulace dále odstavuje výměníkovou stanici v případě nízkého tlaku páry ve venkovním rozvodu. V ~oulad~ s požadavky na automatický chod se stanice uvede do provozu automaticky pn dosažení potřebného tlaku páry či po výpadku elektrického proudu.
Regulace musí přívod páry uzavřít s předstihem tak, aby se i zbytkové teplo využilo v otopné soustavě. Klademe tak větší důraz na derivační složku použitého regulátoru a věnujeme pozornost udržování minimálního průtoku otopné vody výměníkem. Jinak řečeno, pokud se při otevírání regulační armatury dosáhne určité strmosti nárůstu teploty v určitém čase, je nutné změnit směr pohybu regulační armatury přesto, že ještě není dosaženo požadované hodnoty.
Dále soustřeďme svou pozornost na průběh kondenzace u deskového výměníku pára - voda. Odvlhčená pára v separátoru a přiváděná do výměníku přes škrtící regulační ventil má teoreticky parametry mírně přehřáté páry (obr. 8-47). V první části výměníku je ochlazena z bodu přehřátí o teplotě T1 na teplotu na mezi sytosti T2. V této části výměník pracuje jako chladič přehřáté páry. Tato část výměníku je však velice krátká, neboť přehřátí je malé a prakticky je odvedeno téměř na hrdlech výměníku. V další části mezideskového prostoru probíhá kondenzace na teplotu T3, která je mírně nižší než T2 vzhledem k tlakovým ztrátám ve výměníku. V poslední části je dochlazován kondenzát na teplotu T4.
-232-
-233-
llE llE llE
9. ELEKTRICKÁ A ELEKTRONICKÁ REGULACE
Zatím co mezideskové prostory prvých dvou sekcí jsou zcela zaplněny parou a tak snadno z hlediska výpočtu definovatelné, stéká v třetí sekci výměníku kondenzát po stěnách jako nedefinovatelný film se stále se měnící tloušťkou. Poměrně přesně lze tak výpočtem stanovit teploty T2 a T3 pro všechny provozní stavy. Nelze však korektně stanovit teplotu T4 a ani určit vzdálenost L, protože kondenzát se z mokré páry uvolňuje postupně. Pro praxi z toho vyplývá, že při požadavku na konkrétní dochlazení kondenzátu je obvykle nezbytné použít za výměníkem samostatný dochlazovač kondenzátu. Toto opatření je tím aktuálnější, čím se požadovaná teplota T4 více přibližuje teplotě vratné vody ze soustavy T5 (vstupní sekundární teplonosná látka).
T1 PRIMARNI STRANA
T4
V současné době lze již jen těžko mezi sebou rozlišit elektrické a elektronické regulátory. Elektronické regulátory jsou osazeny mikroprocesory a jsou řešeny jako skladebné celky z jednotlivých modulů. Blokové schéma elektrického regulátoru se skládá z následujících hlavních skupin: 1. měření 2. řízení 3. nastavení
Ve
skupině měření jsou většinou
tyto části:
16 SEKUNDARNI STRANA
Obr. 8-47 Schématické naznačení teplot u deskového výměníku pára - voda
TS
průběhů
•čidlo snímající teplotu např. vytápěného prostoru • převáděcí člen, který převádí teplotu na jinou fyzikální veličinu (např. elektrickou vodivost, tlak, délku apod.) • ovladač, kterým nastavujeme řídicí veličinu • porovnávací člen, jehož úkolem je porovnávat skutečnou a nastavenou hodnotu.
V části řízení je umístěn vlastní charakteristikou a zesilovač.
řídicí
funkční
člen
s P, PI
či
PID
V části nastavení je ovládací pohon. Zařízení je většinou doplněno zpětnou vazbou, která obvod stabilizuje. Ovládací pohon je určen k nastavení např. zdvihu ventilu či úhlu natočení klapky.
9.1 Elektronické regulátory Rozdělení
elektronických regulátorů do skupin je poměrně nesnadný úkol, lze přijmout celou řadu kritérií, podle kterých lze regulátory dělit a hodnotit. Omezme se proto jen na jednoduché rozdělení podle způsobu uvedení do provozu na dvě skupiny: neboť
• regulátory s pevným algoritmem postihují naprostou většinu
běžných aplikací u vytápění. Jejich společným znakem je, že mohou být okamžitě uvedeny do provozu po připojení nezbytných čidel a pohonů armatur. Tato skupina regulátorů je podstatně levnější než skupina druhá a pohybuje se v tisících korun. Jejich obsluha je velmi jednoduchá a přehledná. Vybavení jednotlivými programy a funkcemi je pevné a montážní či servisní firma provádí pouze
-234-
-235-
*** nastavení podle druhu otopné soustavy. Vyrábějí se povětšinou jako analogové s pevným určením pro konkrétní aplikaci či jako skladebné z jednotlivých funkčních modulů.
Obr. 9-1 Regulátory různé úrovně. Směrem k vyšším číslům se snižuje komfort i náklady 1) Mikroprocesorový regulátor se širokým využitím pro regulaci otopných soustav a vzduchotechnických systémů. Mimo jiné obsahuje řazení do řídicích systémů, hlášení o stavu v soustavě faxem na centrálu nebo telefonem a hlasový výstup.
• volně programovatelné regulátory tvoří většinou kombinace vlastního regulátoru či regulátorů s vyhodnocovacími jednotkami a silovými moduly. Jedná se zde o ucelený systém - centrály, který neslouží pouze k regulaci otopné soustavy, ale zvládá i mnoho jiných signálů pro řízení technických zařízení budovy. Centrály mají rozsáhlé možnosti vzhledem k počtu nezávisle regulovaných okruhů, komunikace, ovládání výkonných prvků apod. Prvnímu uvedení do provozu předchází tzv. oživení, což je naprogramování podle nároků zařízení a požadavků projektanta či uživatele. 9.1.1 Programovatelné časové spínače
2) Mikroprocesorový regulátor s analogovým ovládáním, který mimo jiné obsahuje automatické rozpoznávání soustavy podle připojených čidel, optimalizuje provoz otopné soustavy podle charakteristiky objektu, kompenzuje tepelné zisky, umožňuje 6 krát denně přechod z komfortního do úsporného režimu vytápění, týdenní program ohřevu TUV. řízení kotlů s přednostním ohřevem TUV a prázdninový a pohotovostní program. 3) Samoadaptivní regulátor sám určí podle teplotechnických vlastností objektu optimální otopnou křivku a zprovoznění či odstavení otopné soustavy. Kromějinýchfankcí kompenzuje tepelné zisky, umožňuje komfortní, pracovní a útlumový provoz, má automatické přepínání letního a zimního provozu spolu s ochranou proti zamrznutí a cvičným během čerpadel spolu s pohony armatur. 4) Ekvitermní regulátor pro vytápění malých objektzl má inteligentní řízení provozu čerpadel a kotle, automatické přepínání letního a zimního provozu s cvičným během čerpadla spolu se směšovací armaturou. -~
-
~
=· .„„
[J
5) Programovatelný termostat s ručním a automatickým ovládáním, protimrazovou ochranou a prázdninovým programem.
6) Týdenní programovatelný termostat pro montáž na TRV s řízením během větrání okny.
7) Prostorový termostat pro dvoupolohovou regulaci s regulačním rozsahem JO až 30°C.
-236-
Časové spínače nejsou regulátory v pravém slova smyslu. Používají se především
u soustav s přímotopnými konvektory a topidly, která mají integrovaný termostat. Termostat nastavený na určitou teplotu ji udržuje po celu dobu provozu a časové spínače zajišťují noční útlumový provoz a případné přestávky ve vytápění, kdy uživatel není ve vytápěném prostoru. Časové spínače umožňují centrálně v závislosti na čase či na přítomnosti uživatele vypínat nebo zapínat přímotopná topidla ať už najednou či po sekcích.
9.1.2 Programovatelné pokojové termostaty Pokojové termostaty tvoří nejlevnější skupinu regulátorů tam, kde je možno zdroj tepla ovládat elektricky. U malých aplikací (rodinné domky, bytové soustavy), kde by ekvitermní regulace vycházela příliš drahá vzhledem k soustavě je programovatelný pokojový termostat ideálním doplňkem místní regulace zajišťované TRV s přímočinným proporcionálním regulátorem (termostatická hlavice). U dnešních elektronických pokojových termostatů je možno optimalizovat jejich práci v reálném čase. Znamená to, že můžeme na základě nastavení přiřadit určitým časovým úsekům příslušnou teplotní úroveň a volit tak např. denní či víkendový režim provozování otopné soustavy. U některých elektronických pokojových termostatů se můžeme setkat i se zabudovanou adaptivní regulací. Adaptivní způsob regulace je obecně vyhrazen spíše složitějším a větším regulátorům a znamená, že regulátor si sám sleduje mírné stoupání teploty ve vytápěném prostoru i poté, co již dal pokyn k vypnutí kotle. Stoupání teploty je přirozené díky tepelné setrvačnosti otopných ploch. Na základě této „zkušenosti" regulátor napříště dává pokyn k vypnutí kotle v předstihu a zpětně kontroluje, jaká je reakce na regulační zásah. Průběh sledované veličiny je neustále sledován v závislosti na regulačních zásazích a
-237-
)I( )I( )I(
regulátor se neustále adaptuje vytápěném prostoru.
(přizpůsobuje)
konkrétním podmínkám ve
okolní podmínky a zohledňuje tak např. měnící se prostupy tepla u stěn vysychající stavby či změněné požadavky na provozování otopné soustavy.
Pokojové termostaty se umísťují v tzv. referenční místnosti. Je nesnadné určit která z místností ve vytápěném objektu bude tou referenční, neboť jednotlivé požadavky jdou často proti sobě. Referenční by měla být taková místnost, kde se neprojevují vnitřní ani venkovní tepelné zisky, která má nejmenší tepelnou kapacitu a nejnižší požadovanou teplotu. Jakje vidět z požadavků, musíme často vystačit pouze se zdravým úsudkem a zkušeností.
Mikroprocesorový regulátor vychází z otopné křivky nastavené při uvedení zařízení do chodu, která se nejvíce blíží podmínkám, ve kterých bude zařízení pracovat. Otopná křivka se krok za krokem koriguje, až se získá optimální nastavení. Tento postup zohledňuje venkovní teplotu, teplotu přívodní vody, vnitřní teplotu stejně jako řadu dalších okrajových podmínek.
9.1.3 Ekvitermní regulátory Jsou to regulátory, které pracují podle nastavené otopné křivky a mění tak teplotu vstupní vody do soustavy v závislosti na venkovní teplotě. Dnes je nepřeberné množství ekvitermních regulátorů jak různé úrovně vybavení tak úrovně cenové. Při výběru by se měla dát přednost regulátorům s možností časového programu. Regulátor by tak měl mít schopnost zajistit vedle běžného provozu rovněž noční útlumový provoz, letní intervalové protáčení čerpadel a zajištění letního intervalového pohybu regulačních armatur, aby nedošlo k jejich zatuhnutí v jedné poloze. U ekvitermních regulátorů lze rozlišit různé úrovně nastavování, resp. seřizování. Tyto úrovně seřízení jsou popsány v kap. 9.2. Na rozdíl od konvenčních regulátorů s pevnými spínacími obvody a manuálně nastavenou otopnou křivkou představují mikroprocesorové regulátory větší úspory energie a další zlepšení z hlediska komfortu a přesnosti nastavení otopné
Adaptivní chování v tomto případě znamená přizpůsobování posunu a sklonu otopné křivky do té doby, dokud se nedosáhne konstantní požadované vnítřní teploty. K tomu však musí regulátor znát vnitřní teplotu a tuto znalost může získat dvěma způsoby: - automatickým měřením v referenční místnosti přes snímač teploty - měřením s individuálním zhodnocením v jednotlivých místnostech. Další funkcí mikroprocesorového regulátoru a neméně důležitou je optimalizace spínacích a vypínacích časů. Regulátor sám určí optimální čas vypnutí při požadovaném náběhu soustavy na noční útlumový program a zapnutí při požadovaném ranním náběhu soustavy na plný výkon.
9.1.4 Skladebné regulátory Zde hovoříme o tzv. modulační skladbě regulátoru, kdy se regulátor skládá z jednotlivých modulů, jakýchsi výsuvných částí, a tak regulátor jako celek umožňuje uníverzální mnohostranný provoz. Každý skladebný regulátor je možno později rozšířit o další funkce.
křivky.
Provozní chování klasických regulátorů je analogové, avšak mikroprocesorové regulátory pracují digitálně. Porovnávají snímanou hodnotu s nastavenou požadovanou hodnotou a pokud je třeba mění samy nastavenou hodnotu. Tuto změnu nastavení označujeme jako adaptivní chování. Cílem adaptivního chování je snížit náklady na provoz zařízení a současně opravit, na základě objektivních správných údajů, subjektivně chybné nastavení přístroje. Automatické nastavení či přizpůsobení otopné křivky teplotechnickým vlastnostem budovy probíhá na základě zohlednění vnitřní teploty. Otopná křivka je závislá na teplo-technických vlastnostech budovy, na specifických vlastnostech otopné soustavy a otopných ploch, na zvolené vnitřní teplotě a na venkovní teplotě. Aby mohl regulátor řešit stále nastavování, resp. adaptování otopné křivky, musí běžet v tzv. nepřetržitém „učícím se" procesu. Sleduje a vyhodnocuje stále
-238-
Skladebný regulátor se skládá z krytu se základním vybavením a základním řídicím modulem (obr. 9-2). Podle konkrétních potřeb regulace zařízení se použijí další vsuvné moduly, aniž by byla potřebná dodatečná elektroinstalace.
Obvyklé vybavení základního modulu obsahuje regulaci kotle a otopné soustavy bez směšovače s následujícími funkcemi: •vypínání a zapínání hořáku, modulační (klouzavou) regulaci tepelného výkonu kotle a otopné soustavy v rozmezí teplot např. 20 až 75°C (90°C), proměnnou spínací diferenci pro dlouhodobý provoz při malé spotřebě tepla • elektronické omezení maximální teploty kotlové vody u nízkoteplotních kotlů 75°C, u klasických 90°C • denní provoz s vazbou na vnítřní teplotu, kdy je korigována otopná kfivka
-239-
• útlumový nocm provoz nastavený na spínacích hodinách s týdenním programem; během útlumového provozu vypnutí kotle a oběhových čerpadel • útlumový provoz řízený podle teploty vnitřního vzduchu • automatické přepínání letního a zimního provozu podle naprogramované přepínací úrovně teploty • ochrana proti zamrznutí; při venkovní teplotě pod +1°C se zapínají oběhová čerpadla a následně startuje kotel.
2
3
] ... ... 5
6
7
9.2 Úrovně seřízení regulátorů U ekvitermních regulátorů lze rozlišit tři úrovně seřízení regulátorů: 1. úroveň - seřízení konečným uživatelem je tou nejnižší úrovní, kdy jednotlivé prvky jsou viditelné na čelní desce nebo se objevují v sekvenci na displeji a umožňují přepínání provozu (normální, útlumový), ruční nastavení hodin na čas vypnutí či režim dovolená. Tato úroveň neumožňuje podstatnější zásah do nastavení přístroje. 2. úroveň - seřízení topenářskou firmou je úrovní regulátorů, kdy jednotlivé prvky bývají nějakým způsobem skryty, ale význam značek či informací na displeji je technikovi topenářské firmy zcela srozumitelný. Ten pak provede nastavení operací jako je omezení teploty, nastavení otopné křivky, přednostního ohřevu TUV, útlumového provozu apod. a uzavře panel regulátoru, aby nezasvěcený uživatel nemohl s nastavenými funkcemi neodborně manipulovat. úroveň
- speciální nastavení nejvyšší úrovně, kdy seřízení provádí specializovaný odborný pracovník z oboru regulace. Nastavení většinou ani nelze bez hlubších znalostí a podrobného návodu provést. Jedná se např. o nastavení neutrálních pásem, parametrů rychloohřevu, sekvenčních spínání, doběhů čerpadel, automatického odstavování okruhů sdružováním poruch atd. Mnohdy takovéto seřízení předpokládá vytvoření software na základě znalosti okrajových podmínek a požadavků, přetažení do regulátoru a následné celkové odladění.
3.
přísluší regulátorům
9.3 Funkce regulátorů
...
8 ......
(Q?C>
.. -;--1.r-.· ' .
Q ]
flllllHlll
/.
L---
Obr. 9-2 Skladebný regulátor vyskládaný z jednotlivých modulů 1, 2, 3 - vnější údaje, 4 -spínací hodiny analogové nebo, 5 - digitální spínací hodiny, 6, 7 - počítač provozních hodin, 8 - výstup pro dvoustupňový hořák
Popišme si alespoň některé funkce regulátorů, které obstarávají jednotlivé moduly u skladebného regulátoru. Funkce těchto modulů nám přiblíží dnes již běžné možnosti regulátorů určených pro oblast vytápění s tím, že vedeme stále v patrnosti funkce, které zastává základní modul, a které byly popsány výše.
• Modul pro regulaci soustavy se směšovačem obsahuje řízení pohybu servopohonu směšovače, nastavení otopné křivky pro jednotlivé okruhy s rozdílnými projektovanými teplotami, dálkovou obsluhu na snímači vnitřní teploty a dodatečné funkce dle výběru pro konkrétní aplikaci. • Modul pro regulaci teploty TUV zajišťuje regulaci na konstantní teplotu TUV, přednostní ohřev TUV s ochranou proti zamrznutí.
-240-
-241-
llE JIUi(
• Modul se spinacími hodinami obsahuje jednokanálové spínací hodiny s řídicí funkcí pro denní provoz, vícekanálové mikroprocesorové spínací hodiny s řídicí funkcí pro týdenní a prázdninový provoz.
• Modul provoznfch hodin monitoruje v čase jedno hořáku
či vícestupňový
chod
a vyhodnocuje počet jeho provozních hodin.
• Modul kotlového okruhu s modulačně lízeným hořákem umožňuje regulaci výkonu, resp. teploty výstupní vody z kotle modulační (klouzavou) regulací výkonu hořáku. Takto lze přizpůsobit výkon kotle okamžitému požadavku potřeby tepla. • Modul omezeni teploty zpětné vody je potřebný pro kotle, kde hrozí nízkoteplotní koroze. Při podkročení nastavené teploty zpětné vody přebírá modul řídicí funkci až do doby, než teplota zpětné vody vzroste nad nastavenou mez. Poté přebírá řídicí funkci základní modul s přidruženými moduly a regulují výkon podle okamžitých podmínek. 10. CENTRÁLNÍ ŘÍDICÍ TECHNIKA A KOMUNIKAČNÍ SYSTÉMY Ce~tr~ní, řízení
spolu se sběrem dat přináší řadu možností např. pro využití stat1st1ckých metod, pro analýzu kvality provozu a pro využívání provozních dat při projektování a provozování technologií. Komunikační systém musí řešit technické požadavky a protiklady plynoucí z vlastností používaných komunikačních prostředí jako jsou např. veřejné telefonní linky (JTS), mobilní sítě GSM nebo počítačová síť Internet. Cílem přen~su a tak dálkového dohledu je snížení provozních nákladů a zvýšení kvality provozování zařízení spolu se zvýšením provozní spolehlivosti zařízení.
10.1 Centrální řídicí technika
-
členění
a systematizace.
Centrální řídicí technika se využívá pro řízení některého zabezpečení budov. Jedná se hlavně o průmyslové objekty, nemocnice, správní budovy, kasárna, univerzity apod. Tato technika je tedy vhodná hlavně pro velké budovy či komplexy. Pro menší objekty se využívají samostatné regulátory z důvodů finančních, jednoduššího seřízení, ovládání a uvedení do chodu. Úroveň prov~zování a řízení je závislá na vlastnostech řídicích systémů měření a regulace. Uroveň komunikace regulace jednotlivých technologických zařízení dovoluje realizovat vzájemné vazby mezi jednotlivými druhy technologií. Významným trendem je rovněž členění na samostatné „inteligentní" řídicí uzly pro čím dál menší technologické celky. Řídicí systémy technologií lze rozdělit do několika vrstev. Systémy v řídicí vrstvě musí být schopny vykonávat samostatné činnosti a to nezávisle na ostatních systémech zjiných vrstev. Nejjednodušší rozdělení poskytuje pak vrstvu:
- technologie - digitální regulace - monitorovacího systému a manažerského řízení. Vrstvu technologie představuje zařízení (kotel, soustava, výměník atd.), které je vybaveno měřicími a akčními členy (pohony, teploměry atd.). Vrstvu digitální regulace představují regulátory regulující technologii a umožňující komunikaci s nadřazeným systémem. Vrstva monitorovacího systému je zastoupena počítačem, který sbírá informace o chodu technologií, zvládá poruchové a komunikační činnosti a tvoří dispečink. Vrstva manažerského řízení spočívá v přenosu vybraných veličin do administrativních programů, dokumentů a firemních informačních systémů a vyhodnocení pro potřeby managementu.
Tato technika se může skládat z DDC (Direct Digital Control) regulačních systémů a z programovatelné řídicí jednotky s pamětí na rovině vstupů a výstupů, čemuž se říká stanice MaR. Tato stanice přebírá funkci měření, řízení a regulace a přebírá i úlohy, jako je:
Jistý problém představuje nekompatibilita jednotlivých komunikačních systémů, která se projeví při přenosu dat a centrálním vyhodnocení provozu jednotlivých technologií. Většinou se tento problém řeší modulem s převodníkem mezi vnitřní datovou sběrnicí a vnějším systémem DDC. Jako standardní rozhraní se používá například RS485 a protokolem přenosu může být MOD-BUS.
-
Monitorování technologií přebírá systém DDC a je již otázkou požadavku provozovatele a možností systému DDC jakým způsobem budou provozní stavy vyhodnocovány. Schéma řešení propojení regulačních systémů vytápění a klimatizace je na obr. l 0-1.
centrální hlášení a protokolování poruch ohlašování požáru a kontrolní funkce úprava dat a statistika energetický management -242-
-243-
- vyhodnocení dat pro pozdější statistické zpracování - zobrazení historie provozu pro definované období - dálková parametrizace jednotlivých regulačních přístrojů respektive systému
MODBUS RS485
~
~~r;P~l'ev;,od:;d,;inlk;-1;i:======~ MODBUS RS485
Bréna rldiclho systému DOC (Udici
Pl'evodnlk
Obr. 10-1 Propojení
systém DOC
regulačních systémů vytápění
a klimatizace se systémem
DDC
Jinou možností je systém evropské instalační sběrnice (f;uropaischen Installations-l}us =EIB). EIB nevyžaduje pro každý akční člen separátní vedení a každý řídicí systém vlastní síť s centrální řídicí jednotkou. EIB používá pouze jediné dvoužilové vedení (sběrnice), kterým se řídí, monitoruje a vyhodnocuje celý systém. Členy EIB jsou vybaveny vlastní inteligencí (mikroprocesorem) a při instalaci dostávají jedinečnou (BUS) adresu na sběrnici. Systém je schopen vysílat či přijímat signály od nebo k ostatním členům systému. Hovoříme zde již o decentralizovaném systému řízení bez centrální řídicí jednotky. Informace z čidla mohou být přenášeny na jakýkoliv jiný člen EIB. Při vyhodnocování provozních stavů je možné bez dalších instalačních zásahů napojit na EIB komunikační modul a získat tak informace o provozních stavech všech členů sběrnice.
řídicího
Na obr. 10-2 je schématicky nakresleno komunikační zařízení s připojením kotlových regulačních přístrojů, monitorováním bezpečnostně technických zařízení kotelny, analogovým měřením veličin a spínacími výstupy pro další zařízení kotelny.
--
-- ~ -- ~ e.1(lldlel)
~·-
-~·-
__ g
PC
,
.
~
~
~
PMER
Í
-
f')~
--- ----- ---
FAX
........
V.::.:::"'
...
10.2 Komunikační systémy
Obr. J0-2 Schéma komunikačního zařízení
U komunikačních systémů se vyžaduje možnost monitorovat provozní stavy technologií, možnost zasahovat do regulačních dějů respektive dálkově měnit nastavené parametry a možnost předávat informace o externích zařízeních (počítadlo spotřebovaného paliva, hlídač úniku plynu atd.).
Vlastní telekomuníkační prvek v zařízení bývá zpravidla datový modem nebo GSM modul. Tato zařízení, provozují-li se na území ČR, respektive jsou-li připojena na jednotnou telefonní síť (JTS), musejí být schválena Českým telekomunikačním úřadem. A tudíž nám nezbývá než si ověřit, zda je zařízení pro provoz v ČR schváleno.
Základní vlastnosti komunikačních systémů můžeme shrnout alespoň v pěti bodech: monitorování všech zařízení resp. technologií zejména bezpečnostních a pojistných - přenos informací na koncové telekomunikační zařízení např. GSM mobil, pager
Telefonní linky- JTS se většinou používají ke spojení ze stanice na dispečink a naopak. Při návrhu systému je však potřebné počítat s jistou nespolehlivostí přenosu. Pokud je na jednu telefonní linku přesměrováno velké množství stanic, může být omezena průchodnost, neboť v jednom čase mohou spolu komunikovat pouze dva účastníci. Autonomní stanice musí být ošetřena tak, aby byla schopna překonat poruchy jako je rozpad spojení během přenosu,
-244-
-245-
opakované pokusy o navázání spojení, přesměrování na náhradní telefonní
linky, falešné hovory apod.
Radiové sítě vyžadují vysoké pořizovací náklady a potýkáme se u nich rovněž s administrativními problémy, průtahy s povolením radiového provozu, naplněním použitelných radiových frekvencí a malou flexibilitou při změně projektu. Na druhou stranu jsou levné poplatky za trvalé komunikace, je zde možnost současné komunikace více stanic a dispečinků a odpadá pevné vedení mimo objekty.
zpracovat a využívat např. pro ekonomickou bilanci na příští otopné období či J' ování oprav a údržby hořáků čerpadel atp. Na základě průběhů teplot (obr. lze vyhodnotit, jak soustava reaguje poklesu venkovní teploty a zda jsou regulační přístroje správně nastaveny.
fO~)
např. při
„„ „„
~
Další možností přenosu jsou mobilní GSM sítě, které v sobě sdružují výhody JTS sítě a výhodu nezávislosti na pevném vedení. Vysokou spolehlivost a rovněž cenové zvýhodnění přináší SMS režim. Budované firemní sítě, školní sítě či sítě státní správy můžeme označit jako využití privátních sítí s Internetem. V privátních sítích se zpravidla pro komunikaci a připojení dispečinkové stanice přes Internet využívá TCP/IP protokolů. Výhodou tohoto připojení je i možnost využití web prohlížečů při přístupu uživatelů k dispečinkovým datům. U hlášení se rozlišují informace provozní ( např.
počet provozních hodin, teploty
na čidlech, stav zásoby paliva, spotřeba paliva) a poruchové respektive havarijní (např. únik plynu do kotelny, zaplavení kotelny, přehřátí zdroje tepla, výpadek elektrického proudu). Havarijní hlášení mají vazbu na odstavení zařízení z provozu eventuelně sepnutí pomocných havarijních zařízení (havarijní větrání, čerpadla pro přečerpání vody apod.).
Při vyhodnocování havarijního stavu je potřebné rozlišit alespoň mezi normálním provozním stavem a poruchou. Tento výstup je u většiny bezpečnostně-technických zařízení k dispozici. Komunikační zařízení by mělo být vybaveno vstupem pro spojité (analogové) vyhodnocování veličin. Takto lze monitorovat např. teplotu prostoru a kontrolovat přímo její hodnotu vyhodnocením nejen překročení mezních hodnot (havarijní stav), ale také zjistit konkrétní hodnotu sledované veličiny a její tendenci z hlediska růstu nebo poklesu. Informace jsou podle možností koncového zařízení předávány ve formě číselného kódu (pager), jednoznačného textu (pager, mobil GSM - SMS, fax,
PC) nebo graficky (PC).
70
"„
1: 36
.„ 30
20 15 10
•
„·-2·~~~~~ .. 1 - - - · I .fQ-
I li
~
Obr. 10-3 Záznam provozu kotelny 10.2.1 Typy sběrnic Do budoucna se budeme setkávat se sběrnícemi typu BACnet, Lo~ark, E~ a Convergence. Než si uvedeme stručnou charakteristiku těchto sběrnic definujme si nejčastěji používané pojmy a zkratky. Protokol
_ předpis, který definuje; jakým způ~bem si jednotlivé nebo části systému vyměňuji data .. - přístroj na sběrnici, především ~ tec~ologi~ L?,N. . - úrovně systému (řídicí, automatizačm a penfem), jak je definuje CENffC247 . - úsek komunikační sítě, kde dochází k výměně dat mezi přístroje
Uzel Úrovně CEN Sběrnice
Mnohdy opomijenou funkcí avšak významnou pro vyhodnocování je možnost exportovat získaný soubor dat do některého obecně používaného databázového programu. Takto uložená data lze v běžných tabulkových procesorech graficky
li
I
• ·1·ť:~~..::.~=;::::;...__,=:;:::::;:=~.,..:....:....,.-.,--,--::-;:-;::-~;:-...J ~ ~ J ~ I .g I
účastníky
LON LonTalk LonWorks
- Local Operating Network - komunikační protokol pro LON - souhrnný termín pro technologii LON
-246-247-
LonMark Neuron Transceiver LNS EIB BCU EIS
- definice objektů, požadované pro interoperabilitu aplikací LON - integrovaný obvod, který obsahuje tři procesory; zpracovává protokol LonTalk a poskytuje paměť a zdroje pro menší aplikace - součástka pro vazbu na různá přenosová média ( indukční člen pro komunikaci kroucenou dvoulinkou, optický člen pro přenos optickým vláknem apod.) - LonWorks Network Services: nástroj pro správu sítě LON a základ konfiguračních programů - Europiiischen Installations-Bus; European Installation Bus - Bus Coupling Unit, vazební člen: rozhraní pro sběrnice kombinované s procesorem pro protokol EIB. Obsahuje paměť pro menší aplikace. - EIB Interoperability Standard- definuje vlastnosti a chování objektů EIB. Umožňuje propojení přístrojů různých výrobců.
ETS
- EIB Tool Software - univerzální programovací nástroj pro přístroje standardu EIB od různých výrobců.
BACnet (Building Automation Control Network)
systému a uvádění do provozu provádí specializovaná firma nebo systémový integrátor.
EIB Protokol, který se široce využívá v oblasti elektroinstalací a ~tetj nyní získá;á své místo i v oblasti vytápění, větrání a klimatizace. Protokol Je 1mplementovan na jednom obvodu (BCU). I pro tento d~ komunika~e lze .po~žít různá přenosová média (kroucená dvoulinka, silové veden~, 1!'d1ovy př~.no~: infračervený přenos, optické kabely). Vazby a al~kace objektu. se de~~UJI pn uvádění do provozu. Konzistentní standard1~ce zlepšuje. _vzaJemno~ propojitelnost přístrojů od různých výrobců. Komunik~ce posk~tuJe Je~od~che funkce a tedy vyšší stupeň standardizace. Pro EIB Je určen jeden nastroj se snadným ovládáním. Projektuje a oživuje elektrotechnik nebo firma pro MaR.
Convergence Je nově vyvíjený komunikační standard v rámci. celosvěto~ého sjednocován~ komunikačních standardů. Jde o prolnutí standardu EIB, Bat1bus a EHS. Novy protokol musí splňovat podmínku zpětné slučitelnosti s EIB.
Protokol, záměrně vyvinutý organizací ASHRAE pro automatizaci budov. Byl celosvětově přijat pro řídicí a automatizační úroveň. Protokol sběrnice je implementován přímo v softwaru. Poskytuje vysokou flexibilitu pro různá přenosová média, protože pro přenos nižších vrstev používá protokoly LonTalk a TCP/IP, které podporují různá média. Vazby a alokace objektů (směrování alarmů, vizualizace apod.) je možné pružně měnit během provozu časovým programem nebo manuálně. Interoperabilitu usnadňují funkční skupiny a standardní třídy objektů.
LonMark Široce rozšířený protokol, který je implementován v integrovaném obvodu (neuronovém chipu), do kterého lze dále programovat aplikaci. Pro tento druh komunikace lze použít různá přenosová média (kroucená dvoulinka, silové vedení, rádiový přenos, infračervený přenos, optické kabely). Vazby a alokace objektů se definují při uvádění do provozu. Má pouze základní standardizaci a tak i omezenou interoperabilitu. Obsahuje komplexní soubor funkcí, vhodný i pro vysoce specializovaná řešení v průmyslu a dopravě. Pro práci s tímto druhem komunikace slouží mnoho různých nástrojů od různých výrobců. Návrh
-248-
-249-
)I(
11. LITERATURA I. Recknagel, Sprenger, Schramek: Taschenbuch fůr Heizung und Klimatechnik R. Oldenbourg Verlag GmbH, Munchen 2000. 2. Roos, H.: Hydraulik der Wasserheizung. R. Oldenbourg Verlag, Wien 1995. 3. Bašta, J., Kabele, K.: Sešit projektanta č. I - Otopné soustavy teplovodní, druhé přepracované vydání. STP, Praha 2001. 4. Chyský, J., Hemzal, K. : TP 31 Větrání a klimatizace, BOLIT Brno 1993. 5. Bašta, J.: Dimenzování směšovacích armatur a hydraulické propojení zdroje tepla s otopnou soustavou. Vytápění, větrání, instalace. 8, č.2 ( 1999), s. 84 - 88 6. Feurich,H. : Sanitlirtechnik, 5. Aufgabe, Dilsseldorf, Krammer - Verlag 1987. 7. Buderus Heiztechnik: Handbuch fůr Heizungstechnik. Berlin: Beuth Verlag GmbH, 1994. 1188 s. ISBN 3-410-13214-7. 8. Bašta, J .: Otopné soustavy a jejich regulace za účelem úspor energie. Spotřeba tepla při ústředním vytápění obytných budov, cesty k úsporám. STP Praha 1999 - s. 28- 32. 9. Bašta, J.: Použití termostatických radiátorových ventilů (TRV) a úspory tepla. Spotřeba tepla při ústředním vytápění obytných budov, cesty k úsporám. STP Praha 1999 - s. 33 - 37. I O. Hormann, N., HoB, A.: Experimentele Untersuchungen zur Schalthaufigkeit von Heizkesseln. Viessmann Forum, 1997. 11. Baumgarth, S., Cerbe, G.: Grundlegende Betrachtungen zur Schalthaufigkeit. Viessmann Forum, 1997. 12. Bašta, J.: Dvoupolohová regulace kotlů a spínací diference. Vytápějme levně a bezpečně VI. O.z. Hovorková, Pardubice 2000. s. 121-126. 13. Burkhardt, W., Kraus, R.: Projektierung von Warmwasserheizungen. Mi.inchen: Oldenbourg Industrieverlag GmbH, 2001. 555 s. ISBN 3-486-264257. 14. Mužík, V. a kol: Zdroje tepla a kotelny - sešit projektanta. STP 1999, ISBN 80-02-01331-X,193 s. 15. Bašta, J.: Otopné plochy. Praha: Ediční středisko ČVUT, 2001. - 328 s. ISBN 80-01-02365-6. 16. Bašta, J., Brož, K., Cikhart, J., Štorkan, M., Valenta, V. a kol.: Topenářská příručka. GAS s.r.o., Praha 200 I. 2393 s. ISBN 80-86 I 76-82-7 (sv. I), ISBN 8086176-83-5 (sv.2), ISBN 80-86176-81-9 (soubor). 17. Bašta, J.: Záměna radiátorových kohoutů a ventilů za termostatické rad. ventily. Aktualizovaný stav v oborech měření a regulace pro bytovou sféru. Praha: Tempo Press. 1995. s. 71-89. 18. Bašta, J.: Racionalizace vytápění místní regulací a hydraulickým vyvážením otopných soustav. Rozúčtování nákladů na teplo v prostředí nových právních norem. Praha: Symposium servis 2000. s. 40 - 48. 19. Bašta, J.: Dvoupolohová regulace kotlů a spínací diference. Vytápějme levně a bezpečně VI. - Pardubice: O.z. Hovorková, 2000. - s. 121-126.
-250-
)IOE
20. Bašta, J.: Teorie moderních způsobů regulace. Vytápějme levně a bezpečně VII. - Pardubice: O.z. Hovorková, 2001. - s. 67-74. 21. Bašta, J.: Regulátory teploty u ventilů otopných těles.Topin. 29, č. 146 (1995), s. 58-60. ISSN 1211-0906. 22. Bašta, J: Výhody a nevýhody rozvodů z mědi. Vytápění, větrání, instalace. 5, č. 4 (1996), s. 198-201. ISSN 1210-1389. 23. Bašta, J: Jednotrubkové otopné soustavy. Vytápění, větrání, instalace. 6, č. 1 (1997), s. 5-11. ISSN 1210-1389. 24. Bašta, J: Plastová potrubí ve vytápění. Vytápění, větrání, instalace. 6, č. 3 ( 1997), s. I O1-106. ISSN 1210-1389. 25. Bašta, J.: Správný návrh termostatických ventilů a úspory tepla. VVI, 1999, roč. 8, č. 4, s. 181 - 184. 26, Bašta, J: Tlaková ztráta potrubních sítí trochu jinak. VYJ, 2000, roč. 9, č. I, s. 29 - 33. 27. Bašta, J.: Termohydraulický rozdělovač. http://www.topinfo, Rubrika podklady pro projektanty. 28. Bašta, J: Četnost sepnutí hořáku kotle a velikost spínací diference. VVI, 2001, roč. 10, č. l, s. 6- 12. 29. Bašta, J., Brož, K., Cikhart, J., Štorkan, M., Valenta, V. a kol.: Topenářská příručka. GAS s.r.o., Praha 2001. 2393 s. ISBN 80-86176-82-7 (sv.I), ISBN 8086176-83-5 (sv.2) 30. Bašta, J., Kabele, K.: Otopné soustavy teplovodní - sešit projektanta. Druhé přepracované vydání. STP 2001, ISBN 80-02-01426-X, 77 s. 31. Bašta, J.: Dimenzování směšovacích armatur a hydraulické propojení zdroje tepla s otopnou soustavou In: Vytápějme levně a bezpečně VI. - Pardubice: O.z. Hovorková, 2000. - s. 107 - 116. 32. Roos, H.: Auslegung und Betriebsverhalten von Kesselbeimischpumpen. HLH, Bd. 41, Nr. 6, 1990. 33. Bašta, J: Dimenzování směšovacích armatur a hydraulické propojení zdroje tepla s otopnou soustavou. In: Vytápění, větrání, instalace. 8, č.2 (1999), s. 84 88 34. Burkhardt, W., Kraus, R.: Projektierung von Warmwasserheizungen. Oldenbourg Industrieverlag GmbH, Milnchen 2001. ISBN 3-486-26425-7 35. VDMA 24770: Kesselfolgeschaltungen. Grundschaltungen, hydraulische Forderungen, Zu- und Abschaltkriterien. Hrsg.: Verband Deutscher Maschinenund Anlagenbau e.V., Frankfurt a. M. 1989.
-251-
Doslov
Tuto knihu
věnuji
in memoriam
drahému příteli, váženému kolegovi a výjimečné osobnosti v oboru vytápění panu Vladimíru Fridrichovi, který nás svými kresbami vždy rozveseloval a motivoval k další práci.
S úctou a stálou vzpomínkou Jiří Bašta
-252-
IT
Ing. Jifí Bašta, Ph.O.
HYDRAULIKA A ŘÍZENÍ OTOPNÝCH SOUSTAV Vydalo České vysoké učení technické v Praze Vydavatelství ČVUT, Thákurova 1, 160 41 Praha 6, v roce 2003 jako svou 10263. publikaci. Vytiskla tiskárna Vydavatelství ČVUT, Zikova 4, Praha 6. 252 strany, 209 obrázkO. Vydání první. Náklad 700 výtiskO. Rozsah 16,80 AA, 17, 13 VA.
