6WRMDQRYLü6 'XãDQ MASTER RAD - drustvo-termicara.com · e e rezime 6dyuhphqlqdþlqsurl]yrgqmhlglvwulexflmhkudqh srgud]xphydxvoxjxvodglãwhqmd surl]yrgdxkodqmdþdpd 9dåqrvwxvoxjhvnodglãwhqmdvhþhvwrsuhylÿd

Univerzitet u Nišu

Mašinski fakultet

Stojanović S. Dušan

MASTER RAD

Niš, Maj 2017.

Univerzitet u Nišu

Mašinski fakultet

HLADNJAČA ZA SMRZAVANJE I

SKLADIŠTENJE ŠLJIVE

- MASTER RAD -

s.p. Mašinsko inţenjerstvo

Kandidat: Mentor:

Stojanović S. Dušan 185/13 Prof. dr Bratislav Blagojević

Niš, Maj 2017.

HLADNJAČA ZA SMRZAVANJE I SKLADIŠTENJE ŠLJIVE

Rezime

Savremeni način proizvodnje i distribucije hrane podrazumeva uslugu sladištenja

proizvoda u hlanjačama. Vaţnost usluge skladištenja se često previĎa, ali se detaljnom

analizom dolazi do zaključka da predstavlja vaţnu i osnovnu kariku u lancu prerade hrane.

Produţetak upotrebljivog i funkcionalnog roka trajanja prehrambenih proizvoda,

proizvoĎačima hrane i distributerima omogućava plansku proizvodnju, distribuciju hrane,

sigurnost plasmana na trţištu.

Projektovanje i izgradnja novih rashladnih objekata mora da obezbedi odgovarajuće

uslove za hlaĎenje, smrzavanje i skladištenje prehrambenih proizvoda Energetska efikasnost

hladnjače je od velikg značaja, kako bi rashladni sistem svoju funkciju obavljao sa što je

moguče manjim utroškom energije.

U ovom master radu prikazan je proces projektovanja hladnjače za termičku

preradu i skladištenje šljive.U okviru rada su primenjivana savremena rešenja iz oblasti

rashladne tehnike , primenjena je i usvajana je najnovija energetski efikasna oprema.

Ključne reči

HlaĎenje, smrzavanje, skladištenje, hladnjača, šljiva.


SADRŢAJ

UVOD ......................................................................................................................................................... 1

I HLADNJAČA ....................................................................................................................................... 3

1. KONCEPCIJA HLADNJAČE ................................................................................................................. 3

1.1. Podela hladnjača ..................................................................................................................................... 3

1.2. Konstrukcija hladnjače ....................................................................................................................... 4

1.3. Prostorni plan hladnjače ................................................................................................................... 5

1.4. Rashladne komore ............................................................................................................................... 6

1.5. Klasični tunel ........................................................................................................................................... 6

2. TOPLOTNA IZOLACIJA HLADNJAČE ............................................................................................ 7

2.1. Prostiranje toplote kroz izolacioni materijal .................................................................................. 8

2.2. Temperaturske razlike ....................................................................................................................... 12

2.3. Prostiranje vlage u izolacionom materijalu i uloga parne barijere ....................................... 14

2.4. Karakteristike materijala namenjenih toplotnoj izolaciji hladnjače ..................................... 18

II PROCES HLAĐENJA .................................................................................................................... 20

1. Parni rashladni procesi ............................................................................................................................. 20

1.1. Carnotov ciklus .................................................................................................................................... 23

1.2. Zamena ekspanzione mašine prigušnim ventilom u ciklusu Carnot .................................... 25

1.3. Suvo usisavanje ................................................................................................................................... 27

1.4. Mere za povećanje koeficijenta hlaĎenja ..................................................................................... 30

2. Rashladni fluidi .......................................................................................................................................... 40

2.1. Izbor rashladnog fluida ...................................................................................................................... 40

2.2. Termodinamički kriterijumi za izbor rashladnog fluida .......................................................... 41

2.3. Termofizički kriterijumi .................................................................................................................... 42

2.4. Fizički i hemijski kriterijumi ........................................................................................................... 42

2.5. Biohemijski i ekološki kriterijumi ................................................................................................. 43

2.6. Ekonomski kriterijmi ......................................................................................................................... 44

2.6. Označavanje rashladnih fluida ........................................................................................................ 44

2.7. Status rashladnih fluida ..................................................................................................................... 46

3. Proračun toplote hlaĎenja ........................................................................................................................ 48

3.1. Transmisiono toplotno opterećenje (Q1) ...................................................................................... 48

3.2. Toplotno opterećenje od termičke obrade proizvoda (Q2) ...................................................... 49

3.3. Toplotno opterećenje usled izmene vazduha (Q3) ..................................................................... 58

3.4. Toplotno opterećenje od „disanja“ (Q4)....................................................................................... 60

3.5. Toplotno opterećenje od inja na isparivačima (Q5) ................................................................... 63

3.6. Toplotno opterećenje od ljudi (Q6) ................................................................................................ 65

3.7. Toplotno opterećenje od osvetljenja (Q7) .................................................................................... 65


3.8. Toplotno opterećenje od ventilatora isparivača (Q8) ................................................................ 66

3.9. Potrebni učinci komponenata rashladne instalacije .................................................................. 66

III TERMIČKA OBRADA ŠLJIVE ................................................................................................. 67

1. Opšte karakteristike šljive ....................................................................................................................... 67

2. Hemijski sastav šljive ............................................................................................................................... 68

3. Termofizičke karakteristike šljive ........................................................................................................ 69

IV PRORAŠUN HLADNJAČE ZA ŠLJIVE .................................................................................. 70

1. Skladišna komora I.................................................................................................................................... 70

1.1. Proračun i izbor vrste i debljine izolacije ..................................................................................... 71

1.2. Proračun difuzije vodene pare kroz izolacionu konstrukciju ................................................. 72

1.3. Proračun potrebe hlaĎenja ................................................................................................................ 74

1.4. Proračun cevovoda za povezivanje opreme ................................................................................ 77

1.5. Izbor osnovne rashladne opreme .................................................................................................... 78

2. Tunel ............................................................................................................................................................. 80

2.1. Proračun i izbor vrste i optimalne debljine izolacije ................................................................ 81

2.2. Proračun difuzije vodene pare kroz izolacionu konstrukciju ................................................. 82

2.3. Proračun potrebe hlaĎenja ................................................................................................................ 84

2.4. Proračun cevovoda za povezivanje opreme ................................................................................ 87

2.5. Izbor osnovne rashladne opreme .................................................................................................... 88

V ZAKLJUČAK .................................................................................................................................... 90

LITERATURA ...................................................................................................................................... 91

PRILOG: GRAFIČKA DOKUMENTACIJA ................................................................................ 92

BIOGRAFIJA KANDIDATA


1

UVOD

Potreba za što duţim skladištenjem hrane je dovela do upotrebe prirodnog snega i

leda u najranijim epohama razvitka ljudske civilizacije. Da li slučajno ili kao posledica

zapaţanja efekata, koji ima niska temperatura na odrţavanje namernica u krajevima gde je

snega i leda bilo u izobilju, ljudi su te prednosti koristili u periodima toplijih meseci u toku

godine.

Benefiti tih efekata dovode do razvitka trgovine ledom. IzgraĎuju se skladišta leda

ukopana u tlu, ili duboko u pećinama. Uočavaju se karakteristike pojedinih materijala koji

doprinose očuvanju leda, što dovodi do razvitka svesti o izolacionim materijalima.

Kako sama hrana predstavlja jednu od osnovnih ljudskih potreba, postojala je teţnja

da se ona prošire i dodatno razvijaju.

Prva veštačka proizvodnja leda, se javlja kod Egipćana i Indijaca koji su plitke posute

sa vodom ostavljali preko noći ukopane u zemlji pod vedrim nebom. Dolazilo je do

isparavanja izvesne količine vode iz posude (toplota isparavanja potiče od toplote koju

poseduje voda), proces je bio intezivan usled suvog vazduha u pustinjskim predelima. Što bi

rezultiralo stvaranjem leda od nekoliko santimetra na povrsini posude.

Rashladne smeše sa temperaturama ispod 0℃ pravljene su najpre mešanjem snega i

soli 𝑁𝑎𝐶𝑙, 𝐶𝑎𝐶𝑙, 𝐶𝑎 𝑁𝑂3 2, 𝐾𝑁𝑂3, … . Prvi pisani tragovi o primeni rashladnih smeša

potiču iz Istočne Indije(IV.p.n.e). Ch.Blagden je 1783. godine mešanjem snega i razreĎne

sumporne kiseline dobio temperature smeše od -40℃, dok je T.Lovitz mešanjem snega i

𝐶𝑎𝐶𝑙 1793. godine postigao temperature smeše od -50℃.

Prvim naučnim radom iz oblasti hlaĎenja smatra se delo Robert Boyle-a “Historia

experimentalis de frigore” (1665.) u kome se iznosi da voda u razreĎenom prostoru isparava

na niskim temperaturama.

Isparavanjem vode u „zvonu“ sa vakuumom, profesor hemije u Glazgovu, William

Cullen 1755. godine je prvi napravio „veštački led“ za potrebe svoje laboratorije. Zbog toga

se ova godina često navodi kao početak nove ere „veštačkog“ hlaĎenja.

Jacob Perkins je 1834. godine patentirao mašinu za hlaĎenje koja je radila sa etrom

kao radnim fluidom, imala je „ručni kompresor“, kondenzator hlaĎen vodom, prigušni ventil i

isparivač koji je hladio vodu. Kao što se vidi, ova mašina je radila kruţnim procesom.

Dr. Carl von Lindle je 1870 godine objavio značajan rad pod naslovom “O odvoĎenju

toplote pri niţim temperaturama mehaničkim sredstvima”, a u period izmeĎu 1873-1876.

godine konstruisao je prvi amonijačni kompresor i prvu amonijačnu kompresorsku rashladnu

instalaciju.

Još u Kraljevini Srbiji, pre Prvog svetskog rata, postojalo je kompresorsko postrojenje

je postavljeno u pivari Vajfert 1895 godine. Prva hladnjača za čuvanje mesa izgraĎena je u

Beogradu 1898. godine. Veštačka proizvodnja leda za ugostiteljstvo i domaćinstva u Srbiji

počinje 1908. godine.

Period izmeĎu dva rata je vrlo značajan za razvoj mašina za hlaĎenje kao i za razvoj

tehnologije. U ovom periodu se intenzivno radi na smrzavanju kao novoj primeni hlaĎenja u

cilju duţeg vremena konzervisanja. Pod smrzavanjem se tada podrazumevala krajnja


2

temperatura u namimici od -10 °C ili niţa, a namirnice su označavane kao „smrznute“.

Kasnije se videlo da ove temperature nisu dovoljno niske i da na -18 °C (0 °F), namirnice

mogu biti znatno duţe čuvane uz bolji kvalitet.

Sa napredovanjem tehnike, oko 1918. godine u SAD se javljaju ideje o proizvodnji

kućnih friţidera. U istorijskom pregledu razvoja hlaĎenja, 1920- ta godina je vrlo značajna jer

tada prestaje upotreba parnih mašina, a za pokretanje kompresora se koriste motori sa

unutrašnjim sagorevanjem i elektromotori. Godine 1930 se u veliku grupu rashladnih fluida u

SAD uvodi velika grupa novih, pod zajedničkim komercijalnim nazivom „Freoni“.Freon 12,

kao jedan iz ove grupe će kasnije, 1972. godine biti okrivljen za razaranje ozonskog omotača

uz katastrofična predviĎanja ekološke katastrofe, da bi konačno Montrealskim Protokolom iz

1987. godine njegova dalja upotreba bila zabranjena.

Posle Drugog svetskog rata sa razvojem rashladnih mašina i njihova primena raste u

prehrambenoj industriji, hemijskoj industriji, mašinstvu, rudarstvu, kondicioniranju

proizvodnih hala, radnih prostorija itd. Naglo podizanje hladnjača u Jugoslaviji počinje posle

1950-te godine. Veliki broj hladnjača koje su tada podignute i danas rade iako su tehnički i

tehnološki zastarele.

Prema podacima kojima se raspolaţe, moţe se reći da danas u Srbiji postoji oko 100

hladnjača kapaciteta preko 1.500 tona, ili preko 450.000 tona ukupnog skladišnog kapaciteta.


3

I HLADNJAČA

1. KONCEPCIJA HLADNJAČE

Za hladnjaču bi mogli da kaţemo da je to objekat koji je namenjen pripremi, preradi i

čuvanju lakokvarljivih prehrambenih proizvoda primenom niskih temperatura. Namirnice se

u hladnjači rashlaĎuju ili smrzavaju i čuvaju u sveţem ili smrznutom stanju u uslovima tačno

definisanih reţima temperature, relativne vlaţnosti i sastava atmosfere.

1.1. Podela hladnjača

Hladnjače se prema nameni mogu razvrstati u dva tipa:

višenamenske hladnjače i

specijalizovane hladnjače.

Višenamenske hladnjače su projektovane i opremljene za hlaĎenje i smrzavanje

gotovo svih prehrambenih proizvoda: voća, povrća, mesa, jaja, sladoleda, itd.

Specijalizovane hladnjače projektovane su za čuvanje ili smrzavanje samo jedne vrste

ili grupe proizvoda i najčešće su u sklopu drugog preraĎivačkog objekta, klanice, mlekare,

pogona za toplu preradu voća i povrća, itd.

Prema ekonomskoj funkciji koju obavljaju, hladnjače se dele na:

pripremno-proizvodne,

hladnjače za skladištenje na duţe vreme i

distributivne hladnjače.

Pripremno-proizvodne hladnjače mogu biti višenamenske i specijalizovane. U njima

se vrši priprema robe za skladištenje, kao što je: inspekcija i klasiranje voća, tretiranje

fungicidima ili sredstvima protiv fizioloških oštećenja, inspekcija i klasiranje jaja, itd. Ili

proizvodnja smrznute hrane, što podrazumeva i odgovarajuću tehnologiju i opremu.

Skladišne hladnjače sluţe za čuvanje, odnosno skladištenje prehrambenih proizvoda

na duţe vreme ili za obezbeĎenje odgovarajućih rezervi hrane.

Distributivne hladnjače nalaze se u velikim trgovačkim centrima i snabdevaju trţište

prehrambenim proizvodima na malo. One primaju robu od proizvoĎača i drugih hladnjača,

čuvaju je nekoliko nedelja, pripremaju za prodaju (prebiranje, razmeravanje, pakovanje) i

distribuciju do potrošača.

Prema kapacitetu, hladnjače moţemo podeliti na:

male hladnjače, čiji je kapacitet 10 do 3.000 t,

srednje hladnjače, čiji se kapacitet kreće od 3.000 do 10.000 t i

velike hladnjače kapaciteta preko 10.000 t robe.

Kapacitet hladnjače moţe se izraziti i u zapremini rashladnog prostora, pa se moţe

reći da hladnjače srednjeg - industrijskog kapaciteta imaju zapreminu od 15.000 do 60.000

m3. To su zapremine koje obezbeĎuju najbolji odnos izmeĎu investicija i troškova

eksploatacije.


4

Sa stanovišta toplotnih gubitaka i obima izolaterskih radova, najprikladnije je da

hladnjača ima oblik kocke ili kvadra. GraĎevinski posmatrano, hladnjače mogu biti spratni ili

prizemni objekti.

Kod spratnih hladnjača smanjeni su toplotni gubici, jer je moguće zadovoljiti zahtev

da zgrada ima oblik kocke. Spratne hladnjače se grade u zonama sa ograničenim i skupim

zemijištem. Nedostaci ovog tipa hladnjača su: veliko opterećenje tla i skup temelj, vertikalni

unutrašnji transport teretnim liftovima, što oteţava manipulaciju robom.

Prizemne hladnjače mogu primiti veliki teret po metru kvadratnom skladišnog

prostora. Olakšan je unutrašnji transport. Moguća je etapna izgradnja i proširenje kapaciteta

hladnjače. Nedostaci prizemnih hladnjača su: veća površina i povećani izolatorski radovi.

Prizemne hladnjače svakako imaju više prednosti nego nedostataka i grade se u svim

slučajevima gde raspoloţivi prostor nije ograničen i skup.

1.2. Konstrukcija hladnjače

U slučaju gradnje hladnjače uvek se teţi što ekonomičnijoj izgradnji. Industrijske

hladnjače imaju skeletnu konstrukciju, a za oblaganje i unutrašnje pregrade se koristi: opeka,

nabijeni beton, prefabrikovani elementi, „sendvič“ paneli sa izolacijom i oblogom.

Kod hladnjača sa više spratova konstrukcija je od armiranog betona ili čeličnih

stubova. Dok se prizemne hladnjače mogu imati armirano-betonsku konstrukciju ili metalnu

konstrukciju.

Prilikom gradnje hladnjače poseban problem predstavlja hidroizolacija svih pregrada,

jer infiltracija vode kroz zidove dovodi do oštećenja toplotne izolacije. Voda koja se nalazi u

zemlji ispod temelja moţe se smrznuti i zbog širenja leda izazvati podizanje poda u komori ili

podizanje celog objekta. Smrzavanje ove vode se sprečava odgovarajućom toplotnom

izolacijom poda i postavljanjem različitih sistema za grejanje poda.

Plafon jedne komore moţe biti viseći, učvršćen za krov ili direktno postavljen ispod

tavana. Krov prizemne hladnjače je uglavnom sa duplim nagibom i tavanskim prostorom koji

se provetrava radi smanjenja prolaza toplote kroz tavanicu i rashladnu komoru. Hladnjače se

grade i sa ravnim krovom ali se u tom slučaju mora uvesti vrlo kvalitetna hidroizolacija.


5

1.3. Prostorni plan hladnjače

Generalni plan hladnjače je specifičan i razlikuje se u zavisnosti od toga da li je

hladnjača u sastavu drugih preraĎivačkih pogona ili je izdvojena, kao i od toga da li je

hladnjača proizvodna ili samo sluţi kao rashladno skladište.

Kompleks jedne hladnjače uglavnom čine:

rampe (prijemna rampa i rampa za distribuciju),

manipulativno-proizvodna hala, klasični tunel, skladišni deo sa rashladnim komorama

za različite reţime, hodnici, odeljenje za pakovanje, odeljenje za proizvodnju leda,

itd.,

laboratorija,

mašinska sala u kojoj se nalaze kompresori i ostali elementi rashladne opreme,

magacini: repromaterijala, ambalaţe, rezervnih delova, itd.,

radionica za odrţavanje pogona,

trafo stanica sa odeljenjem za punjenje akumulatora za viljuškare,

administrativno-upravni deo,

prostorije za zaposlene, garderoba, sanitarije i trpezarija,

garaţa za vozila,

kotlarnica sa stanicom za omekšavanje vode,

depo za ugalj ili naftu, šljaku,

portirnica sa kolskom vagom,

parking.

Manipulativno-proizvodna hala je najčešće centralna prostorija u hladnjači. Ovaj

prostor je neophodno obezbediti graĎevinskim planom kako bi bio pogodan za prijem i

pripremu sveţih proizvoda za proces skladištenja. Pored toga on se moţe iskoristiti za

preradu namernica, pa se moţe smatrati i delom preraĎivačke delatnosti. Ovaj prostor je

povezan sa utovarno-istovarnim rampama, sa mašinskom salom, sa laboratorijom, zatim sa

prostorom za ambalaţu i pakovanje, sa klasičnim tunelima i na kraju, preko manipulativnih i

tehničkih hodnika, sa rashladnim komorama.

Primenom paletnog sistema, vremenom se odustalo od koriščenja utovarno-istovarnih

rampi, čime je postignuta ušteda u gradnji objekta. Kod ovakvih rešenja utovar i istovar se

obavlja viljuškarima preko kose ravni, pomoćne rampe ili platforme koja se sa robom podiţe

do visine poda vozila.

Manipulativno-proizvodni prostor i tuneli za smrzavanje povezani su funkcionalno sa

rashladnim komorama u kojima se skladište ohlaĎeni ili smrznuti proizvodi. Proizvode treba

najkraćim i najbrţim putem uskladišti ili izneti iz komore do transportnog vozila. Unutrašnji

transport robe se obavlja manipulativnim hodnicima koji su hlaĎeni do 0 °C, širine od 3 do 6

m, kako bi se omogućilo nesmetano kretanje viljuškara sa robom.

Hladnjača moţe imati jedan ili više manipulativnih hodnika, što pre svega zavisi od

kapaciteta objekta, ali se javlja i kao posledica fazne gradnje. Kod hladnjača velikog

kapaciteta, starije gradnje, često se sreće i veći broj pomoćnih hodnika koji povezuju tunele

za smrzavanje sa predkomorama i skladišnim komorama.


6

1.4. Rashladne komore

Rashladne komore mogu se podeliti prema temperaturnom reţimu na:

komore sa reţimom oko 0 °C,

komore sa reţimom temperature -20 °C i niţom i

alternativne komore sa reţimom 0/-20 °C prema izboru.

Komore sa reţimom oko 0 °C sluţe za skladištenje „sveţih“ proizvoda kao što su

voće, povrće, meso, jaja, itd. Reţim u ovim komorama se bira prema vrsti uskladištene robe i

moţe varirati od -1 °C za jaja, do 8 °C za paradajz ili čak 12 °C za zeleni limun.

Komore sa reţimom -20 °C i niţim temperaturama se koriste za skladištenje

smrznutih proizvoda, pri čemu temperatura u komori zavisi od vrste proizvoda koji se čuva.

Alternativne komore namenjene su za čuvanje sveţih i smrznutih proizvoda prema

izboru. Projektuju se iz ekonomskih razloga, radi što boljeg iskorišćenja komora preko cele

godine, u uslovima variranja sirovinske baze i velikim oscilacijama u zahtevima trţišta.

Pored ove osnovne podele, komore mogu biti i sa posebnom namenom, kao što su:

tuneli za smrzavanje, sa reţimom -40 °C,

pretkomore, za pripremu proizvoda ili pakovanje i prepakivanje smrznute robe, pri

čemu temperatura varira od 5 do -5 °C,

komore za dozrevanje banane, kruške, citrusa, paradajza i sl., sa reţimom od 12-20

°C, uz vlaţenje, dodavanje etilena i provetravanje.

1.5. Klasični tunel

Za smrzavanje robe se koriste specijalno izolovane rashladne komore, malih

dimenzija i visine.Ove komore su korisne visine oko 2,5 do 5 m, a prema kapacitetu se dele

na male 5-10 t/dan i velike 20 t/dan i više. Koriste se za smrzavanje svih prehrambenih

proizvoda pa se zbog toga nazivaju „univerzalni“ tunel za smrzavanje ili „klasični“ tunel jer

je preteča danas velikog broja specifičnih tunela za smrzavanje koji su svoje mesto našli u

hladnjačama. U hladnjačama manjeg kapaciteta danas se projektuju klasični tuneli za

smrzavanje voća u dve šarţe u toku 24 sata. Najčešće je to kapacitet od 10 t/10 h ili dva puta

po 10 t na dan. Temperatura vazduha u tunelu mora biti -35 °C ili niţa

Klasični tuneli su diskontinualni, vreme smrzavanja je znatno duţe u poreĎenju sa

„protočnim tunelima“, brzina smrzavanja je mala, a kvalitet obično lošiji u poreĎenu sa

smrzavanjem u „fluidizeru“. MeĎutim, klasični tunel je nezamenljiv za smrzavanje čereka ili

polutki mesa, kupine zbog promene boje i upakovane robe.

Za smrzavanje robe se koriste specijalno izolovane rashladne komore, malih

dimenzija i visine.


7

2. TOPLOTNA IZOLACIJA HLADNJAČE

Rashladne komore hladnjače, čiji se prostor odrţava na temperaturi niţoj od

temperature okoline, moraju biti toplotno izolovane. Toplotna izolacija smanjuje toplotne

dobitke kroz graĎevinsku konstrukciju same hladnjače i u odnosu na susedne rashladne

komore. Utrošak energije za rad rashladne mašine se uveliko smanjuje, pa je izbor i dobro

projektovanje izolacije hladnjače od velikog značaja.

Postavljanje izolacije predstavlja značajan investicioni trošak, oko 20 -30% od

ukupne investicije, pa se zbog toga posebna paţnja mora obratiti na izbor izolacionog

materijala, njegovu debljinu, zaštitu od vlage i kvalitet izolaterskih radova. Poţeljno je da

izolacioni materijal ima sledeće karakteristike:

da ima malu toplotnu i temperatursku provodljivost,

da je nepropustan za vodenu paru,

da mu je hidroskopnost mala i da slabo upija kapilarnu vlagu,

da je mehanički otporan, da se lako obraĎuje, postavlja i transportuje,

da je postojan na temperaturama kojima če biti izloţen tokom eksploatacije,

da je hemiski inertan, nezapaljiv i da nije podleţan promenama karakteristika

vremenom,

da ga ne napadaju glodari, insekti i mikroorganizmi,

da nema sopstvenog mirisa i da ne prima strane mirise,

da je neškodljiv po ljude i okolinu,

da ne zahteva posebno odrţavanje,

da bude relativno jeftin.

Da bi izolacioni materijal vršio svoju funkciju tokom eksploatacionog perioda,

potrebno je izvesti odgovarajuću graĎevinsku i izolacionu konstrukciju. Izolacionu

konstrukciju čini izolacioni materijal zajedno sa svim nosećim i zaštitnim slojevima. Zaštitni

sloj je potreban kako bi sloj izolacionog materijala zaštitio od razaranja i od vlage. Rešavanje

ovog zadatka zahteva poznavanje svih relevantnih osobina izolacionih i graĎevinskih

materijala, a naročito mehanizme prostiranja toplote i vlage u njima.


8

2.1. Prostiranje toplote kroz izolacioni materijal

Izolacioni materijal predstavlja porozno telo sačinjeno od skeleta unutar koga se

nalaze pore ispunjene gasom. Skelet je sačinjen od osnovnog materijala koji se nalazi u

cvrstoj fazi, dok je ostakak materijala ispunjen najčešće vazduhom. Kao pesledica strukture

izolacijonog materijala imamo prostiranje toplote na sledeći način:

Kondukcijom se toplota prenosi kroz skelet materijala. U zavisnosti od strukture

skeleta toplotni tok prelazi dugačak i krivudav put. Ako je poroznost materijala veća,

skelet materijala sačinjavaju tanki zidovi, pa je otpor provoĎenju toplote time veći.

Ako je skelet sačinjen od nezavisnih čestica (zrnca ili vlakna), pored ostalih, javljaju

se i kontaktni termički otpori.

Konvekcijom i kondukcijom kroz gas koji ispunjava pore. Konvektivni način

prostiranja toplote se javlja u većim porama, gde ima dovoljno prostora da moţe da se

razvije kretanje gasa. U najmanjim porama tako nešto nije ostvarivo ili je

zanemarljive veličine, pa se toplota prenosi kondukcijom kroz gas.

Zračenje sa naspramnih zidova pora kroz gas u njima. U pogledu razmene toplote

zračenjem, povoljnjiji je slučaj kada su pore manje zaprenine, jer u tom slučaju

povećani broj površina koje tada imaju ulogu zaštitnih ekrana (zaštitni zastori) na

putu prostiranja toplote zračenjem. Isto tako bi bilo poţeljno da je gas unutar pora

troatomski ili višeatomskii, jer oni imaju sposobnost apsorpcije toplotnih zraka

odreĎenih talasnih duţina, pa time predstavljaju otpor prostiranju toplote. Za razliku

od njih jednoatomski i dvoatomski gasovi su skoro pa prozračni. Tako, zamenom

vazduha ugljen-dioksidom koeficijent provoĎenja toplote izolacionog materijala moţe

da se smanji za 30 %.

Kako je proces prostiranja toplote kroz porozne materijale dosta sloţene prirode iz

prakičnih razloga se sva tri načina prostiranja toplote uslovno svode na kondukciju, tj. na

provoĎenje toplote. Osnovnu karakteristiku izolacionih materijala predstavlja koeficijent

provoĎenja toplote

𝜆𝑖𝑧 W m ˚K (

I.1)

Na koeficijent provoĎenja toplote izolacionih materijala najviše utiču sledeći faktori:

gustina izolacionog materijala,

oblik i dimenzije pora,

hemijski sastav i struktura materijala skeleta,

sadrţaj vlage u izolacionom materijalu,

temperatura izolacionog materijala.


9

Porastom gustine se smanjuje poroznost izolacionog materijala, pa koeficijent

provoĎenja toplote izolacionog materijala 𝜆𝑖𝑧 teţi koeficijentu provoĎenja toplote materijala

skeleta, koji je višestruko veći.

Obrnuto, smanjenjem gustine, koeficijent provoĎenja toplote izolacionog materijala

𝜆𝑖𝑧 , bi teţio koeficijentu provoĎenja toplote za gas u porama. Ovde treba voditi računa, jer se

u slučaju velikog povećanja veličine pora pospešuje konduktivno prostiranje toplote, pa se

moţe desiti i povećanje 𝜆𝑖𝑧 . Uzimajući ovu činjenicu u obzir, potrebno je naći optimalni

odnos smanjenja gustine uz što je moguće manje dimenzije pora.

Smanjenjem dimenzija i povećanjem broja pora smanjuje se i temperaturska razlika

naspramnih zidova, te se smanjuje i količina toplote razmenjena zračenjem.

Zatvorene pore su pogodnije od otvorenih kako zbog manje razmene toplote (

konvekcijom ) tako i zbog smanjenog propuštanja vlage i teţeg ovlaţivanja izolacionog

materijala.

Uticaj temperature na koeficijent provoĎenja toplote izolacionog materijala 𝜆𝑖𝑧 moţe

se predstaviti linearnom zavisnošću

𝜆 = 𝜆0 1 + 𝑎(𝑡 − 𝑡0) , 𝑊 𝑚 ˚𝐾 , (I.2)

gde je 𝜆0 vrednost koeficijenta provoĎenja toplote na temperaturi 𝑡0 ℃ , a konstanta 𝑎 se

odreĎuje eksperimentalno za svaki izolacioni materijal ponaosob.

Koeficijent toplotne provodljivosti se povećava u slučaju porasta vlaţnosti materijala i

samim tim njegova izolaciona sposobnost opada. Ovo se dešava u slučajevima kapilarne

kondenzacije, pa voda koja prodire u pore stvara toplotne mostove, jer je 𝜆 za vodu 15-20

puta veće od 𝜆 za vazduh. Ovo moţe biti još više nepovoljno za slučaj stvaranja leda u

porama materijala, jer je 𝜆 leda i do 70 puta veće nego za vazduh.

Posmatrajući izolacionu konstrukciju kao višeslojni ravni zid, za specifični toplotni

fluks se dobija

𝑞 =𝑡𝑠 − 𝑡𝑢

1𝛼𝑠

+1𝛼𝑢

+ 𝛿𝑖

𝜆𝑖

𝑖 +

𝛿𝑖𝑧

𝜆𝑖𝑧

W m2 (I.3)

gde je:

ts , tu ℃ - temperatura vazduha sa spoljašnje odnosno unutrašnje strane višeslojne pregrade,

αu W m2 ˚K - koeficijent prelaza toplote sa izolacione konstrukcije na vazduh unutar

komore,

αs W m2 ˚K - koeficijent prelaza toplote sa okolnog vazduha na spoljnu površinu

višeslojne pregrade,

δi , δiz m - debljina pojedinih slojeva date višeslojne pregrade, debljina izolacionog sloja,

λi , λiz W m ˚K - koeficijent toplotne provodljivosti za odgovarajuće slojeve.


10

Izraz za debljinu izolacionog materijala, sledi iz izraza (I.2)

𝛿𝑖𝑧 = 𝜆𝑖𝑧 𝑡𝑠 − 𝑡𝑢

𝑞−

1

𝛼𝑠+

𝛿𝑖

𝜆𝑖+

1

𝛼𝑢𝑖

𝑚 (I.4)

Ovde je jedino nepoznat specifični toplotni fluks W m2 .

Postupak odreĎivanja optimalnog specifičnog toplotnog fluksa 𝑞𝑜𝑝𝑡 W m2 , zasniva

se na analizi minimuma ukupnih godišnjih troškova 𝑇𝑈 , svedenih na 1 𝑚2 izolacione

konstrukcije

𝑇𝑈 = 𝑇𝐻 + 𝑇𝐴 + 𝑇𝐾 din m2 god , (I.5)

gde su :

𝑇𝐻 , 𝑇𝐴 , 𝑇𝐾 din m2 god - godišnji troškovi hlaĎenja, amortizacije izolacione konstrukcije,

troškovi prouzrokovani kaliranjem proizvoda, svedeni nq 1 𝑚2 izolacione konstrukcije.

Investicioni i eksploatacioni troškovi hlaĎenja su pratično srazmerni toplotnom fluksu kroz

izolaciju

𝑇𝐻 = 𝑎 𝑞 , (I.6)

gde je 𝑎 din m2 god koeficijent srazmernosti.

Troškovi amortizacije zavise od cene izolacione konstrukcije, koja uključuje cenu

materijala i cenu graĎevinsko-izolacionih radova, imamo

𝐶𝑖𝑧𝑘 = 𝑉𝑖𝑧𝑐𝑖𝑧 ,𝑣 + 𝐶𝑏 (I.7)

gde je:

sa Cb din m2 god označen zbir troškova nanošenja izolacionog sloja i ukupnih troškova

izrade zaštitnih slojeva,

Viz m3 m2 = δiz m predstavlja zapreminu izolacije po jedinici površine konstrukcuje, tj

debljinu izolacione konstrukcije,

ciz ,v din m3 god predstavlja cenu izolacije na godišnjem nivou po zapremini.

Troškovi amortizacije su predstavljeni

𝑇𝐴 =𝐶𝑖𝑧𝑘

𝜏𝑎𝑚=

𝛿𝑖𝑧𝑐𝑖𝑧 ,𝑣

𝜏𝑎𝑚+

𝐶𝑏

𝜏𝑎𝑚=

𝜆𝑖𝑧𝑐𝑖𝑧 ,𝑣

𝜏𝑎𝑚 𝑡𝑠 − 𝑡𝑢

𝑞 −

1

𝛼𝑠+

𝛿𝑖

𝜆𝑖+

1

𝛼𝑢

𝑖

+𝐶𝑏

𝜏𝑎𝑚

=𝐴

𝑞+ 𝐵 ,

(I.8)

gde je 𝜏𝑎𝑚 god amortizacioni period, A i B skraćenice.


11

Zavisnost troškova od kaliranja namernica fluksa kroz izolaciju moţe se predstaviti kao

𝑇𝐾 = 𝐶 1 + 𝑑𝑞𝑛 𝑞, (I.9)

gde je koeficijent C opisuje gubitak usled smanjenja mase uskladištenih proizvoda, a

koeficijenti d i n odreĎuju gubitak trţišne cene zbog smanjenja kvaliteta proivoda.

Izgled grafika troškova 𝑇𝐻 , 𝑇𝐴 , 𝑇𝐾 i njihovog zbira 𝑇𝑈 u zavisnosti od toplotnog fluksa

q prikazan je na Sl.1.

Funkcija 𝑇𝑈 = 𝑇𝑈 𝑞 ima minimum koji odreĎuje optimalni toplotni fluks 𝑞𝑜𝑝𝑡 kroz

izolacionu konstrukciju za dati reţim rada rashladne komore, pa se 𝑞𝑜𝑝𝑡 odreĎuje iz uslova

𝑑𝑇𝑢 𝑑𝑞 = 0.

Minimum funkcije 𝑇𝑈 = 𝑇𝑈 𝑞 je dosta blag, tako da odstupanja q od 𝑞𝑜𝑝𝑡 za 20÷30

% dovode do premašivanja 𝑇𝑈𝑚𝑖𝑛 za najviše 5÷10 %.

Sl.1 Grafik troškova


12

Iz tog razloga se u praktičnim proračunima često koriste orjentacione vrednosti za

𝑞𝑜𝑝𝑡 , i one iznose:

za temperature u komorama 𝑡𝑢 = 0 ÷ −35 ℃ , pri temperaturi okoline 𝑡𝑠 = 25 ÷ 35

℃, u zavisnosti od velićine objekta i vrste uskladištenih namirnica, 𝑞𝑜𝑝𝑡 se kreće u

granicama 9 ÷ 14 W m2 ,

za temperature u komorama 𝑡𝑢 = −20 ÷ −50 ℃ , pri temperaturi okoline 𝑡𝑠 = 25 ÷

35 ℃ , u zavisnosti od velićine objekta i vrste uskladištenih namirnica, 𝑞𝑜𝑝𝑡 se kreće

u granicama 11 ÷ 16 W m2 ,

za transportne rashladne ureĎaje i vrlo male stacionarne komore, za temperature u

komorama 𝑡𝑢 = −20 ÷ − 50 ℃ , pri temperaturi okoline 𝑡𝑠 = 25 ÷ 35 ℃ , 𝑞𝑜𝑝𝑡

dostiţe vrednosti 18 ÷ 20 W m2 ,

kod vrlo malih komora sa temperaturom 𝑡𝑢 = 100 ℃ , pri temperaturi okoline

𝑡𝑠 = 25 ÷ 35 ℃, vrednosti 𝑞𝑜𝑝𝑡 dostiţu i 23 W m2 .

U praksi proračun izolacije hladnjače vrši se sa jednim usvojenim fluksom za sve

komore. U uslovima kada se koriste uobičajni izolacioni materijali, debljina izolacije

materijala se najčešće odreĎuje na osnovu 𝑞𝑜𝑝𝑡 = 11[W m2] .

2.2. Temperaturske razlike

Pri proračunu debljine izolacionog sloja mora se imati u vidu:

direktno zračenje sunca na spoljne zidove i ravan krov,

uticaj toplotnih mostova,

eventualna neplanirana promena temperature u susednim prostorijama (npr. prekid

rada susedne hlaĎene komore).

Za spoljne zidove okrenute istoku ili severu moţe se uzeti ts = tsp, pri čemu je tsp tzv.

spoljna projektna temperatura koja se obično odreduje na osnovu empirijske formule

𝑡𝑠𝑝 = 0,4 𝑡𝑠𝑚 + 0,6 𝑡𝑚𝑚 , (I.10)

gde je:

tsm - srednja mesečna temperatura najtoplijeg meseca za period od poslednjih deset godina,

tmm - srednja vrednost maksimalnih temperatura najtoplijeg meseca za poslednjih deset

godina.

Za spoljne zidove okrenute ka jugu ili zapadu, zbog zračenja Sunca, usvaja se

𝑡𝑠 = 𝑡𝑠𝑝 + 6 ℃ , (I.11)

za tavanicu neposredno ispod ravnog krova usvaja se

𝑡𝑠 = 𝑡𝑠𝑝 + 15 ℃ , (I.12)


13

a za tavanicu ispod tavanskog prostora

𝑡𝑠 = 𝑡𝑠𝑝 + 10 ℃ . (I.13)

Kod podova se kao temperatura tla na koje naleţe spoljna površina izolacione

konstrukcije usvaja ts= 10-15°C, s tim što se niţe vrednosti usvajaju za veće ili grupisane

komore, kao i za komore na niskim temperaturama.

Kod komora sa temperaturom vazduha ispod 0 °C, koje se nalaze neposredno na tlu,

treba obezbediti toplotnu regeneraciju tla ispod komore, kako bi se sprečilo njegovo

smrzavanje. U tom cilju se ispod izolacije postavijaju ventilacione cevi kroz koje u toplom

periodu godine struji vazduh iz okoline.

Ako je sa spoljašnje strane pregrade neka nehlaĎena prostorija, temperatura te

prostorije moţe tačno da se odredi iz njenog toplotnog bilansa kao ravnoteţna temperature,

pri kojoj je ukupno razmnjena toplota sa okolnim prostorima jednaka nuli. Da bi se postupak

uprostio i ubrzao, često se ravnoteţne temperature tih prostorija usvajaju na osnovu iskustva:

ako je ta nehlaĎena prostorija izolovana (npr. rashladna komora van pogona), usvaja

se ts = 0,6 tsp,

ako je ta nehlaĎena prostorija neizolovana i nema spoljnih vrata ni prozora, usvaja se

ts= 0,75tsp , a ako ih ima, usvaja se ts= 0,9 tsp,

ako se radi o mašinskoj sali, usvaja se ts= tsp .

Unutrašnji zidovi izmeĎu hlaĎenih komora moraju biti izolovani kako bi se sprečila

razmena toplote izmeĎu susednih komora i kako bi se neutralisali eventualni toplotni mostovi

na mestu sučeljavanja unutrašnjeg zida sa tavanicom, spoljašnjim zidom ili podom.

Izolacija preostalog dela pregradnog zida izmeĎu dve hlaĎene komore (npr. a i b), na

delu gde nema toplotnih mostova, treba da zadovolji, kako u slučaju kada su obe komore u

radu i u svakoj od njih vlada projektom predviĎena temperatura (tu,a, odn. tu,b, pri čemu je

tu,a< tu,b), tako i u slučaju kada je bilo koja od njih iz nekog razloga van pogona, pa se

posmatra kao nehlaĎena izolovana prostorija bez spoljašnjih vrata i prozora, u kojoj vlada

temperatura t’u = 0,6tsp. Za uobičajene spoljne projektne temperature, najveća temperaturska

razlika izmeĎu te dve komore nastaje kada je hladnija od njih u radu, a toplija van pogona. Ta

temperaturska razlika iznosi

𝑡𝑠 − 𝑡𝑢 𝑚𝑎𝑥 = 0,6 𝑡𝑠𝑝 − 𝑡𝑢 ,𝑎 (I.14)

i nju treba uvrstiti u izraz za sračunavanje debljine izolacije, da bi se dobila ukupna debljina

δiz izolacije za pregradni zid, koju treba podeliti na obe strane pregradnog zida (δiz= δiz,a +

δiz,b), tako da bude

𝛿𝑖𝑧 ,𝑎

𝛿𝑖𝑧 ,𝑏=

𝑡𝑠𝑝 − 𝑡𝑢 ,𝑎

𝑡𝑠𝑝 − 𝑡𝑢 ,𝑏 (I.15)

Ako se radi o kratkim ili niskim pregradnim zidovima, središnji deo pregradnog zida,

koji bi trebalo izolovati prema prethodna dva izraza, bio bi relativno mali, pa se tada ceo

pregradni zid izoluje po kriterijumu za toplotni most prema spoljnom zidu. Pri tome je mali

višak utrošene izolacije opravdan jednostavnijom izradom, a delimično i estetskim razlozima.


14

2.3. Prostiranje vlage u izolacionom materijalu i uloga parne barijere

Vlaţnost izolacionog materijala predstsvlja odnos količine vode po jedinici količine

suvog izolacionog materijala u kg W kg SM .

Vlaţnost izolacionog materijala zavisi od:

kapilarnog usisavanja vlage,

adsorpcije i kapilarne kondenzacije (hidroskopna vlaţnost),

difuzije vlage kroz izolaciju.

Izolacioni materijali, koji su nehidroskopni i nemaju sposobnost kapilarnog

usisavanja, mogu da budu paropopustivi. Iz tog razloga je difuziona propustljivost vodene

pare bitna karakteristika izolacionih i gradjevinskih materijala.

Difuzionu propustljivost merimo koeficijentom paropropustljivosti 𝜇 kg ms Pa .

Koeficijent paropropustljivosti predstavlja količinu vodene pare koja za 1 sekundu difuzijom

proĎe kroz kocku ivica dugačih 1m kada na njenim naspramnim površinama vlada razlika

parcijalnih pritisaka vodene pare od 1 Pa.

Količina vodene pare koja difunduje kroz izolacioni materijal po jedinici površine i u

jedinici vremena predstavlja specificni fluks vodene pare 𝑞 kg m2s .

Specificni fluks vodene pare se odreĎuje uz pomoć koeficijenta paropropustljivosti

𝜇 𝑘𝑔 𝑚𝑠 𝑃𝑎 u slučaju da su nam poznati parcijalni pritisci vodene pare sa obe strane

pregrade ili koeficijentom difuzije vodene pare D m2 s u slučaju kada su nam poznate

koncentracije vodene pare

𝑞 =𝐺

𝐴𝜏=

𝐷

𝛿Δ𝑐,

(I.16)

ili

𝑞 =𝐺

𝐴𝜏=

𝜇

𝛿Δ𝑝,

(I.17)

gde je:

c - koncentracija vodene pare kg m3 ,

𝛿 - debljina sloja m ,

p - parcijalni pritisak vodene pare Pa .


15

Toplotna izolacija rashladnih komora ima prioritetni zadatak da toplotni fluks svede u

dopuštene granice, isto tako u slučaju potrebe spreči rošenje izolacione pregrade sa toplije

strane. Od velike vaţnosti, da ne bi došlo do toplotnih mostova, je da se izbegne

kondenzovanje vodene pare koja difunduje u bilo kom preseku toplotne izolacije ili

graĎevinske konstrukcije. Drugim rečima da stvarni parcijalni pritisak vodene pare bude niţi

od parcialnog pritiska zasićenja na temperaturi preseka. Tj. u svim slojevima pregrade mora

biti ispunjen uslov

𝑝𝑥 < 𝑝𝑥" 𝑡𝑥 , (I.18)

drugačije formulisan uslov glasi, da temperatura koja vlada u preseku bude viša od

temperature rošenja vodene pare za dati parcijalni pritisak, tj.

𝑡𝑥 > 𝑡𝑥" 𝑝𝑥 . (I.19)

Zavisnost parcijalnog pritiska zasićenja od temperature je eksponencijalnog karaktera,

krećuči se od toplijih ka hladnijim slojevima. Dok stvarni pritisak vodene pare koja se krece

kroz homogeni materijal opada linearno. Kako eksponencijalna funkcija različito opada za

razliku od linearne zavisnosti, (Sl. 2) moţe se desiti da u nekom preseku x doĎe do

kondenzacije vodene pare. Na Sl.2 je prikazan takav slučaj tj. da je

𝑝𝑥 > 𝑝𝑥" 𝑡𝑥 .

(I.20)

Sl.2 Provera odsustva kondezacije vodene pare u izolaciji


16

Na Sl.2 je prikazan profil stvarnog parcijalnog pritiska samo uslovno, jer bi se u

stvarnosti stvorio skroz novi profil stvarnog parcijalnog pritiska, tj. pošto je kondenzovanje

vlaţne pare izobarski proces u slojevima kondenzacije bi bilo

𝑝𝑥 = 𝑝𝑥" 𝑡𝑥 . (I.21)

Prisustvo i nagomilavanje kondenzovane vode u porama izolacionog materijala je

štetno, jer je koeficijent provoĎenja toplote vode oko 20 puta veći , a u slučaju stvaranja leda

(ako je 𝑡𝑥 < 0 ) koeficijent provoĎenja toplote leda je oko 70 puta veći u odnosu koeficijent

provoĎenja toplote gasa u porama izolacionog materijala.

Da bi se ova neţeljena pojava sprečila, dodaje se izolacionoj konstrukciji parna

barijera, čime se povećava ukupni otpor difuziji, pa se fluks vodene pare smanjuje, a

gradijenti parcijalnih pritisaka u postojećim slojevima opadaju.

Postavljanjem parne barijere u izolacionu konstrukciju sa nepromenjenim parcijalnim

pritiscima 𝑝𝑠 i 𝑝𝑢 , parcijalni pritisci vodene pare "uzvodno" od parne barijere rastu, a

"nizvodno" od nje opadaju, time se dobija povoljna preraspodela ukupnog pada parcijalnih

pritisaka 𝑝𝑠- 𝑝𝑢 . A sa druge strane, zbog male debljine (5÷10 mm), termički otpor parne

barijere je veoma mali pa se temperatursko polje (𝑡𝑥), a samim tim i profil parcijalnih

pritisaka zasićenja 𝑝𝑥" 𝑡𝑥 , praktično ne menjaju. Uparivanjem ove dve pogodnosti moţe se

efikasno otkloniti opasnost od kondenzacije vodene pare u izolaciji.

Mesto postavljanja parne barijere ima dosta veliki značaj, jer se moze desiti da uprkos

postavljenoj parnoj barijeri doĎe do neţeljene kondenzacije vodene pare u izolacionoj

konstrukciji. Da bi se otklonila ova opasnost, parna barijera potrebne debljine se mora

postaviti sa toplije strane izolacionog sloja.

Postavljanje parne barijere sa hladnije strane izolacionog sloja, bi samo povećalo

parcijalni pritisak vodene pare u izolacionom sloju, pa bi došlo do neţeljene kondenzacije

vodene pare u izolacionom sloju (Sl.2.a.).


17

Postavljanje izolacije u više slojeva sa hladnije strane i unutar slojeva izolacije takoĎe

bi dovela do nepovoljne preraspodele parcijalnih pritisaka vodene pare, pa i do kondenzacije

(Sl.2.b i Sl.2.c). U slučaju ispravno postavljene parne barijere, ali predimenzionisane veličine,

isto moţe doĎi do neţeljenih efekata (Sl.2.d). Pa je proračun i dimenzionisanje parne barijere

od velike vaţnosti.

a) b)

c) d)

Sl.2. Nepravilna postavljanja parne barijere:

a) sa hladnije strane izolacije; b) sa obe strane izolacije;

c) sa obe strane i izmeĎu slojeva; d) apsolutna parna barijera


18

Za stacionarni reţim parcijalni pritisak vodene pare 𝑝𝑥 Pa na datom mestu višeslojne

pregrade, moţe se odrediti iz uslova jednakosti flukseva vodene pare kroz sve slojeve

𝑝𝑥 = 𝑝𝑠 − 𝑝𝑠 − 𝑝𝑢 𝑅𝑑𝑠 + 𝑅𝑑𝑖

𝑝𝑥𝑝𝑠

𝑅𝑑𝑠 + 𝑅𝑑𝑢 + 𝑅𝑑𝑖𝑝𝑢𝑝𝑠

(I.22)

gde su:

𝑝𝑠 i 𝑝𝑢 Pa - parcijalni pritisci vodene pare spoljašnjeg vazduha i vasduha unutar komore,

𝑅𝑑𝑠 , 𝑅𝑑𝑢 m2s Pa kg - konvektivni otpori prelaţenja vodene pare sa spoljašnjeg vazduha na

spoljašnju površinu i sa unutrašnje površine zida na vazduh u komori,

𝑅𝑑𝑖 = 𝛿𝑖 𝜇𝑖 m2s Pa kg - otpor difuziji vodene pare kroz i-ti sloj sa debljinom 𝛿𝑖 i

koeficijentom paropropustljivosti 𝜇𝑖 .

Za odreĎivanje parcijalnog pritiska vodene pare koristi se spoljna projektna relativna

vlaţnost 𝜑𝑠𝑝 , koja se odreĎuje kao aritmetićka sredina relativne vlaţnosti u 13 časova za

najtopliji mesec u godini.

2.4. Karakteristike materijala namenjenih toplotnoj izolaciji hladnjače

Za toplotnu izolaciju industrijskih hladnjača koriste se materijali sa malim

koeficijentom toplotne provodljivosti λ od 0,02 do 0,06 W/m°C. Kao izolacioni materijal,

najširu primenu imala je ekspandirana pluta, zatim je počela zamena i primena stiropora, a za

izolovanje cevovoda mineralna ili staklena vuna. Za izolovanje zidova i cevovoda, danas se

uglavnom koriste poliuretan ili sendvič poliuretana i stiropora.

2.4.1.Stiropor

Stiropor je čvrsta pena ekspandiranog polisterena. Ima ćelijsku strukturu sa vrlo

tankim zidovima skeleta. Ekspandiranje stiropora se vrši ubacivanjem vazduha, ugljen-

dioksida ili freona.

Stiropor je lako zapaljiv, a topi se na temperaturama iznad 80℃. Bubri u benzinu i

mineralnim uljima. Nema mirisa i ne napadaju ga glodari. Otporan je na vlagu.

Stiropor se proizvodi u obliku ploča, najčešće dimenzije 150 × 50 cm, različite

debljine: 2, 3, 5 cm. Zbog velike poroznosti stiropor je vrlo lak, gustina mu se kreće od 15 do

35 kg/m3. Koeficijent toplotne provodljivosti je λ= 0,30 do 0,038 W/m˚K.


19

2.4.2 .Poliuretan

Poliuretan se dobija ekspandiranjem poliuretanskih smola uz dodatak katalizatora i

različitih komponenata koje utiču na tvrdoću ili smanjuju zapaljivost.

Skelet poliuretana je čvrst sa tankim zidovima. Šupljine su zatvorene i najčešće

ispunjene vazduhom, ugljen-dioksidom ili freonom.

Poliuretan nema mirisa, nepogodan je za razvoj glodara i mikroorganizama, ima veliki

otpor prema difuziji vodene pare. Nedostatak mu je zapaljivost, pa mu se dodaju samogasive

komponente, a pri gradnji hladnjača postavljaju se protivpoţarne brane. Kod većih hladnjača

se metalnim pločama izmeĎu pregradnih zidova odvajaju pojedini blokovi komora radi

sprečavanja prenošenja poţara. Najčešći uzrok poţara u hladnjačama jeste paljenje

poliuretana prilikom varenja krovne konstrukcije hladnjače.

Za izolaciju hladnjača uglavnom se koriste paneli obostrano obloţeni aluminijumskim

ili pocinkovanim limom 0,5 do 1 mm. Panel ima širinu 1-1,5 m, duţinu do 10 m, a debljinu

50-200 mm.

Gustina poliuretana se kreće od 30 do 100 kg/m3, koeficijent toplote provodljivosti

prema SRPS (JUS) J5.600 je λ = 0,035 W/m˚K. Prema proizvoĎačima poliuretana, λ = 0,016-

0,025 W/mK. Poliuretanski paneli koji se uvoze uglavnom imaju 𝜆 = 0,022 − 0,025 W/m˚K, gustinu 40 kg/m

3, a čvrstoću na pritisak 0,17-0,19 N/mm

2.

Paneli poliuretana se koriste kao toplotna i mehanička izolacija. Kod montaţnih

objekata paneli se vezuju za prethodno postavljenu čeličnu konstrukciju. Šupljine izmeĎu

panela se popunjavaju zalivanjem poliuretanskom penom. Ovim se postiţe neprekidnost

toplotne izolacije bez toplotnih mostova. Spojevi panela se pokrivaju metalnom trakom, čime

se ostvaruje neprekidnost parne brane, Sl.3.

Sl. 3. Različiti sistemi spajanja panela

Za izolovanje cevovoda poliuretanska pena se moţe ekspandirati u odgovarajućim

kalupima radi dobijanja tačnih profila segmenata. Poliuretanska pena je našla najširu primenu

za izolovanje friţidera, zamrzivača, kamiona, vagona, itd.


20

II PROCES HLAĐENJA

1. Parni rashladni procesi

Prema, drugom zakonu termdinamike toplota ne moze sama od sebe preci sa

hladnijeg na toplije telo, ni posrdno ni neposredno (Clausius-ov postulat).

Ako bi nekom telu temperature𝑇0, beskonacno velikog toplotnog kapaciteta, odveli

odredenu kolicinu toplote Q₀, tada bi promena entropije tela bila ∆𝑆₀ . Kako je od tela

odvedena odredjena kolicina toplote, a prema drugom zakonu termodinamike imamo da je

∆𝑄 = 𝑇₀∆𝑆₀ (II.1)

Iz uslova da je telo beskonacno velikog toplotnog kapaciteta proizilazi da je

temperature T₀ konstantna (T₀=const.),bez obzira na kolicinu toplote koja je odvedena od

tela.

Posledica ovoga je da je promena entropije tela negativna,tj.dolazi do smanjenja

entropije tela ∆𝑆1 < 0, Sl.4.

U slucaju izolovanog sistema dva tela beskonacno velikih tolonih kapaiteta. Razmena

toplote sa tela nize temperature T₀ na telo vise temperature T, bi se takodje odvijalo uz

smanjenje entropije sistema (∆𝑆𝑠𝑖𝑠 < 0).

Sl.4 Promena entropije tela


21

Kako je temperatura hladnijeg tela niţa, to je i smanjenje entropije hladnijeg tela veće

od povećanja entroije toplijeg tela ∆𝑆, pa jepromena enropije sistema (∆𝑆𝑠𝑖𝑠 < 0).

∆Ssis = ∆S1 − ∆𝑆2 < 0 (

II.2)

Da bi ova razmena toplote bila ostvariva potrbno je kompezovati ovo smanjenje

entopije sistema. To je moguće ostvariti tako što bi se telu više temperature dovela dodatna

količina toplote ∆𝑄 , pod uslovom da posle dovoĎenja dodatne količine toplote promena

entropije sistema bude pozitivna (∆𝑆𝑠𝑖𝑠 > 0). Dodatna količina toplote se moţe obezbediti

iz mehaničkog rada, ili bilo kog drugog izvora energije. Da bi transfer toplote bio efikasniji

dodatna količina toplote treba da bude što je moguće manja, jer je ona obrnuto

proporcionalna koeficijentu hlaĎenja.

Koeficijent hlaĎenja predstavlja odnos toplote hlaĎenja Q₀ i dodatne količine toplote,

koja process razmene toplote čini mogućim, tj:

휀 =𝑄0

∆𝑄

(II.3)

Koeficijent hlaĎenja je najveći za ureĎaje koj rade povratnim ciklusom, bez obzira na

vrstu ciklusa.

Analizom procesa iz T-s dijagrama (Sl.5) moţemo videti kolika je minimalna dodatna

količina toplote ∆𝑄𝑚𝑖𝑛 ., za ostvarivanje efekta hlaĎenja Q₀, pri stalnim temperaturama T₀ i T.

Sl.5 Minimalna količina toplote ∆𝑄 potrebna za ostvarivanje procesa


22

Kako je ∆𝑆2 je promena entropije toplijeg tela usled dovoĎenja toplote Q₀ pri T =

const., a promena entropijehladnijeg tela je usled odvoĎenja toplote Q₀ pri T₀ = const., ∆𝑆𝑠𝑖𝑠

je promena entropije koju treba kompezovati, pa je

∆𝑄𝑚𝑖𝑛 =T ∆𝑆𝑠𝑖𝑠=(T-T₀ ∆𝑆1 (II.4)

Kako je:

Q₀=T₀ ∆𝑆1 (II.5)

Zamenom ovih vrednosti u izraz za koeficijent hlaĎenja dobijamo

휀 =𝑄0

∆𝑄𝑚𝑖𝑛=

𝑇0∆𝑆1

𝑇 − 𝑇0 ∆𝑆1=

𝑇0

𝑇 − 𝑇0

(II.6)

U slučaju stalnih temperatura tela ovo je najveći mogući koeficijent hlaĎenja, koji se

moţe ostvariti bilo kojim povratnim ciklusom. Kako je temperatura tela koje hladimo T₀

direktno proporcijalna koeficijentu hlaĎenja, zaključujemo da nepotrebno sniţavanje

temperature hlaĎenja nepovoljno utiče na eneretsku efkasnost procesa hlaĎenja. Isto tako

povećava razliku temperatura koja je obrnuto proporcionalna koeficijentu hlaĎenja. Tako

dolazimo do osnovnog pravila tehnike hlaĎenja:ne treba hladiti na niţu temperaturu nego što

je to potrebno, niti treba prekoračiti temperaturu toplijeg tela nego što je to potrebno, jer se u

protivnom uzalud troši više energijeno što je to potrebno!

Potpuno povratne procese nije moguće ostvariti, zato što nije moguće izbeći toplotne

gubitke u okolinu. Predpostavkom da se radi o adijabatskom preocesu, analiza nam pruţa

uvid u odreĎene segmente radi lakšeg sagledavanja i razumevanja samog procesa.

Parcijalnom analizom se negubi kvalitet, jer kasnijom sintezom veceg broja sličnih analiza

dobijamo uvid u vrlo komleksne procese.

Iz predhodne analize zaključujemo ,da nam koeficijent hlaĎenja predstavlja jednu

graničnu teorisku vrednost koju teţimo da ostvarimo u našim praktičnim ciklusima hlaĎenja.

Teoriski koeficijent hlaĎenja se iz tog razloga koristi kao mera dobrote praktičnih ciklusa, i

predstavlja najveći mogući koeficijent hlaĎenja


23

1.1. Carnotov ciklus

Kod Carnotovog ciklusa dodatnu količinu toplote Q dobijamo iz mehaničkog rada,

koji radi izmeĎu stalnih temperatura 𝑇0 i 𝑇 . Carnot-ov ciklus se sastoji (Sl.6) iz izentropske

kompresije radnog telaod stanja 1 do stanja 2 u cilindu jednog kompresora, izetermskog

hlaĎenja od 2 do3, izentropske ekspanzije od 3 do 4𝑠 u cilindru jedne ekspanzione mašine i

od izotermskog širenja od 4 do 1. Kod povratnog ciklusa, u kome učestvuju telo koje se hladi

(4-1) i telo kojem se odaje toplota (2-3) 𝑄 = 𝑄0 + ∆𝑄 (∆𝑄 = 𝐿), razlike temperatura izmeĎu

ovih tela i radnog tela su beskonačno male.

Sl.6.Carnotov levokretni ciklus u T-s dijagramu

Koeficijent hlaĎemja levokretnog ciklusa Carnot je:

휀𝐶 =𝑄0

𝐿=

𝑇0∆𝑆

(𝑇 − 𝑇0)∆𝑆=

𝑇0

𝑇 − 𝑇0

(II.7)

UporeĎivanje sa ostalim stvarnim ciklusima ne mora se baš odabrati povratni ciklus

Carnot, jer su i drugi povratni ciklusi su isto tako dobri po pitanju koeficijenta hlaĎenja.

Carnotov ciklus je po obliku najviše podudara sa ciklusima rashladnih mašina koje su najviše

u upotrebi, pa se zato on najčešće koristi.


24

Rashladno telo kompresorske parne mašine je lako isparljiva tečnost, pa radni ciklus

mašine pada u oblast vlaţne pare (Sl.7). Toplota 𝑄0 se od hlaĎenog tela dovodi isparivaču u

kome rashladno telo isparava na pritisku 𝑝0. OdvoĎenje toplote 𝑄 , koja se predaje toplijem

telu, se odvija u kondezatoru gde se rashladno telo kondezuje na pritisku 𝑝 . Ove promene

faza se odvijaju pri konstantnim temperaturama 𝑇0 i 𝑇 , jer u oblasti vlaĎne pare se linije

konstantnog pritiska poklapaju sa linijama konstantne temperature. Iz tog razloga je moguće

ostvariti Carnotov obrtni ciklus u parnim rashladnim mašinama.

a) b)

Sl.7. Parna kompresorska mašina koja radi po ciklusu Carnot:

a) šema instalacije; b)T-s dijagram

Utrošeni rad ciklusa jednak je razlici utrošenog rada u kompresoru i rada dobijenog u

ekspanderu

𝑙𝐶 = 𝑙𝐾𝑃 − 𝑙𝐸𝐾 = 𝑕2 − 𝑕1 − 𝑕3 − 𝑕4𝑠 (II.8)

Izobare se u području tečnosti poklapaju sa donjom graničnom krivom, pa površina

ispod izobare od stanja 0 sve do nekog stanja u ciklusu predstavlja razliku entalpija ta dva

stanja. na osnovu toga definišemo rad u ciklusu, tj količine toplote

𝑕2 − 𝑕0 = 𝑑𝑞𝑝2

0 = (0,3,2, 1′ , 0′ , 0); 𝑕1 − 𝑕0 = 𝑑𝑞𝑝

1

0 = 0,1, 1′ , 0′ , 0

(II.9)

pa se za utrošeni rad kompresora dobija

𝑙𝐾𝑃 = 𝑕2 − 𝑕1 = 𝑕2 − 𝑕0 − 𝑕1 − 𝑕0 = 1,2,3,0,1 (II.10)

a rad ekspandera

𝑙𝐸𝐾 = 𝑕3 − 𝑕4𝑠 = 𝑕3 − 𝑕0 − 𝑕4𝑠 − 𝑕0 = 0,3, 4𝑠 , 0 (II.11)


25

Toplota hlaĎenja dovedena isparivaču iznosi

𝑞0 = 𝑕1 − 𝑕4𝑠 ≈ 4,1, 1′ , 4𝑠′ , 4𝑠 (II.12)

a toplota odvedena u kondezatoru

𝑞 = 𝑞0 + 𝑙 ≈ 3,2, 1′ , 4𝑠′ , 3 (II.13)

tako da je rad ciklusa

𝑙𝑐 = 𝑞 − 𝑞0 ≈ 1,2,3, 4𝑠 , 1 (II.14)

1.2. Zamena ekspanzione mašine prigušnim ventilom u ciklusu Carnot

Rad dobijen u ekspanzionom cilindru je vrlo mali. To je posledica malog

raspoloţivog pada entalpija h3 - h4s i velikih mehaničkih i strujnih gubitaka u samom

ekspanzionom cilindru.

Nešto povoljniji proces ekspanzije, po pitanju mehaničkih gubitaka, bi se mogao

obavljati u hidrauličko-parnoj turbini (tzv.dvofazni ekspander). Kako je potencijalni rad koji

se dobija vrlo mali, a sloţenost procesa dvo-fazne ekspanzije velika, opravdano je ekspander

zameniti neuporedivo jeftinijim prigušnim ventilom (sl.8).

a) b)

Sl.8 Parna kompresorska mašina sa prigušnim ventilom:

a) šema mašine; b)ciklus u T-s dijagramu

Prigušenje radne materije predstavlja izentalpski proces (h=const.) , pa je izentropska

ekspanzija zamenjena nepovratnim izentalpskim procesom prigušivanja.

Stanje rashladnih fluida na kraju procesa prigušenja odreĎeno je tačkom u kojoj

izentalpa (h=const.) početnog stanja 3 seče liniju 𝑝0=const. Proces prigušenja je prikazan na

dijagramu linijom od tačke 3 do tačke 4.


26

UvoĎenjem procesa prigušenja toplota hlaĎenja se smanjuje od

𝑞0=𝑕1-𝑕4𝑠 (II.15)

na:

𝑞0𝑝=𝑕1-𝑕4, (II.16)

pa kako je h4s < h4 , to je toplota hlaĎenja ciklusa sa prigušivanjem 𝑞𝑜𝑝 manja od toplote

hlaĎenja ciklusa sa ekspanzionim cilindrom 𝑞0, tj.

𝑞𝑜𝑝 <𝑞0. (II.17)

Dok se utrošeni rad ciklusa povećava za izgubljeni rad u ekspanzionom cilindru, i

jednak je radu kompresora

𝑙𝑐𝑝=𝑙𝑘𝑝 =𝑕2-𝑕1 ≈ (1,2,3,0,1). (II.18)

Iz toplotnog bilansa sledi da je povećanje rada ciklusa ∆𝑙𝑐𝑝 jednako smanjenu toplote

hlaĎenja ∆𝑞𝑜𝑝 , jer se uvoĎenjem prigušnog ventila ne menja količina toplote odvedena u

kondezatoru

∆𝑙𝑐𝑝= ∆𝑞𝑜𝑝 = 𝑇0(𝑆4-𝑆3)= 𝑇0∆𝑆𝑝𝑟 , (II.19)

Posmatrano u T-s dijagramu imamo jednakost površina

(0,3, 4𝑠 ,0) = (4𝑠 ,4,4′ ,4𝑠′ ,4𝑠). (II.20)

Do ovog zaključka dolazimo da iz uslova h3=h4 → h3-h0 = h4-h0

iz kog sledi jednakost površina

(0,3, 4𝑠′ ,0′ ,0) = (1,4, 4′ ,0′ ,0). (II.21)

Ove dve površine imaju zajedničku površinu

(0, 4𝑠 ,4𝑠′ ,0′ ,0), (II.22)

pa zaključijemo da su

(0,3, 4𝑠 , 0) = (4𝑠 , 4, 4′ , 4𝑠′ , 4𝑠) → ∆𝑙𝑐𝑝= ∆𝑞𝑜𝑝 . (II.23)

Stepen suvoće vlaţe pare stanja 4 se moţe odrediti iz uslova da je

𝑕3 = 𝑕0 + 𝑐𝑃𝑇 𝑇 − 𝑇0 = 𝑕4 = 𝑕0 + 𝑥0𝑟0 (II.24)

pa sledi da je

𝑥0=𝑐𝑝𝑡 𝑇 −𝑇0

𝑟0 (II.25)

gde je:

c - srednji specifični toplotni kapacitet tečnosti [kJ/kg°K]

r0- latentna toplota isparavanja pri p0 = const.[kJ/kg].

Ukoliko je stepen suvoće vlaţne pare veći, to će i gubitak toplote hlaĎenja ∆𝑞0 i rad

ciklusa ∆𝑙𝑐𝑝 biti veći. Zato treba teţiti da 𝑥0 što je moguće više smanjo. Da bi smo ovo

postigli treba birati da temperature 𝑇 i 𝑇0 što je moguće više budu bliţe jedna drugoj, i da

odnos 𝑐𝑝𝑡 𝑟0 bude što je moguće manji.


27

1.3. Suvo usisavanje

Do sada je analiziran ciklus sa vlaţnim usisavanjem pare u kompresor. U takvom

ciklusu jedini nepovratni proces je proces prigušenja, pa je ciklus dosta pribliţan ciklusu

Carnot. Teoriski je dosta povoljan zbog većeg koeficijenta hlaĎenja, ali se iz praktičnih

nedostataka više ne primenjuje. Nedostaci vlaţnog usisavanja pare su:

veliki energetski i volumetriski gubici,

udar tečnosti i

tvrdi rad kompresora.

Kako bi izbegli ove nedostatke u radu kompresora usled usisavanja vlaţne pare

uvodimo suvo usisavanje.

Suvo usisavanje je moguće ostvariti pomoću:

suvog isparivača i

postavljanjem odvajača tečnosti.

Suvi isparivač radi tako što se u isparivač dozira onoliko rashladnog fluida koliko u

njemu ispari do stanja suvozasićene pare, što je srazmerno potrebnoj toploti hlaĎenja.

Kod tkz. preplavljenih isparivača cirkuliše više tečnosti nego što ispari ili je

zapremina isparivačaje ispunjena tečnošću. Kod ovakvih konstrukcija isparivača je

neophodno postaviti ovajač (separator) tečnosti kako bi proces suvog usisavanja bio

postignut. Separator tečnosti se postavlja odmah iza isparivača kako bi kopmresor usisavao

samo suvo zasićenu paru. Svojom specifičnom konstrukcijom separator tečnosti naglo menja

brzinu i smer strujanja vlaţne pare. Takvim strujanjem dolazi do odvajanja kapljica tečnosti,

usled veće mase kaplice tečnosti pri naglom skretanju usled velike inercije udaraju o zidove

skretnica i slivaju se u dno separatora.

Suvu zasićenu paru stanja 1 (Sl.9) usisava kompresor. Nakon izentropskog sabijanja u

kondezator ulazi pregrejana para stanja 2, kondezuje se i u prigušni ventil ulazi kao ključala

tečnost stanja 3. U prigušnom ventilu se para adijabatski prigušuje i iz ventila izlazi kao

vlaţna para stanja 4. Vlaţna para stanja 4 ulazi u separator pare S.

a) b)

Sl.9 Parna kompresorska mašina sa prigušnim ventilom i suvim usisavanjem:

a) šema mašine (S-separator); b) ciklus u T-s dijagramu


28

Toplota hlaĎenja se povećava prelaskom na suvo usisavanje (Sl. 9 b.) za ∆𝑞𝑜𝑠 gde je

∆𝑞0𝑠= 𝑕1-𝑕1𝑣 , (II.26)

pa je ukupna toplota hlaĎenja

𝑞0𝑝𝑠= 𝑞𝑜𝑝 + ∆𝑞0𝑠= 𝑕1𝑣- 𝑕4 + 𝑕1-𝑕1𝑣 = 𝑕1- 𝑕4 . (II.27)

U T-s dijagramu toplotu hlaĎenja predstavlja površina (4,1, 1′ ,4′ ,4).

Utrošeni rad ciklusa 𝑙𝑐𝑝 se takoĎe povećava, pa on sada iznosi

𝑙𝑐𝑝𝑠 = 𝑙𝑐𝑝+ ∆𝑙𝑐𝑠 = 𝑕2-𝑕1 ≈ (0,1,23,0), (II.28)

sledi da je keficijent hlaĎenja ciklusa sa prigušivanjem i suvim usisavanjem

휀𝑝𝑠 = 𝑞𝑜 𝑝𝑠

𝑙𝑐𝑝𝑠 =

𝑕1−𝑕4

𝑕2−𝑕1 (II.29)

Suvim usisavanjem dolazi do povećanja toplote hlaĎena, ali isto tako se povećava i

rad ciklusa. Uopšteno govoreći ciklus sa suvim usisavanjem ima manji koeficijent hlaĎenja,

jer u njemu imamo dodatni nepovratni proces izobarskog hlaĎenja na delu 2-2".

U zavisnosti od uslova eksploatacije rashladne parne mašine moţe doći do velikih

gubitaka usled prigušenja. To se najčešće dešava ukoliko je razlika temperatura 𝑇 i 𝑇𝑜

velika.U takvim slučajevima suvim usisavanjem se moţe čak i poproviti koeficijent hlaĎenja.

Ako cikus formalno podelimo na dva ciklusa, na osnovni ciklus (1𝑣 , 2",3,4,1𝑣) bez

suvog ususavanja i na pridodati ciklus (1𝑣,1,2,2",1𝑣), analizom njihovih koeficijenta hlaĎenja

moţemo videti efekat uvoĎenja suvog usisavanja na ukupni koeficijent hlaĎenja. Osnovni

ciklus je nepovratan na delu 3-4, gde se vrši adijabatsko prigušenje, a pridodati ciklus je

nepovratan na delu izobarskog hlaĎenja 2-2".

Efekat uvoĎenja suvog usisavanja na koeficijent ciklusa zavisi od odnosa koeficijenta

hlaĎenja ova dva sastavna ciklusa. UvoĎenjem suvog usisavanja koeficijent hlaĎenja ciklusa

će se poboljšati u slučajevima kad je koeficijet hlaĎenja pridodatog ciklusa veći od

koeficijenta hlaĎenja osnovnog ciklusa. tj. ako je

∆𝑞0𝑠

∆𝑙𝑠 >휀𝑝 , (II.30)

sledi da je

휀𝑝𝑠= 𝑞0𝑝+∆𝑞0𝑠

𝑙𝑐𝑝 +∆𝑙𝑠 >

𝑞0𝑝

𝑙𝑐𝑝. (II.31)


29

Uvodjenjem suvog usisavanja u levokretni ciklus je neizbeţno kod rashladnih mašina

koje rade sa R 744 (𝐶 𝑂2), jer se koeficijent hlaĎenja moţe znatno povećati. Ove mašine vrlo

često rade sa temperaturom ponora blizu kritične temperature 𝑇𝑘 .(Sl.10. a)

Sl.10 Mere za povećanje koeficijenta hlaĎenja: a) prelazak na suvo usisavanje (𝑇𝑝 < 𝑇𝑘𝑟 );

b) povećanje gornjeg pritiska ciklusa (za 𝑇𝑝 > 𝑇𝑘𝑟 )

U slučajevima da je temperatura ponora iznad kritične temperature, u tom slučaju

nemamo kondezaciju rashladnog fluida (Sl.10. b ). Povećanje pritiska p ima povoljan uticaj

na koeficijen hlaĎenja, jer je porast toplote hlaĎenja veći od porasta rada ciklusa.

Ovakav ciklus dosta odstupa od ciklusa Carnot, ali pored toga koeficijent hlaĎenja

ovakvog ciklusa je prihvatljiv zato sto su izobare (p=const.) u T-s dijagramu prilično

poloţene, jer se nalaze u blizini 𝑝𝑘= const.

Značajni argument u korist uvoĎenja suvog usisavanja pare, jeste veoma štetna pojava

razmene toplote u cilindru kopresora u slučaju vlaţnog usisavanja pare. Koeficijenti prelaza

toplote 𝛼 [W/m2˚K] za suvu i pregrejanu paru su znatno manji u odnosnu na vlaznu paru, pa

je razmena toplote sa okolinom manja.

Zaključak dosadašnje analize teoriskih kruţnih procesa sa rashladnim fluidima u

oblasti vlaţne pare je da je ciklus sa prigušenjem i suvim usisavanjem najpovoljniji kada se u

obzir uzmu praktični razlozi.


30

1.4. Mere za povećanje koeficijenta hlaĎenja

Koeficijen hlaĎenja predstavlja odnos realizovane toplote hlaĎenja i utrošenog rada u

samom ciklusu. Najbolji odnos ovih veličina ima teorijski Carnot cikus, koji predstavlja

odreĎenu graničnu vrenost kojoj treba teţiti. Lako se moţe zaključiti da uvoĎenje procesa

prigušenja i suvog usisavanja povećava nepovratnost praktičnog ciklusa, što dovodi do

odstupanja od ciklusa Carnot. Ovo za posledicu ima smanjenje koeficijenta hlaĎenja

praktičnog cikusa.

Kako je koeficijent hlaĎenja direktno proporcionalan toploti hlaĎenja, tj. specifičnoj masenoj rashladnoj sposobnosti, pa je jedan od pristupa povečanja koeficijenta hlađenja predstavlja povećanje toplote hlađenja 𝑞0.

Rad ciklusa je obrnuto proporcionalan koeficijentu hlaĎenja, pa treba naći načine za

njegovo smanjenje, što predstavlja drugi način u cilju povećanja koeficijenta hlaĎenja.

Na osnovu ovih zaključaka dolazimo do osnovnih mera koje se primenjuju u cilju

povećanja koeficijenta hlaĎenja:

prehlaĎivanje kondenzata,

višestepeno prigušivanje,

višestepeno sabijanje sa meĎuhlaĎenjem.

1.4.1. Prehlađivanje kondenzata

PredhlaĎivanje, kao jedna od osnovih mera povećanja koeficijenta hlaĎenja, ostvaruje

se tako što se kondezovani rashladni fluid izobarski ohladi. Rashladni fluid se hladi na

pritisku kondenzacije od temperature T do temperature podhlaĎivanja Tph .

Efikasnost cikusa sa procesom prigušenja direktno zavisi od temperaturske razlike

𝑇 − 𝑇0 . Što je razlika veća, toplota hlaĎenja je manja. PothlaĎivanjem se smanjuje

temperaturska razlika, a povećava toplota hlaĎenja 𝑞0 za ∆𝑞0.(Slika 11.b)

PrehlaĎivanje kondenzata se moţe izvršiti na više načina:

spoljašnje prehlaĎivanje kondenzata,

unutrašnje prehlaĎivanje kondenzata sušenjem pare,

unutrašnje prehlaĎivanje kondenzata pregrevanjem pare.

Najpovoljnije praktično izvoĎenje pothlaĎivanja tečnog rashladnog fluida, vrši se

vodom kao sekundarnim fluidom za hlaĎenja kondenzatora. Temperatura vode mora da bude

niţa od temperature kondenzacije u realnom ciklusu.


31

PodhlaĎivanje vodom se vrši ili u samom kondenzatoru ili prehlaĎivaču, posebnom

razmenjivaču toplote koji pothlaĎuje tečni rasladni fluid posle izlaska iz kondezatora, a

neposredno pre ulaska u prigučni ventil. Ovakav ciklus sa pothlaĎivanjem se naziva

spoljašnje pothlaĎivanje kondenzata. Šema instalacije sa spoljačnjim pothlaĎivanjem je dat

na Sl.11.a., a ciklus u T-s dijagramu na Sl.11.b.

a) b)

Sl.11 Spoljašnje prehlaĎivanje kondezata: a) šema instalacije; b) ciklus u T-s dijagramu

Na sl.11.b. u T-s dijagramu su prikazana dva ciklusa, jedan sa pothlaĎivanjem

(1,2,3′ ,4′ ,1) i ciklus bez pothlaĎivanja (1,2,3,4,1). Sa dijagrama se vidi da uvoĎenjem

spoljašnjeg prehlaĎivanja toplota hlaĎenja se povećava za ∆𝑞0 ≈ (4′ ,4,40,4),tj.

∆𝑞0𝑃𝑕𝑠= 𝑞0𝑝𝑠+ ∆𝑞𝑜𝑃𝑕𝑠 , (II.32)

dok se rad sabijanja ne menja

𝑙𝑐𝑃𝑕𝑠 = 𝑙𝑐𝑝𝑠 , (II.33)

na osnovu čega sledi zaključak

휀𝑃𝑕𝑠= 𝑞𝑜𝑃 𝑕𝑠

𝑙𝑐𝑃 𝑕𝑠 =

𝑞0𝑝𝑠 +∆𝑞0𝑃𝑕𝑠

𝑙𝑐𝑝𝑠 > 휀𝑝𝑠=

𝑞0𝑝𝑠

𝑙𝑐𝑝𝑠. (II.34)

Dolazimo do zaključka da spoljašnjim prehlaĎivanjem kondenzata koeficijent

hlaĎenja se uvek poboljšava.

Kod unutrašnjeg prehlaĎivanja kondenzata se proces razmene toplote odigrava unutar

samog ciklusa. U supronosmernom razmenjivaču toplote kondenzat struji od kondenzatora ka

prigušnom ventilu, toplota oduzeta kondenzatu se predaje vlaţnoj ili suvoj pari na izlasku iz

isparivača. U zavisnosti od vrste ciklusa para rashladnog fluida se dovodi od stanja vlaţne

pare, do stanja suve pare ili se suva para pregrejava.

U slušaju kada se toplota kondenzata koristi za sušenje vlaţne pare, nemamo

poboljšanje koeficijenta hlaĎenja , ali se ovakvi ciklusi koriste kao vid zaštite kompresora od

"tečnog udara".

Do "tečnog udara" dolazi zbog kvara separatora tečnosti ili usled naglog porasta

toplotnog opterećenja.


32

PrehlaĎivanje kondenzata pregrevanjem suve pare rashladnog fluida, najčešce se

koristi kada je temperaturna razlika izvora i ponora toplote velika. Što je vrlo čest slučaj kod

ciklusa koji rade sa ugljen-dioksidom kao rashladnim fluidom, u slučaju visoke temperature

rashladne vode kondenzatora. U ovim slučajevima moţe doći do značajnijeg poboljšanja

koeficijenta hlaĎenja.

OdreĎeno minimalno prehlaĎivanje kondenzata, nezavisno od termodinamičkog

efekta je neophodno. Usled smanjenja geodezijske visine i zbog trenja u cevovodu dolazi do

odreĎenog pada pritiska, što bi moglo da dovede do neţeljenog ključanja kondenzata pre

ulaska u prigušni ventil. Da se ovo ne bi dešavalo, uvek je neophodno u odrĎenoj meri

prehladiti kondenzat kako bi se praktični proces nesmetano odvijao, nezavisno od toga da li

je ciklus sa prehlaĎivanjem ili ne.

1.4.2. Sabijanje u više stupnjeva

Ukoliko je odnos pritisaka u ciklusu 𝑝 𝑝0 veliki, što praktično zavisi od razlike

temperatura T i To, sabijanje u više stupnjeva predstavlja efikasan način poboljšanja

koeficijenta hlaĎenja. Sabijanjem u dva ili više stupljeva se veliki rad sabijanja moţe

smanjiti, pod uslovom da se vrši meĎuhlaĎenje izmeĎu svakog stupnja sabijanja. U

termodinamičkom pogledu, višestepeno sabijanje bez meĎuhlaĎenja nema nikakav smisao.

MeĎuhlaĎenje se moţe izvršiti na dva osnovna načina:

spoljašnje meĎuhlaĎenje i

unutrašnje meĎuhlaĎenje.

Izotermski način sabijanja bi termodinamički bio najpovoljniji (𝑇 =const.), ali je kod

rashladnih mašina cilj povišenje temperature, a ne povišenje pritiska 𝑝 do 𝑝0 . Sa

termodinamičke strane bi proces sabijanja najpovoljniji ako bi izentropski sabijali od 𝑇0 do 𝑇 ,

a zatim izetermsko sabijanje do pritiska 𝑝𝑘 , koji vlada u kondenzatoru. Kako su opisani

procesi povratni, ciklus bi se pribliţio Carnot ciklusu.(Sl.12.)

Sl.12 Najpovoljniji proces sabijanja u T-s i p-h dijagramu


33

Sabijanje u više stupnjeva je vrlo efikasan način povećanja koeficijenta hlaĎenja kada

je temperatura u isparivaču 𝑇0 dosta niska. Kod odnosa pritisaka 𝑝 𝑝0 > 4,5 , najpovoljnije je

dvostepeno sabijanje, jer bi dalje povećanje stepena sabijanja bilo investiciono neisplativo.

Za veće odnose pritisaka primenjuje se sabijanje u više stupnjeva. Odnos pritisaka sabijanja

se uzima da bude isti za sve stupnjeve, pa je

𝑝1

𝑝0∙𝑝2

𝑝1∙𝑝3

𝑝2∙ ⋯ ∙

𝑝𝑛−1

𝑝𝑛−2∙

𝑝

𝑝𝑛−1 = 𝜔𝑛 , (II.35)

gde je:

n-broj stupnjeva sabijanja, 𝜔-odnos pritisaka sabijanja i on iznosi

𝜔 = 𝑝

𝑝0

𝑛 .

(II.36)

Za dvostepeno sabijanje biće

𝑝

𝑝𝑚 =

𝑝𝑚

𝑝0, (II.37)

odakle sledi

𝑝𝑚= 𝑝 ∙ 𝑝0 . (II.38)

U stupnjevima niţih pritisaka je stvarni odnos pritisaka nešto veći za 10%, a manje u

stupnjevima viših pritisaka. Do ovoga dolazi jer su gubici pritiska u ventilima,

cevovodovima, i meĎuhladnjacima niţi u stupnjevima niţeg pritiska.


34

1.4.2.1. Dvostepeno sabijanje sa spoljašnjim meĎuhlaĎenjem

Ukoliko se raspolaţe dovoljnom količinom nekog fluida pogodne temperature,

spoljašnje meĎuhlaĎenje, prehlaĎivanje kondenzata, hlaĎenje kondenzatora najčešće se vrši

tim fluidom.

Šema instalacije sa dvostepenim sabijanjem i spoljašnjim meĎuhlaĎenjem prikazana

je na sl. 10.a, dok je ciklus u T-s dijagramu i log p-h dijagramu prikazan na Sl.13.b i Sl.13.c.

a) b) c)

Sl.13 Dvostepeno sabijanje sa spoljašnjim meĎuhlaĎenjem:

a) šema instalacije; b) ciklus u T-s dijagramu; c) log p-h dijagramu

UvoĎenje dvostepenog sabijanja ne menja toplotu hlaĎenja 𝑞0, jer se protok i vrednost

entalpija na ulasku odnosno izlasku iz isparivača ne menjaju.

Ako sa "prim" označimo vrednosti ciklusa sa dvostepenim sabijanjem, imamo

𝑞0′ = 𝑕1 - 𝑕4 = 𝑞0. (II.39)

Utrošeni rad cikusa, koji se kod dvostepenog sabijanja sastoji od zbira radova kompresora

niskog pritiska (𝐾𝑃𝑁𝑃) i kompresora visokog pritiska (𝐾𝑃𝑉𝑃), se smanjuje, jer je

𝑙′= 𝑙𝑁𝑃 + 𝑙𝑉𝑃 = (𝑕2′ − 𝑕1) + 𝑕2‴ − 𝑕2″ < 𝑕2 − 𝑕1 = 𝑙. (II.40)

UvoĎenjem dvostepenog sabijanja sa meĎuhlaĎenjem se ostvaruje ušteda predstavljena

razlikom

∆𝑙 = 𝑙 - 𝑙′ = 𝑕2 − 𝑕1 − (𝑕2′ − 𝑕1) − 𝑕2‴ − 𝑕2″ . (II.41)

Kako je

𝑕2 − 𝑕1 = 𝑕2 − 𝑕2′ + (𝑕2′ − 𝑕1), (II.42)

sledi da je ušteda u radu

∆𝑙 = 𝑕2- 𝑕2′ - (𝑕2‴ - 𝑕2″ ). (II.43)

Ušteda u radu ∆𝑙 u T-s dijagramu je predstavljena šrafiranom površinom 2 , 2′ , 2″ , 2‴ , 2 . Koeficijent hlaĎenja će se ovakvim ciklusom poboljšati i iznosi

휀 ,= 𝑞0

′

𝑙 ′ =

𝑞0

𝑙−∆𝑙 >휀 =

𝑞0

𝑙.

(II.44)


35

1.4.2.2. Dvostepeno sabijanje sa unutrašnjim meĎuhlaĎenjem

Unutrašnje meĎuhlaĎenje pregrejane pare posle prvog stepena sabijanja je

najjednostavnije izvesti ubrizgavanjem prigušenog ili prehlaĎenog kondenzata u pregrejanu

paru posle prvog stepena sabijanja. Pregrejana para je stanja 2′ na pritisku 𝑝𝑚 , po izlasku iz

kompresora niskog pritiska (𝐾𝑃𝑁𝑃). Nakon ubrizgavanja kondenzata, kondenzat isparava

oduzimajući toplotu pregrejanoj pari stanja 2′ pri 𝑝𝑚=const. Nakon adijabatskog mešanja,

novonastala pregrejana para je stanja 2″ .(Sl.14)

Sl.14 Dvostepeno sabijanje sa unutrašnjim meĎuhlaĎenjem:

a) šema instalacije; b) ciklus u T-s dijagramu; c) log p-h dijagramu

Poţeljno je da para stanja 2″ bude pregrejana, jer se ona nalazi na usisu kompresora

visokog pritiska (𝐾𝑃𝑉𝑃), jer je usis vlaţne pare nepoţeljan.

Kod instalacije sa unutrašnjim meĎuhlaĎenjem, protok kompresora visokog pritiska

veći je od protoka kompresora niskog pritiska za količinu ubrizganog kondenzata.

Iz bilansa entalpija za adijabatsko mešanje 1 kg pregrejane pare stanja 2′ i 𝑔 kg vlazne pare

stanja 4, imamo

𝑕2′ + 𝑔𝑕4 = (1+𝑔 )𝑕2″ , (II.45)

ako u log p-h dijagramu (sl.14.c.) usvojimo razmeru da je duţ 4-2″ jednaka 1, onda

1+𝑔 predstavlja duţ 4-2', pa imamo

𝑔 = 𝑕2′−𝑕2″

𝑕2″ −𝑕4 1+𝑔 =

𝑕2′ −𝑕4

𝑕2″ −𝑕4 (II.46)

Kako je protok kroz isparivač ostao nepromenjen i toplota hlaĎena ostala ista kao kod sistema

bez ubrizgavanja vlaţne pare,tj

𝑞0′ = 𝑕1 − 𝑕5= 𝑞0, (II.47)

rad kopresora niskog pritiska je

𝑙𝑁𝑃′ = 𝑕2′ − 𝑕1, (II.48)


36

dok je rad kompresora visokog pritiska

𝑙𝑉𝑃′ = (1+𝑔 )(𝑕2‴ − 𝑕2″ ) =

𝑕2′ −𝑕4

𝑕2″ −𝑕4 (𝑕2‴ − 𝑕2″ ). (II.49)

Koeficijent hlaĎenja ciklusa sa unutrašnim meĎuhlaĎenjem je

휀 ′= 𝑞0

′

𝑙 ′ =

𝑞0

𝑙𝑁𝑃′ + 𝑙𝑉𝑃

′ ≠ 휀 = 𝑞0

𝑙.

(II.50)

Kako je 𝑞0 = 𝑞0′ , odnos koeficijenata hlaĎenja ciklusa sa unutrašnjim meĎuhlaĎenjem

휀 ′ i klasičnog ciklus 휀 ,u zavisisnosti je samo od količine upotrebljenog rada u ovim

ciklusima. To znači da će koeficijent hlaĎenja 휀 ′ ciklusa sa ubrizgavanjem biti veći ako i

samo ako je

𝑙𝑁𝑃′ + 𝑙𝑉𝑃

′ < 𝑙 . (II.51)

Da bi bilo moguće uporeĎivati priraštaj rada u cikusima, moramo ih izraziti po 1 kg

rashladnog fluida kroz isparivač, i on iznosi

∆𝑙 = 𝑙′ − 𝑙 = 1 + 𝑔 𝑕2‴ − 𝑕2″ − (𝑕2 − 𝑕2′ ), (II.52)

tj.

∆𝑙 =𝑕2′ −𝑕4

𝑕2″ −𝑕4 𝑕2‴ − 𝑕2″ − (𝑕2 − 𝑕2′ ). (II.53)

U zavisnosti od karakterističnih temperatura ciklusa i od termofizičkih karakteristika

rashladnog fluida, utrošeni rad ciklusa se povećao ∆𝑙 > 0 ili smanjio ∆𝑙 < 0. Lako se moţe

desiti da smanjenje jediničnog rada kompresora bude nadoknaĎeno povećanjem protoka.

Površina (2′ , 2″ , 2‴ , 2 , 2′) na Sl.14.b u T-s dijagramu u slučaju ciklusa sa

unutrašnjim meĎuhlaĎenjem sa ubrizgavanjem vlaţne pare, ne predstavlja uštedu u radu

kompresora visokog pritiska, jer se protok kompresora visokog pritiska povećao za 𝑔 , tj. on

je sada na 1+𝑔 kg. Pa je površina koja predstavlja uštedu manja od (2′ , 2″ , 2‴ , 2 , 2′) za

površinu 𝑔 × (2″ , 2‴ , 3 , 4′ , 2″ ).

Ubrizgavanje vlaţne pare, kao vid meĎuhlaĎenja dovodi do povećanja koeficijenta

hlaĎenja u ciklusima koji rade sa rashladnim fluidima, kojima je toplota isparenja 𝑟𝑘dovoljno

velika ili toplotni kapacitet pregrejane pare mali 𝑐𝑝𝑝 . Povoljan odnos 𝑟𝑘 𝑐𝑝𝑝 ima amonijak,

pa se ovakvim meĎuhlaĎenjem postiţe značajna ušteda rada, jer se meĎuhlaĎenjem para hladi

do zasićenja.


37

1.5. Višestepeno prigušenje

Instalacije sa višestepenim prigušenjem Sl.15.a su razgranate, što znači da protok u

isparivaču i kondenzatoru nije jednak. Da bi se kod ovakvih ciklusa odredio koeficijent

hlaĎenja, potrebno je odrediti odnos protoka kroz pojedine grane instalacije. Protoci kroz

pojedine grane se mogu izraziti po jedinici protoka kondenzatora ili isparivača. Kod

višestepenog prigušenja pogodnije je protoke izraziti po jedinici protoka kondenzatora.

Sl.15.a Šema instalacije trostepenog prigušenja

Izlaskom ključale tečnosti iz kondenzatora (stanje 7) ona prolazi kroz prigušni ventil

(𝑃𝑉𝐼) i prigušuje se od pritiska kondenzacije 𝑝𝑘 do meĎupritiska 𝑝𝑚1. U procesu prigušenja

nastaje 𝑥𝑚1 = 𝑥8 kg pare, nastalu paru odvajamo u separatoru pare 𝑆𝐼 . Iz separatora se

suvozasićena para (stanja 5) usisava kompresorom (𝐾𝑃𝐼), nakon čega se izentropski sabija do

pritiska kondenzacije 𝑝𝑘 (stanje 6). Ostatak od (1-𝑥𝑚1 ) kg se kao ključala tečnost na

meĎupritisku 𝑝𝑚 (stanje 9) odvodi do prigušnog ventila ( 𝑃𝑉𝐼𝐼) , gde se prigušuje do

meĎupritiska 𝑝𝑚2. Pri prigušenju kroz prigušni ventil (𝑃𝑉𝐼𝐼) nastaje vlaţna para (stanja 10),

koja je 𝑥𝑚2 = 𝑥10 stepena suvoće. Vlaţna para se u separatoru (𝑆𝐼𝐼) odvaja na suvozasićenu

paru (stanja 3) i ključalu tecnost (stanja 11). Kompresor (𝐾𝑃𝐼𝐼) usisava suvozasićenu paru u

količini od 𝑥𝑚2(1-𝑥𝑚1) kg pare i izentropski je sabija do pritiska kondenzacije 𝑝𝑘 (staje 4).

Ostatak od (1-𝑥𝑚2) (1-𝑥𝑚1) kg kao ključala tečnost se prigušuje u prigušnom ventilu (𝑃𝑉𝐼𝐼𝐼)

do pritiska isparenja 𝑝0(stanje 12). Kompresor 𝐾𝑃𝐼𝐼𝐼 izentropski sabija suvozasićenu paru

(stanje 1) do pritiska kondenzacije 𝑝𝑘 (stanje 2).


38

Sl.12.b Ciklus u T-s dijagramu Sl.12.c Cilkus u log p-h dijagramu

Specifična masena rashladna sposobnost po kg rashladnog fluida koji dospeva u

isparivač je

𝑞01 = 𝑕1 − 𝑕12 = 𝑕0″ − 𝑕𝑚2

′ . (II.54)

Kako je odnos protoka kroz pojedine grane instalacije izraţen preko 1 kg fluida koji

proĎe kroz kondenzator, to je toplota hlaĎenja po 1 kg protoka kroz kondenzator

𝑄0 = (1-𝑥𝑚2)(1-𝑥𝑚1) 𝑞01 = (1-𝑥𝑚2)(1-𝑥𝑚1)(𝑕0″ − 𝑕𝑚2

′ ). (II.55)

Utrošeni radovi kroz kompresore po 1 kg protoka kroz kondenzator su:

𝐿𝐼 = 𝑥𝑚1 𝑕6 − 𝑕5 (II.56)

𝐿𝐼𝐼 = 𝑥𝑚2(1-𝑥𝑚1) (𝑕4 − 𝑕3) (II.57)

𝐿𝐼𝐼𝐼 = (1-𝑥𝑚2) (1-𝑥𝑚1)(𝑕2 − 𝑕1). (II.58)

Pa je ukupni utrošeni rad sva tri kompresora po 1 kg protoka kroz kondezator

𝐿 = 𝐿𝐼 + 𝐿𝐼𝐼+ 𝐿𝐼𝐼𝐼 , (II.59)

a koeficijent hlaĎenja kod višestepenog prigušenja

휀𝑉𝑃 = 𝑄0

𝐿. (II.60)

Iz uslova adijabatskog prigušenja mogu se odrediti stepeni suvoće 𝑥𝑚1, 𝑥𝑚2:

𝑕8 = 𝑕7 = 𝑕′ = 𝑥𝑚1𝑕𝑚1″ + (1-𝑥𝑚1)𝑕𝑚1

′ = 𝑥𝑚1𝑕5 + (1-𝑥𝑚1)𝑕9 (II.61)

𝑕10 = 𝑕9 = 𝑕𝑚1′ = 𝑥𝑚2𝑕𝑚2

″ +(1-𝑥𝑚2)𝑕𝑚2′ = 𝑥𝑚2𝑕3 + (1-𝑥𝑚2)𝑕11 , (II.62)


39

odakle sledi

𝑥𝑚1= 𝑕 ′ −𝑕𝑚 1

′

𝑕𝑚 1″ −𝑕𝑚 1

′ = 𝑕8−𝑕9

𝑕5−𝑕9 (II.63)

𝑥𝑚2= 𝑕𝑚 1

′ −𝑕𝑚 2′

𝑕𝑚 1″ −𝑕𝑚 2

′ = 𝑕10−𝑕11

𝑕3−𝑕11. (II.64)

Pošto se samo para iz trećeg stupnja prigušenja sabija od pritiska 𝑝0 do pritiska 𝑝𝑘 ,

imamo značajnu uštedu rada u cuklusu

∆𝐿 = ∆𝐿𝐼 + ∆𝐿𝐼𝐼 =

= 𝑥𝑚1[(𝑕2 − 𝑕1) − (𝑕6 − 𝑕5)] + 𝑥𝑚2(1-𝑥𝑚1)[(𝑕2 − 𝑕1) − (𝑕4 − 𝑕3)].

(II.65)

Višestepenim prigušenjem od pritiska 𝑝𝑘 do pritiska p, u isparivač dospeva više

tečnosti nego pri jednostepenim prigušeivanjem. Kako je izbegnuto nepotrebno hlaĎenje 𝑥𝑚1

kg pare od temperature 𝑡𝑚1 do temperature isparenja 𝑡0 i 𝑥𝑚2(1-𝑥𝑚1) kg pare, od temperature

𝑡𝑚2 do temperature 𝑡0, povećanje količine tečnosti koja dospeva u isparivač je

∆𝑥 =𝑥𝑚1𝑐𝑝𝑝 𝑡𝑚1 − 𝑡0 + 𝑥𝑚2(1 − 𝑥𝑚1)𝑐𝑝𝑝 (𝑡𝑚2 − 𝑡0)

𝑟0

(II.66)

pa se toplota hlaĎenja povećava za

∆𝑄 = ∆𝑥 𝑟0 = 𝑥𝑚1𝑐𝑝𝑝 𝑡𝑚1 − 𝑡0 + 𝑥𝑚2 1 − 𝑥𝑚1 𝑐𝑝𝑝 𝑡𝑚2 − 𝑡0 . (II.67)

Koeficijent hlaĎenja cikusa sa višestepenim prigušenjem 휀𝑉𝑃 je veći od ciklusa sa

jednostepenim prigušenjem i suvim usisavanjem, tj.

휀𝑉𝑃 > 휀𝑝𝑠 . (II.68)

U zavisnosti od temperaturskih razlika, zavisi koliko je povećanje toplote hlaĎenja.

Što je veća razlika temperatura veća je i razlika toplote hlaĎenja. Analizom izraza se

zaključuje da se koeficijent hlaĎenja najviše povećava zbog ušteda u radu. Povečavanjem

broja prigušnih stupnjeva povećava se i koeficijent hlaĎenja, ali je prirast koeficijenta

hlaĎenja na višim stupnjevima prigušivanja opadajući. Zbog ovoga je najveći primenjeni broj

stupnjeva prigušenja tri, na osnovu tehničko-ekonomske analize.


40

2. Rashladni fluidi

Radna materija koja u rashladnoj mašini ili toplotnoj pumpi obavlja levokretni ciklus

naziva se primarni rashladni fluid, ili kraće, rashladni fluid.

Sekundarni rashladni fluid je fluid koji oduzima toplotu hlaĎenja od hlaĎenog objekta

(izvora toplote) i predaje je primarnom rashladnom fluidu. Pri tome sekundarni rashladni

fluid kruţi kao posrednik, u zatvorenom toku izmeĎu hlaĎenog objekta i rashladne mašine.

Potrošno rashladno sredstvo, ili samo rashladno sredstvo, naziva se materija koja

menjajući (obično i agregatno) stanje u otvorenom sistemu oduzima toplotu od hlaĎenog

objekta trošeći se neprekidno (npr: tečni azot, vodeni ili suvi led, razne rashladne smeše...).

2.1. Izbor rashladnog fluida

Termodinamičke i tehnoekonomske performanse rashladne mašine, njena

konstrukcija, dimenzije i ostale tehničke i eksploatacione karakteristike u mnogome zavise od

vrste primenjenog rashladnog fluida. Iz toga proističu brojni zahtevi, koje radna materija

mora ispuniti, da bi se mogla uspešno primeniti kao rashladni fluid.

Često se nudi istovremeno veći broj jednokomponentnih materija i mešavina za koje

treba utvrditi da li bi se mogle primeniti kao rashladni fluidi konkretnih tipova rashladnih

mašina. Pri tome, pošto najčešće nijedna od njih ne ispunjava sve postavljene zahteve, izbor

se uvek svodi na nalaţenje prihvatljivog kompromisa. Osim toga, imajući u vidu i stalno

proširivanje, pooštravanje ili promenu zahteva koji se postavljaju pred rashladni fluid, sam

izbor treba povremeno preispitati. Zbog toga se danas koristi veliki broj različitih rashladnih

fluida, neki se zamenjuju novim, a neki, koji su u prošlosti napušteni, vraćaju se u upotrebu.

Da bi rashladna mašina radila sa što boljim efektom uz što manju upotrebu sredstava

u raznim oblicima ( utrošak energije za pogon mašine, utrošak vode za hlaĎenje

kondenzatora, utrošak materijala za samu konstrukciju mašine, itd.), rashladni fluid treba da

bude pogodan za odreĎeni ciklus koji najviše odgovara potrebama hlaĎenja. Radna materija

mora da ispunjava što bolje odreĎene termičke, fizičke i hemijske uslove, sa druge strane

postoje brojna zdravstvena, hemijska i ekološka ograničenja.

Radi preglednosti, kriterijumi za ocenu pogodnosti korišćenja, neke materije u

svojstvu rashladnog fluida se mogu, po srodnosti, sistematizovati u više grupa.


41

2.2. Termodinamički kriterijumi za izbor rashladnog fluida

Koeficijent hlaĎenja ne bi uopšte zavisio od karakteristika primenjenog rashladnog

fluida, kada bi ciklus rashladne mašine bio povratan. U tom slučaju svi bi rashladni fluidi bili

podjednako pogodni u termodinamičkom pogledu. Kako to u praksi nije moguće, treba teţiti

da stepen nepovratnosti realnog ciklusa bude što je moguće manji. To je moguće ostvariti

dobrim izborom rashladnog fluida koji bi trebalo da ispunjava sledeće termodinamičke

kriterijume:

velika toplota isparavanja 𝑟 →manji maseni protoci rashladnog fluida ;

mali specifični toplotni kapacitet tečnosti 𝑐𝑝𝑡 , a time ujedno i mali specifični toplotni

kapacitet ključale tečnosti c'x→donja granična kriva strmija, a nepovratnost procesa

prigušivanja manja;

odnos 𝑐𝑝𝑡 /𝑟 što manji →manji je uticaj prigušivanja na sniţavanje koeficijenta

hlaĎenja;

specifični toplotni kapacitet pregrejane pare 𝑐𝑝𝑝 što veći → tada su izobare pregrejane

pare poloţenije;

specifični toplotni kapacitet suvozasićene pare 𝑐𝑠𝑎𝑡,,

što veći (pošto je obično 𝑐𝑠𝑎𝑡,, < 0,

da bude što manji po apsolutnom iznosu) → tada je gornja granična kriva strmija;

odnos 𝑐𝑝𝑝 /𝑐𝑠𝑎𝑡,,

što veči po apsolutnom iznosu →tada je višak utrošenog rada usled

suvog usisavanja manji;

da je zapreminska toplota isparavanja 𝑟/𝑣 ,, što veća → tada je i specifična

zapreminska rashladna sposobnost 𝑞0𝑉veća, a zapreminski protoci manji.

Osim napred navedenih kaloričkih, poţeljno je da rashladni fluid ispunjava i sledeće

termičke kriterijume:

da je temperatura zamrzavanja dovoljno niţa od najniţe temperature u ciklusu.

Da je kritična temperatura dovoljno viša od temperature kondenzacije. Ovaj uslov

proističe iz uticaja veličine toplote isparavanja, nagiba graničnih krivih, kao i

specifičnih toplotnih kapaciteta tečne i parne faze na koeficijent hlaĎenja. Sve napred

navedene karakteristike su jako nepovoljne u blizini kritične tačke, pa je u tom

području nepovratnost ciklusa velika, a koeficijent hlaĎenja jako mali.

Da su pritisci isparavanja viši od atmosferskog, a da su pritisci kondenzacije što niţi -

jer tada nema opasnosti od prodiranja vazduha u instalaciju, a mehanička opterećenja

zidova cevi i ureĎaja od unutrašnjeg nadpritiska su manja.

Da je eksponent izentrope 𝜅 = 𝑐𝑝 𝑐𝑣 što manji.


42

2.3. Termofizički kriterijumi

Poţeljno je da rashladni fluid ima sledeće termofizičke karakteristike:

malu kinematsku 𝜈 i dinamičku 𝜇 viskoznost i tečne i parne faze →tada je manji rad

trenja u cevovodima;

velike koeficijente provoĎenja toplote λ i tečne i parne faze; ispunjavanje ovog

zahteva uz prethodni zahtev doprinosi ostvarivanju viših koeficijenata prelaza toplote

čime se štedi na površinama razmenjivača ili smanjuje nepovratnost pri razmeni

toplote;

mali površinski napon γ, jer su tada odgovarajući koeficijenti prelaza toplote veći.

One termofizičke osobine rashladnog fluida, koje znatno utiču na koeficijente

prelaţenja toplote (najviše zbog uticaja na neophodne razlike temperatura pri razmeni toplote

u isparivaču i kondenzatoru), takoĎe su od uticaja na nepovratnost realnog ciklusa, pa zbog

toga i na mesto datog rashladnog fluida na rang listi termodinamičke pogodnosti.

2.4. Fizički i hemijski kriterijumi

Poţeljno je da rashladni fluid ima sledeće fizičke i hemijske osobine:

da je hemijski stabilan na svim pritiscima i temperaturama koji vladaju u

instalaciji.

Da nije korodivan i da je kompatibilan sa svim materijalima u instalaciji.

Rashladni fluid ne sme da rastvara i degradira plastične materijale i elastomere u

instalaciji, kao i lak namotaja elektromotora (kod hermetičkih i poluhermetičkih

kompresora). Posebno je poţeljna neagresivnost prema bakru, koji je veoma pogodan

za izradu cevovoda i razmenjivača toplote. Isto tako ne sme hemijski da reaguje sa

uljem za podmazivanje kompresora.

Da rastvara eventualno prisutnu vodu u instalaciji i da taj rastvor nije

korodivan. Rastvorljivost vode u rashladnim fluidima opada sa sniţavanjem

temperature, pa bi se moglo desiti da tečnost rashladnog fluida, koja je na temperaturi

kondenzacije nezasićena vodom, tokom prigušivanja počne da oslobaĎa vodu, jer joj

je rastvorljivost usled sniţavanja temperature pala. Izdvojena voda se na

temperaturama ispod 0°C smrzava začepljujući poprečni presek prigušnog organa

(prigušni ventil ili kapilarna cev). Ugljovodonici i potpuno halogenizovani freoni

veoma slabo rastvaraju vodu, dok je rastvorljivost delimično halogenizovanih

ugljovodonika nešto veća. pa su kod ovih fluida efikasno sušenje i sušači neophodni.

Neorganski rashladni fluidi uglavnom dobro rastvaraju vodu (amonijak u svim

razmerama), pa takve instalacije ne zahtevaju posebno efikasno sušenje i sušače,

izuzev ako je rastvor sa vodom jako korodivan.

Da je nezapaljiv i neeksplozivan. Veoma je poţeljno da je rashladni fluid nezapaljiv

i neeksplozivan. Ako ipak jeste, poţeljno je da su razlike koncentracija izmeĎu

gornjih i donjih granica zapaljivosti što manje (jer je time manji i rizik nastanka

eksplozije), da su pri eksploziji maksimalni pritisci što niţi, a vreme eksplozije duţe.


43

Da se lako detektuje njegovo prisustvo. Poţeljno je da se rashladni fluid lako

detektuje i pri najmanjim koncentracijama.

Da ima visoku dielektričnu otpornost. Ovu osobinu moraju posedovati rashladni

fluidi koji se primenjuju u instalacijama sa hermetčkim ili poluhermetičkim

kompresorima kod kojih rashladni fluid dolazi u direktan kontakt sa namotajima

elektromotora.

Da je tečnost potpuno meĎusobno rastvorljiva sa uljima za podmazivanje. U

slučajevima kada se rashladni fluid i ulje meĎusobno ne rastvaraju, na površinama za

razmenu toplote se formira tanak film ulja koji značajno smanjuje koeficijent prolaza

toplote.

Freoni, na ţalost, rastvaraju mineralna ulja samo kada imaju atome hlora u molekulu

(CFC i HCFC fluidi), a takvi freoni se, kao štetni po ozonski sloj, zabranjuju po

Montrealskom protokolu.

Imajući u vidu da se sa ugradnjom odvajača ulja količina ulja koja ode sa parom

rashladnog fluida u kondenzator, moţe značajno smanjiti, kao i da se problem nedostatka ulja

u karteru kompresora kod većih rashladnih instalacija moţe zadovoljavajuće rešiti,

eventualna nerastvorljivost ulja u rashladnom fluidu (npr. u tečnom amonijaku) ne smatra se

presudnim nedostatkom.

2.5. Biohemijski i ekološki kriterijumi

Da ne deluje štetno po ljude i ţivotinje. Rashladni fluid ne bi trebalo da bude

toksičan i kancerogen, niti da genetski deluje na ljude i ţivotinje, pri kratkotrajnom

izlaganju visokim ili pri dugotrajnom izlaganju niskim koncentracijama..

da ne deluje štetno na namirnice.

da ne deluje nepovoljno na okolinu. Rashladni fluid ne sme trajno zagaĎivati

okolinu, a poţeljno je da se u okolini brzo razgraĎuje bez štetnog dejstva po eko-

sisteme. Štetno delovanje po ozonski sloj izraţava se tzv. ODP(Ozone Depletion

Potential) faktorom koji pokazuje koliko puta više dato jedinjenje uništava ozon u

odnosu na R 12 (CF2Cl2) za koji je usvojena referentna vrednost ODPR12=1.

Osim delovanja na ozonski sloj, rashladni fluidi, čiji su molekuli uglavnom troatomni

i višeatomni, doprinose i efektu globalnog zagrevanja (efekat staklene bašte). On se iskazuje

tzv. GWP (Global Warming Potential) faktorom, koji pokazuje koliko puta data materija više

doprinosi globalnom zagrevanju u odnosu na R 11 (CFCI3) za koji je usvojena referentna

vrednost GWPR11=1. MeĎutim, smatra se da sam GWP faktor ne pokazuje realno opasnost

po globalno zagrevanje pošto ne uzima u obzir količinu CO2 osloboĎenu u atmosferi pri

proizvodnji energije za pogon rashladnog ureĎaja. Zato se u novije vreme koristi TEWI

(Total Equivalent Warming Impact) faktor.


44

2.6. Ekonomski kriterijmi

Na kraju, treba istaći da su veoma vaţni i sledeći kriterijumi:

Prihvatljiva cena. Nabavna cena rashladnog fluida treba da je prihvatljiva; pri tome

treba uzeti u obzir i troškove uništavanja ili reciklaţe rashladnog fluida nakon isteka

veka eksploatacije ureĎaja.

Dostupnost. Treba da budu obezbeĎeni uslovi za brzu, jednostavnu i pouzdanu

nabavku; poţeljno je da postoje i alternativni dobavijači.

2.6. Označavanje rashladnih fluida

UvoĎenjem u upotrebu halogenih derivata parafinskih ugljovodonika (poznatih pod

široko prihvaćenim zajedničkim komercijalnim nazivom „Freoni“), tridesetih godina prošlog

veka, broj rashladnih fluida silno se povećao. Da bi se izbeglo nepraktično citiranje hemijskih

formula ili zbrka i nesporazumi pri korišćenju posebnih komercijalnih naziva, za freone je

(najpre u SAD, od strane ASHRAE) uveden sistem trocifrenih brojčanih oznaka iza

zajedničke oznake F („Freon“). Kasnije, taj sistem je meĎunarodno prihvaćen, prilagoĎen je

za sve rashladne fluide, a oznaka F zamenjena je novom opštom oznakom R („Refrigerant“).

Po tom sistemu, u oznaci datog freona sa formulom CkHLFmCln stoje tri cifre, pri čemu je:

prva cifra jednaka broju ugljenikovih atoma u molekulu minus jedan (k-1);

druga cifra jedaka broju preostalih vodonikovih atoma plus jedan (L+l);

treća cifra jednaka broju ubačenih atoma fluora (m);

nula kao prva cifra (kod freona metanove grupe) se moze izostaviti.

Potpuna oznaka je R (k-1)(L+1)(m). Npr, CF2Cl2 se označava sa R 012 (češće samo R

12), CHF2Cl se označava sa R 022 (češće samo R 22), C2H3F3 sa R 143, C3F6Cl3 sa R 216,

itd.

Pošto je zbir broja atoma vodonika, fluora i hlora posle supstitucije jednak početnom

broju vodonikovih atoma, biće L+m+n=2k+2, na osnovu brojčane oznake moţe se odrediti

broj atoma hlora n u molekulu datog freona, tj.

n=2k+2-L-m (II.69)

Freoni koji u molekulu imaju još p atoma broma dobijaju i dodatnu oznaku B(p), pa je

njihova kompletna oznaka R(k-1)(L+1)(m)B(p).

Tada je broj atoma hlora

n=2k+2-L-m-p (II.70)

Npr. formula freona sa oznakom R 12B1 je CF2ClBr, formula R 13B1 je CF3Br, itd.

U novije vreme se ponekad u literaturi umesto oznake R koristi grupa od dva do četiri

velika slova koja ukazuju na to koji su elementi zastupljeni u molekulu, tj. ukazuje na tzv.

“tip” jedinjenja.


45

Mogu se podeliti na pet osnovnih grupa:

HC (ugljovodonici),

CFC (potpuno halogenizovani hlorofluorougljenici),

HCFC(delimično halogenizovani hidrohlorofluorougljenici),

FC (potpuno halogenizovani fluorougljenici) i

HFC (delimično halogenizovani hidrofluorougljenici).

Ovakav sistem označavanja, pored toga što pruţa očigledniju informaciju o sastavu,

ima dodatnog opravdanja u slučajevima kad se jedno te isto jedinjenje koristi u različite svrhe

(kao rashladni fluid, rastvarač, itd.).

Neki primeri označavanja rashladnih fluida:

Brojevima od 400 do 499 označavaju se razne zeotropske smeše.

Brojevima od 500 do 599 označavaju se razne azeotropske smeše.

Brojevima od 600-699 obeleţavaju se po proizvoljnom redosledu razna organska

jedinjenja, koja se koriste ili mogu da se iskoriste kao rashladni fluidi.

Brojevima od 700 pa nadalje označavaju se neorganski rashladni fluidi. Tako što

se posle prve cifre (7) koja ukazuje da se radi o neorganskom rashladnom fluidu

dodaju još dve cifre koje pokazuju njegovu relativnu molekulsku masu. Npr.

amonijak (NH3) ima oznaku R 717, ugljendioksid (CO2) ima oznaku R 744 itd.


46

2.7. Status rashladnih fluida

Od velikog broja rashladnih fluida, koji su do sada korišćeni ili se i sada koriste,

navedeni su samo oni od većeg značaja i koji se proizvode u komercijalnim količinama.

Tabela 1. prikazuje rashladne fluide sistematizovane u grupe i podgrupe.

U CFC fludima su supstituisani svi atomi vodonika, njihovi molekuli pored fluora

sadrţe i hlor. Zbog toga CFC fluidi mnogo oštećuju ozonski sloj i podleţu zabrani prema

aneksima A i B Montrealskog protokola.

Tabela 1 Pregled najvaţnijih rashladnih fluida

Halogenizirani Bez halogena

Hlorirani Bez hlora Ugljovodonici Neorganski

CFC HCFC FC HFC HC

(potpuno) (nepotpuno) (potpuno) (nepotpuno)

Jednokomponentni

R 11 R 22 R 14 R 23 R 170 R 717

R 12 R 123 R 116 R 32 (etan) (amonijak)

R 13 R 124 R 218 R 125 R 290 R 718

R 13B1 R 142b R 318 R 134a (propan) (voda)

R 113 R 143a R 600 R 744

R 114 R 152a (n-butan) (ugljen dioksid)

R 115 R 227 R 600a

(izobutan)

R 1150

(etilen)

R 1270

(propilen)

Mešavine

R 500 R 401A R 508 R 404A R 290/R600a

R 501 R 401B R 407A

R 502 R 402A R 407B

R 503 R 402B R 407C

R 504 R 403A R 10A

R 506 R 403B R 410B

R 406A R 507

R 408A FX 40

R 409A HX 4

R 409B FX 220

R 509

HCFC fluidi takoĎe u molekulima sadrţe hlor, ali pošto nisu u potpunosti

halogenizovani (u molekulima sadrţe i atome vodonika) mnogo manje oštećuju ozonski sloj.

Oni su obuhvaćeni aneksom C Montrealskog protokola. Restrikcije u pogledu njihovog

korišćenja i tempo njihovog izbacivanja iz upotrebe su znatno blaţi (u odnosu na izbacivanje

CFC fluida po aneksima A i B), pa se HCFC fluidi koriste i kao privremene zamene za CFC

fluide.


47

U trećoj i četvrtoj koloni su halogeni derivati bez hlora. Oni ne oštećuju ozonski sloj i

MP ne propisuje restrikcije u pogledu njihovog korišćenja, ali ipak ne treba gubiti iz vida

njihov uticaj na globalno zagrevanje (faktori GWP odnosno TEWI), kao i druge nepovoljne

ekološke efekte (za sada od manjeg značaja u odnosu na GWP i TEWI). Sada se intenzivno

traga za rešenjima koja bi omogućila izbacivanje iz upotrebe FC i HFC i zadovoljavanje svih

potreba samo pomoću prirodnih rashladnih fluida koji su znatno manje ekološki opasni. Pri

tome su prvi na udaru FC fluidi, jer u pogledu njih postoji povećana rezervisanost zbog

njihovog izuzetno sporog razgraĎivanja u prirodnim uslovima, tj. postoji izvesna bojazan da

bi im se, u trenutku kada se već budu praktički nepovratno nagomilali u prirodi, mogli

naknadno pripisati neki drugi štetni uticaji.Nakon napred navedenih eliminacija ostaje

relativno malo jednokomponentnih HFC fluida za izbor rashladnog fluida za date konkretne

primene: neki od njih (R 32, R 143a i R 152a) su zapaljivi, a mnogi HFC imaju primetno više

pritiske zasićenja u odnosu na odgovarajuće CFC fluide koje treba da zamene. Zato se

povećanje asortimana teţi ostvariti uvoĎenjem u upotrebu većeg broja pogodno

komponovanih mešavina, kao i stvaranjem uslova za vraćanje u upotrebu prirodnih fluida

koji su pre toga, kao nekonkurentni, izbačeni iz upotrebe.

Prvi freoni (CFC tipa) proizvedeni su 1930.godine u SAD, masovnim uvoĎenjem

CFC i HCFC mnogi fluidi (sumpor-dioksid (R 764), ugljen-dioksid (R 744), metal-hlorid (R

40) i drugi) praktično su, kao prevaziĎeni, istisnuti iz upotrebe. Sve do otkrića štetnog

delovanja CFC i HCFC po ozonski sloj, smatralo se da su oni veoma dobri fluidi:

termodinamički prihvatljivi, nezapaljivi, neotrovni, dobri rastvarači ulja, kompatibilni sa

skoro svim materijalima, itd.

MeĎu najčešće korišćenim CFC fludima, navedenim u prvoj koloni tabele 5.

dominirali su R 12 i R 502, a meĎu HCFC iz druge kolone - R 22. U tabeli 6. su date zamene

za ove fluide, gde su u koloni „Prirodni fluidi“ navedeni samo oni fluidi čije prisustvo u

ekosistemu nije posledica samo Ijudske delatnosti.

Tabela 2. Zamene za CFC fluide koji se izbacuju iz upotrebe

Stari fluid

Zamene

Kratkoročno Dugoročno

Bez hlora Prirodni fluidi

R 12

R 401A

R 401B

R 406A

R 409A

R 409B

R 134A

R 600a

mešavina

R 290/R 600a

R 22

R 407C

R 410A

R 410B

R 717

R 290

R 502

R 22

R 402A

R 402B

R 403A

R 403B

R 408 A

R 404A

R 407A

R 407B

R 507

R 717

R 290


48

3. Proračun toplote hlaĎenja

Potreba hlaĎenja je količina toplote koju rashladna mašina treba da odvede od

hlaĎenog objekta u jedinici vremena. Naziva se još i toplotnim opterećenjem hlaĎenog

objekta ili, kraće, rashladnim opterećenjem.

Na osnovu proračunate potrebe hlaĎenja, odreĎuje se potreban rashladni učinak

mašine, odnosno instalacije i dimenzionišu njene sastavne komponente. Taj proračun treba da

obuhvati sve količine toplote, koje pri uslovima zadatim projektnim zadatkom, po bilo kom

osnovu opterećuju isparivač rashladne instalacije.

Kada su uslovi rada povoljniji od projektnih, pomoću automatskih regulacionih

ureĎaja rashladni učinak instalacije lako se usaglašava sa smanjenim opterećenjem hlaĎenog

objekta. Najvaţniji zadatak proračuna je odrediti maksimalno ukupno rashladno opterećenje,

koje je merodavno, odnosno ekonomski opravdano za dimenzionisanje rashladne instalacije.

Kod sloţenih hlaĎenih objekata sastavljenih iz više posebnih delova, rashladna

opterećenja se računaju najpre po tim delovima, imajući u vidu temperaturske reţime

njihovog rada. Dobar primer sloţenog objekta predstavlja hladnjača koja se sastoji od više

komora sa različitim temperaturama tj. namenama.

Ukupno opterećenje za svaku od komora, na osnovu koga se dimenzionišu pripadajući

isparivači, moţe se raščlaniti u osam posebnih opterećenja koja se meĎusobno razlikuju po

uzroku. Pošto ona nisu konstantna tokom vremena, obično se proračunavaju njihove

integralne vrednosti za odreĎeni period, najčešće za 24 časa, jer se uzročnici tih opterećenja

menjaju ciklično sa tolikim ili kraćom periodom.

3.1. Transmisiono toplotno opterećenje (Q1)

Transmisiono toplotno opterećenje Q1 [kWh/24h] predstavlja ukupnu količinu toplote

koja iz okoline i susednih komora tokom 24 časa prodre u posmatranu komoru i odreĎuje se

iz obrasca:

𝑄1 = 0,024 ∙ 𝑘𝑖 ∙ 𝐴𝑖 ∙ 𝑡𝑠𝑖 − 𝑡𝑢

𝑛

𝑖=1

(II.71)

gde su:

ki W m2˚K - koeficijent prolaza toplote,

Ai m2 - površina,

tsi ℃ - temperatura koja vlada sa spoljašnje strane i-te pregrade,

tu ℃ - unutrašnja temperatura u komori,

𝑛- broj pregrada, odnosno njihovih delova, koje se razlikuju po koeficijentu prolaza

toplote i temperaturi sa spoljašnje strane.

Kada je za pregradu izmeĎu dve susedne komore, kao merodavna usvojena

temperaturska razlika za slučaj kada je susedna komora van pogona, moţe se usvojiti da je

proizvod 𝑘𝑖 ∙ ∆𝑡𝑖 = 𝑞𝑖 = 11 [W m2 ].


49

Pri tome se, za pregrade izmeĎu susednih komora sa jednakim unutrašnjim

temperaturama 𝑞𝑖 uvek uzima u obzir kod dimenzionisanja svakog od isparivača, a moţe se

izostaviti kod dimenzionisanja kompresora, ako su isparivači susednih komora priključeni na

usis istog kompresora.

3.2. Toplotno opterećenje od termičke obrade proizvoda (Q2)

Toplotno opterećenje od termičke obrade proizvoda zavisi od ukupnog unosa i pada

entalpije proizvoda i ambalaţe tokom njihovog boravka u datoj komori.

Rashladne komore po svojoj nameni mogu biti proizvodne, koje su specijalno

prilagoĎene za termičku obradu (brzo rashlaĎivanje i smrzavanje) proizvoda, ili skladišne, u

kojima se ohlaĎeni ili smrznuti prozivodi čuvaju na odreĎeni period.

3.2.1. Proizvodne rashladne komore

Brzina termičke obrade odreĎuje finalni kvalitet proizvoda, pa je od velike vaţnosti

ostvariti zadovoljavajuću brzinu rashlaĎivanja ili smrzavanja. Proizvodne komore moraju biti

opremljene isparivačima velikog rashladnog učinka sa snaţnim ventilatorima, koji mogu da

obezbede intenzivno i ravnomerno opstrujavanje proizvoda vazduhom ujednačene i

odgovarajuće niske temperature. Treba imati u vidu da se potrebna brzina termičke obrade ne

moţe obezbediti ako temperatura vazduha u komori nije znatno niţa od ţeljene krajnje

temperature proizvoda, tj. izlazna temperatura proizvoda je znatno viša od temperature

vazduha u proizvodnoj rashladnoj komori.

RashlaĎivanje proizvodne komore obično počinje tek kada se ona napuni

predviĎenom količinom (šarţom) proizvoda. Uporedo sa sniţavanjem temperature šarţe,

sniţavaju se i temperatura vazduha u komori i temperatura isparavanja rashladnog fluida u

isparivaču.

Zavisno od izlazne temperature proizvoda, razlikuju se (šarţne) komore za brzo

rashlaĎivanje i (šarţni) klasični tuneli za brzo zamrzavanje.

Osim klasičnih šarţnih tunela, već relativno dugo vremena koriste se i kontinualni

tuneli za brzo smrzavanje, koji su posebno pogodni za smrzavanje sitnokomadastih

proizvoda. U njima se, zahvaljujući kontinualnom unošenju i iznošenju proizvoda, odrţavaju

konstantne po vremenu i veoma niske temperature vazduha i isparavanja, obezbeĎuje

ekstremno brzo zamrzavanje i odgovarajuće visok kvalitet smrznutih proizvoda.


50

3.2.2. Skladišne rashladne komore

Skladišne rashladne komore su namenjene čuvanju već ohlaĎenih ili smrznutih

proizvoda na relativno dugi rok. Njihov udeo korisne, u odnosu na ukupnu zapreminu je

znatno veći nego kod proizvodnih komora, gustina skladištenja je znatno veća, a intenzitet

opstrujavanja proizvoda znatno slabiji. Proizvodi, zahvaljujući dugotrajnom boravku, izlaze

iz komore sa temperaturom koja je praktično izjednačena sa temperaturom vazduha unutar

komore.

Zavisno od unutrašnje temperature vazduha, razlikuju se komore za skladištenje

ohlaĎenih i komore za skladištenje smrznutih proizvoda.

U skladišnim komorama se moţe vršiti i termička obrada proizvoda, ali brzina

termičke obrade je manja nego u proizvodnim komorama. Kada se proizvodi ne smrzavaju, to

ne predstavlja veliki problem, jer kvalitet ohlaĎenih proizvoda ne zavisi tako mnogo od

brzine termičke obrade kao kod smrzavanja. Zato se komore za skladištenje nesmrznutuh

proizvoda često koriste i za rashlaĎivanje sveţih proizvoda.

Moţe se reći da se komore za brzo rashlaĎivanje u praksi sreću relativno retko, tako

da se rashlaĎivanje proizvoda najčešće vrši u samim skladišnim komorama, s tim što se vodi

računa da dnevni unos proizvoda ne preĎe 5 ÷ 10% od skladišnog kapaciteta komore.

Nasuprot tome, smrzavanje u skladišnim komorama se primenjuje samo izuzetno (kod manjih

komercijalnih komora za skladištenje mešovitih smrznutih proizvoda). U industrijskim

hladnjačama smrzavanje se isključivo vrši u tunelima za brzo smrzavanje, dok se u

skladištima smrznutih proizvoda dopušta samo njihovo manje dohlaĎivanje.

I kod proizvodnih i kod skladišnih komora veoma je vaţno obezbediti što

ujednačenije uslove termičke obrade, odnosno čuvanja proizvoda, tj. što homogenija polja

brzine, temperature i vlaţnosti vazduha u prostoru koji zauzimaju proizvodi. Da bi i polja

temperature i vlaţnosti bila dovoljno ujednačena, pored ravnomernog strujnog polja,

potrebno je obezbediti i dovoljno veliki protok vazduha preko proizvoda i kroz isparivač.

3.2.3. Skladišni i proizvodni kapacitet komora

U zavisnosti od vrste proizvoda, njihovog stanja na ulazu u komoru (sveţi, ohlaĎeni

ili smrznuti), od načina skladištenja i pakovanja, kao i od namene komore (termička obrada i

skladištenje proizvoda), skladišni kapacitet komore se odreĎuje na osnovu korisne površine

poda ili na osnovu korisne zapremine komore.

Pomoću korisne zapremine sračunava se smeštajni kapacitet komora za skladištenje

smrznutih proizvoda, kao i komora za rashlaĎivanje i skladištenje onih proizvoda čija

ambalaţa dopušta slaganje proizvoda po visini cele komore.

Korisna površina poda dobija se kada se od ukupne površine poda termoizolovane

komore odbiju površine koje su potrebne da bi se obezbedili neophodni prolazi za transport

viljuškarom, za ručnu manipulaciju i nadzor, kao i potrebna rastojanja od zidova i rashladnih

tela.


51

Kada se odreĎuje korisna površina poda 𝐴𝑘 obično se usvajaju:

rastojanja od zidova 0,3m

rastojanja od rashladnih tela 0,4m

rastojanja od vazdušnih kanala 0,3m

širina prolaza za viljuškar 2,2m

širina prolaza za ručni transport do 1,2 m

Korisna površina poda moţe se sada odrediti kao razlika izmeĎu graĎevinske površine

𝐴𝑔poda i zbira površina 𝛴𝐴𝑝svih prolaza i pojaseva oko zidova i rashladnih tela

𝐴𝑘 = 𝐴𝑔 − 𝛴𝐴𝑝 (II.72)

ili pribliţno, pomoću koeficijenta iskorišćenja površine poda βA

𝐴𝑘 ≅ 𝛽𝐴𝐴𝑔 . (II.73)

Koeficijent βA zavisi od veličine komore i njegove orijentacione vrednosti su date

tabeli 3.

Tab. 3. – Koeficijent iskorišćenja površine poda βA

(za skladišne komore i komore za rashlaĎivanje)

GraĎevinska površina poda Ag [𝑚2] 𝛽𝐴

do 20 0,60

20-30 0,60-0,65

30-50 0,65-0,75

50-300 0,75-0,85

preko 300 0,85

Korisna zapremina 𝑉𝑘 komore se moţe odrediti na osnovu poznate korisne

površine 𝐴𝑘 poda i korisne visine hk

𝑉𝑘 = 𝐴𝑘hk . (II.74)

Slobodno rastojanje od najvišeg reda proizvoda do tavanice, rashladnog tela ili kanala

za ventilaciju ne sme biti manje od 0,3 m, a u pojedinim slučajevima ovo rastojanje se kreće i

do 1,0 m.

Dozvoljeno opterećenje površine poda meĎuspratne konstrukcije zadaje se pri

projektovanju graĎevine. Za starije graĎevine ono obično iznosi do 10000 N/m2, a za novije

15000-20000 N/m2. MeĎutim, taj podatak uvek treba proveriti na osnovu statičkog proračuna

zgrade. Opterećenje koje je dozvoljeno po 1 𝑚2 površine poda na tlu zavisi od dozvoljenog

pritiska na izolaciju i od armirano-betonske izdrţljivosti konstrukcije iznad nje. Ono doseţe

do 40000 𝑁/𝑚2, što treba takoĎe proveriti.


52

Korisna zapremina komore𝑉𝑘 𝑚3 moţe se pribliţno odrediti pomoću koeficijenta𝛽𝑉

iskorišćenja zapremine, pa je

𝑉𝑘 = 𝛽𝑉𝑉𝑔 , (II.75)

gde je𝑉𝑔 m3 graĎevinska zapremina izolovane komore. Koeficijent βV se odreĎuje pomoću

koeficijenta βA:

𝛽𝑉 = 0,75 ÷ 0,90 𝛽𝐴 - za komore visine 3 − 6 𝑚;

𝛽𝑉 = 0,85 ÷ 0,95 𝛽𝐴 - za komore visine 6 𝑚 i više.

Za proračun korisne zapremine komora za brzo rashlaĎivanje i smrzavanje u struji

vazduha (tuneli), uzima se βv= 0,6βA , zbog velikog prostora koji zauzimaju isparivači i

ventilatori.

Kada su proizvodi obešeni o nepokretne kuke ili na pokretne kuke na visećem

koloseku, kapacitet komore se moţe naći na jedan od sledećih načina:

𝑀 = 𝛽𝐴𝐴𝑔𝑚𝐴𝑘 = 𝐴𝑘𝑚𝐴𝑘 = 𝐴𝑔𝑚𝐴 (II.76)

ili

𝑀 = 𝐿𝑚𝐿, (II.77)

pri čemu su:

𝑚𝐴𝑘 , 𝑚𝐴 kg m2 - površinske gustine skladištenja u odnosu na korisnu ili

graĎevinsku površinu poda, 𝐿[m] - duţina visećeg koloseka ili konvejera,

𝑚𝐿 [kg/m]- duţinska gustina skladištenja (smeštanja) po 1𝑚 visećih koloseka koji se

postavljaju paralelno na rastojanju od 0,7 − 0,9 𝑚.

Ako proizvodi dopuštaju slaganje po visini (skladištenje svih vrsta smrznutih

proizvoda, rashlaĎivanje i skladištenje ohlaĎenih proizvoda: ribe u korpama, mleka u

bocama, kantama, razna brik pakovanja u plastičnim gajbama, voća i povrća u letvaricama

ubačenim u palete sa ramovima, napitaka u bocama i gajbama i sl.), skladišni kapacitet se

odreĎuje iz

𝑀 = 𝛽𝑉𝑉𝑔𝑚𝑉𝑘 = 𝑉𝑘𝑚𝑉𝑘 , (II.78)

gde je 𝑚𝑉𝑘 kg m3 - zapreminska gustina skladištenja.


53

Orijentacione vrednosti napred navedenih gustina skladištenja su date u tabeli 4. One

zavise od vrste proizvoda i za datu vrstu variraju u širokim granicama u zavisnosti od veličine

komada i konstruktivnih karakteristika transportne i pomoćne opreme.

Tab. 4. – Orijentacione vrednosti gustina skladištenja

Vrsta namirnice 𝑚𝐿 𝑚𝐴 𝑚𝐴𝑘

kg m2 kg m2 kg m2

GoveĎe polutke do 280 do 250 do 350

Svinjske polutke 220 200 250

Ovčetina i jagnjetina 180 200 250

Uslovno opterećenje za meso 250 230 300

Ţivina do 200 20÷35

Sitna riba u kalupima do 90mm 30÷60

Riba srednje veličine na plicama 30÷40

Vrlo krupna riba 180 200 250

Voće i povrće do 300

Tab. 5. – Zapreminske gustine skladištenja smrznutih namirnica

Vrsta namirnice 𝑚𝑉𝑘

Ambalaţa Vrsta namirnice 𝑚𝑉𝑘

Ambalaţa kg m3 kg m3

meso, orijentaciono 350 teletina 300

goveĎe ćetvrtke 400 svinjetina 450

goveĎe polutke 300 ovčetina 300

ţivina 350 drveni sanduci riba 330 u burićima

kunić 300 drveni sanduci riba 450 naslagana

meso u blokovima 600 drveni sanduci riblji file 500 drveni sanduci

riba 350 drveni sanduci jaja 700 drveni sanduci

riba 300 u korpama voće i povrće 350 drveni sanduci


54

Tab. 6. – Zapreminske gustine skladištenja ohlaĎenih namirnica

Vrsta namirnice 𝑚𝑉𝑘

Ambalaţa Vrsta namirnice 𝑚𝑉𝑘

Ambalaţa kg m3 kg m3

Voće

ananas 270 limun 230

banane 140 lubenice, dinje 230

breskve 290 maline 270

dunje 300 ogrozd. 250

groţĎe 230 pomorandţe 230

grejfrut 250 ribizle 230

jabuke 300 smokve 290

jagode 270 šljive 270

kajsije 300 trešnje 270

kruške 290 višnje 270

kupine 27

Povrće

artičoke, koren 290 krompir 180

boranija 150 rotkvice 270

celer 230 repa, šećerna 270

grašak 270 kupus 140

krastavci 290 karfiol 140

luk 230 paradajz 300

pasulj 290 šargarepa 230

pirinač 290 špargla 290

Mleko i mlečni proizvodi

kajmak 290 upakovan sir 440 upakovan

mleko u bocama 300 sladoled 120 upakovan

mleko u kantama 350

jaja 270

kartonske

kutije

Suhomesnati proizvodi; pića; razno

brašno 230 pivo 200 bocama 0,5 l

vino 290 slanina 240

kobasice 400 šunka 500

margarin 440 pakovan sušeno meso 250

mast 440 pakovana kvasac 270


55

Proizvodni kapacitet komore 𝑀′ kg 24h pokazuje koliko se proizvoda moţe

termički obraditi (ohladiti i smrznuti) u datoj komori za 24 h

𝑀, = 𝑀24

𝜏𝑇𝑂 +𝜏𝑀, (II.79)

gde je:

𝜏𝑇𝑂[h] − vreme potrebno za termičku obradu,

𝜏𝑀[h] − vreme potrebno za manipulaciju sa proizvodima (unošenje, razmeštanje i

iznošenje iz komore), otapanje isparivača i čišćenje komore.

Orijentacione vrednosti za vreme 𝜏𝑇𝑂 date su u tabeli 7, a za 𝜏𝑀 u tabeli 8.

Tab. 7. – 𝜏𝑇𝑂[h] vreme potrebno za termičku obradu

Vrsta proizvoda

Vreme u h potrebno za

Napomena rashlaĎivanje smrzavanje

(do blizu 0 ℃ ) (do -18℃ )

goveĎe polutke i četvrtke 24÷ 30 24÷ 24

svinjske plutke 24 ÷ 30 12 ÷ 13

ovčetina 20 ÷ 24 7 ÷ 8

meso u blokovima debljine 150 mm 24 ÷ 30 16 ÷ 18

ţivina 12 ÷ 24 2,5 ÷ 4,5 u otvorenim kutijama

riba u kalupima debljine 40 50 mm 6 ÷ 8 2 ÷ 3 hlaĎenje sitne ribe

riba u kalupima debljine 50 70 mm 6 ÷ 8 3 ÷ 4 vrši se obično

riba u kalupima debljine 70 100mm 8 ÷ 10 4 ÷ 5 pomoću leda 2 ÷ 3 h

srednja riba debljine 60 70 mm 8 ÷ 12 2,5 ÷ 3

krupna riba 8 ÷ 12 4 ÷ 4,5

voće 5 ÷ 10 3 ÷ 4 u tavama na stalaţama

povrće 5 ÷ 10 3 ÷ 4 u tavama na stalaţama

Tab. 8. –𝜏𝑀 [h] vreme potrebno za manipulaciju sa proizvodima

Kapacitet tunela [t] [h] Kapacitet tunela [t] [h]

15 2,5 50 7

20 3,5 75 8

U specijalnim ureĎajima za brzo smrzavanje (kontinualni tuneli, pločasti aparati, kao i

u kontaktu sa hladnim tečnostima), smrzavaju se sitniji proizvodi, a i spoljašnji termički

otpori su dosta manji, pa su vremena smrzavanja znatno kraća u odnosu na vremena

smrzavanja takvih proizvoda u šarţnim tunelima.


56

3.2.4. Toplotno opterećenje (Q2)

Toplotno opterećenje Q2 [kWh/24h] rashladne komore u koju se dnevno unosi n vrsta

proizvoda (koji se meĎusobno razlikuju po vrsti i ulaznoj temperaruri), iznosi

𝑄2 =1

3600 𝑀𝑈𝑃𝑖 𝑕𝑃1𝑖 − 𝑕𝑃2𝑖 + 𝑀𝑈𝐴𝑖𝑐𝑝𝐴𝑖 𝑡1𝑖 − 𝑡2

𝑛𝑖=1 , (II.80)

gde su:

𝑀𝑈𝑃𝑖 i𝑀𝑈𝐴𝑖 kg 24h − i-ta količina unetih proizvoda i njima pripadajuća količina

ambalaţe,

𝑕𝑃1𝑖 i 𝑕𝑃2𝑖 kJ kg −entalpija i-te količine unetih proizvoda pri unošenju i iznošenju iz

komore,

𝑐𝑝𝐴𝑖 kJ kgK − specifični toplotni kapacitet odgovarajuće ambalaţe,

𝑡1𝑖 i 𝑡2 ℃ . −temperature ambalaţe i proizvoda pri unošenju i iznošenju.

Entalpije 𝑕𝑃 kJ kg nekih proizvoda u zavisnosti od temperature date su u tabeli 9.

Tabela 9. – Specifične entalpije proizvoda u kJ/kg.

Vrste proizvoda: 1.Govedina i ţivina; 2.Ovčetina; 3.Svinjetina; 4. Meso bez kostiju; 5.Posna riba;

6.Masna riba; 7.Jaja u ljusci; 8. Buter; 9. Sladoled; 10. Breskve, višnje, groţĎe; 11. Ostalo voće, jagode;

12.Ostalo voće i jagode u sirupu(dva dela voća na jedan deo sirupa sa 40 % šećera).

t Vrsta proizvoda

[˚C] 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

-20 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

-18 4,6 4,6 4,6 5,0 5,0 5,0 4,2 4,2 10,0 7,5 6,7 8,0

-15 13,0 12,6 12,1 13,4 14,2 14,2 6,3 10,9 28,9 20,5 17,2 21,4

-12 22,2 21,8 21,4 23,4 24,7 24,3 17,6 17,6 50,2 36,4 29,7 36,8

-10 30,1 29,7 28,9 31,4 33,5 32,7 22,6 22,6 66,2 49,8 39,4 49,4

-8 39,4 38,5 37,3 41,8 43,5 42,3 28,5 27,6 95,5 66,6 51,1 64,9

-5 57,4 55,7 54,4 59,9 64,1 61,5 41,5 36,8 153,2 116,0 82,9 108,0

-3 79,6 77,0 73,7 82,9 89,2 85,4 17,8 45,2 225,3 202,8 139,0 180,5

-1 184,3 179,6 170,0 194,3 212,3 199,7 128,5 83,7 232,8 232,8 268,0 234,7

0 232,4 225,3 211,9 242,8 265,9 249,1 237,4 93,0 236,1 236,1 271,7 247,0

3 242,0 233,6 221,1 252,9 276,8 259,6 246,6 102,1 246,6 247,0 283,0 257,9

5 248,3 239,9 226,9 261,1 283,5 266,3 252,9 108,4 253,7 254,2 290,6 265,0

7 255,0 246,2 233,2 266,3 296,6 273,0 259,2 115,1 260,4 261,3 298,1 272,2

10 265,6 255,4 242,0 275,9 301,0 283,5 268,8 126,4 270,9 271,7 309,4 282,6

15 280,6 271,3 257,1 292,7 318,6 300,6 284,7 147,0 288,9 289,7 328,3 300,6

20 296,9 286,8 272,6 309,4 336,2 317,4 300,2 171,1 305,2 307,3 347,1 318,2

25 312,8 302,7 288,1 325,7 353,8 334,5 316,1 325,3 365,9 336,2


57

Razlika entalpija proizvoda data u prvoj zagradi prethodnog izraza, moţe se prikazati

kao funkcija ulazne i izlazne temperature proizvoda. U slučaju kada termička obrada ne

obuhvata smrzavanje, dobija se

𝑄2 =1

3600 𝑀𝑈𝑃𝑖 𝑐𝑝𝑖 + 𝑀𝑈𝐴𝑖𝑐𝑝𝐴𝑖 𝑡1𝑖 − 𝑡2

𝑛𝑖=1 , (II.81)

gde je 𝑐𝑝𝑖 specifični toplotni kapacitet i-tog nesmrznutog proizvoda.

Masa unete ambalaţe srazmerna je masi unetih proizvoda u procentima; ona

orijentaciono iznosi:

10 % - za kartonsku ambalaţu (kutije),

15 - 20 % - za drvenu ambalaţu (gajbice, sanduci, burići),

80 - 100 % - za staklenu ambalaţu (manja pakovanja),

70 - 90 % - za staklenu ambalaţu (veća pakovanja).

U slučaju kada termička obrada obuhvata hlaĎenje nesmrznutog, smrzavanje i dalje

hlaĎenje smrznutog proizvoda, toplotno opterećenje od hlaĎenja i smrzavanja proizvoda

iznosi:

Q2 =1

3600 MUPi cpi t1i − tkri + ri + c0i tkri − t2

n

i=1

+1

3600 MUAi cpAi t1i − t2

n

i=1

(II.82)

Prvi sabirak u srednjoj zagradi predstavlja sniţavanje specifične entalpije i-tog

proizvoda od početne do krioskopske temperature, ri kJ kgpr predstavlja (specifičnu)

toplotu promene faze (smrzavanja) po 1 kgpr i-tog proizvoda, a c0i kJ/kgpr je specifični

toplotni kapacitet i-tog proizvoda u smrznutom stanju. Vrednosti za 𝑐𝑝𝑖 , 𝑡𝑘𝑟𝑖 , 𝑟𝑖 i 𝑐0𝑖 , za

proizvode, date su u literaturi.

Za specifični toplotni kapacitet 𝑐𝑜𝑖 proizvoda nakon smrzavanja moţe se napisati

𝑐𝑜𝑖 = 2,1𝜑𝑖𝜔𝑖 + 𝑐𝑖,,𝜑𝑖 1 − 𝜔𝑖 + 𝑐𝑖

, 1 − 𝜑𝑖 , (II.83)

gde 2,1 kJ/kgK predstavlja specifični toplotni kapacitet vodenog leda, a 𝑐𝑖,,

[kJ/kgK] je

specifični toplotni kapacitet onog dela sokova koji je i na temperaturi𝑡2ostao nesmrznut.

Pri proračunima, uvek treba davati prednost izmerenim vrednostima entalpija, pa

izmerenim vrednostima specifičnih toplotnih kapaciteta, a izračunate vrednosti specifičnih

toplotnih kapaciteta i toplote smrzavanja treba koristiti kao poslednju alternativu.


58

3.3. Toplotno opterećenje usled izmene vazduha (Q3)

Izmena vazduha u komori moţe biti namerna ili nenamerna. Namerna zamena

vazduha (ventilacija) ima zadatak da smanji koncentraciju pojedinih gasova i ukloni mirise

koje oslobaĎaju uskladišteni proizvodi i time obezbedi uslove za rad ljudi u komorama.

Nenamerna zamena vazduha u komori (infiltracija) nastaje usled nekontrolisanog prodiranja

spoljnjeg vazduha kroz nezaptivene procepe i prilikom otvaranja vrata komore.

Potreba za namernim ubacivanjem sveţeg vazduha veća je uglavnom kod komora za

skladištenje nesmrznutih proizvoda, zato što je na temperaturama iznad 0°C i biološka

aktivnost proizvoda intenzivnija, a u takvim komorama ljudi duţe borave i rade. U

skladišnim komorama za smrznute proizvode biološka aktivnost u proizvodima sasvim

prestaje, a rad ljudi traje relativno kratko, pa se potrebna izmena vazduha višestruko

premašuje prodiranjem spoljnog vazduha pri periodičnom otvaranju vrata komore.

U zavisnosti od temperature u komori i vrste proizvoda u njoj, potreban broj izmena

𝑛𝑣vazduha za ventilaciju komore (odnos potrebne zapremine vazduha za izmenu u odnosu na

graĎevinsku zapreminu 𝑉𝑔 izolovane komore), kreće se u granicama𝑛𝑣 = 1 ÷ 5i moţe se

relativno tačno izračunati na osnovu količine gasova koji se oslobaĎaju na datoj temperaturi u

komori i dozvoljenih koncentracija tih gasova u vazduhu komore.

Neophodno je da se infiltracija vazduha svede na minimum, pošto u komoru prodire

neklimatizovan. Njegova čistoća se ne moţe kontrolisati kao kod ventilacije, a količina

infiltriranog vazduha moţe i višestruko nadmašiti potrebe za ventilacijom. Pri tome nastaje

nepotrebno povećanje opterećenja rashladne instalacije.

3.3.1. Ventilacija komore

Količina sveţeg vazduha 𝑉𝑣 m3/24h , koji je potrebno ubaciti u komoru da bi se

sprečio porast zapreminskog udela 𝑟𝐶𝑂2ugljen-dioksida u vazduhu komore iznad dozvoljene

vrednosti 𝑟𝐶𝑂2𝑑𝑜𝑧 , moţe se naći iz bilansa CO2 za komoru. Ako je 𝑉𝐶𝑂2 m3/24h zapremina

ugljen-dioksida, koji oslobode proizvodi i ljudi u komori u toku jednog dana, već svedena na

pritisak pu i temperaturu Tu vazduha u komori, onda je

𝑟𝐶𝑂2𝑑𝑜𝑧 =𝑉𝐶𝑂 2

𝑉𝑣+𝑉𝐶𝑂 2

, (II.84)

pa je potrebna količina vazduha za ventilaciju

𝑉𝑣 = 𝑉𝐶𝑂2

1

𝑟𝐶𝑂 2𝑑𝑜𝑧− 1 , (II.85)

Odnosno, obzirom da je 𝑟𝐶𝑂2𝑑𝑜𝑧 ≪ 1,

𝑉𝑣 ≅𝑉𝐶𝑂 2

𝑟𝐶𝑂 2𝑑𝑜𝑧 . (II.86)


59

Zapremina CO2 koja nastaje u komori u toku 24 časa, odreĎuje se na osnovu jednačine

stanja idealnog gasa

𝑉𝐶𝑂2=

𝑀𝐶𝑂 2𝑅𝐶𝑂 2𝑇𝑢

𝑝𝑢, (II.87)

gde je 𝑀𝐶𝑂2 m3/24h masa osloboĎenog CO2 u toku 24 časa. Imajući u vidu da se CO2

preteţno oslobaĎa u toku metaboličkih procesa, jasno je da će se značajne količine CO2

stvarati u komorama gde se skladišti ohlaĎeno (nesmrznuto) voće ili povrće i u komorama

gde se ostvari veliki broj radnih sati radnika.

3.3.2. Infiltracija vazduha

U savremenim dobro izvedenim komorama, nezaptiveni procepi praktično ne postoje,

tako da preostaje samo infiltracija kroz vrata dok su ona otvorena (radi unošenja i iznošenja

proizvoda ili prolaska ljudi). Pošto je zbog temperaturske razlike, gustina vazduha unutar i

van komore različita, gradijent pritiska vazduha po visini u komori je obično veći od onoga

van komore. Kao posledica toga, kroz otvorena vrata komore razmenjuje se vazduh sa

susednim prostorom. Količina tako infiltriranog vazduha zavisi od temperaturske razlike kao

uzročnika, protočnog preseka otvora vrata i odnosa njegove visine prema širini, kao i duţine

vremena tokom koga su vrata otvorena.

Količina infiltriranog vazduha u toku 24 časa odreĎuje se preko broja 𝑛𝑖 izmena

vazduha usled infiltracije

𝑉𝑖 = 𝑛𝑖𝑉𝑔 m3 24 h (II.88)

Prosečne vrednosti 𝑛𝑖(u zavisnosti od zapremine komore), date su prema Stoecker-u u

tabeli 14. Za komore sa većim zapreminama od onih u tabeli 14, broj izmena vazduha usled

infiltracije se moţe sračunati iz empirijske formule

𝑛𝑖 ≅75

𝑉𝑔, (II.89)

pri čemu se 𝑉𝑔 uvrštava u 𝑚3. Na osnovu prethodna dva izraza, dobija se za velike komore

𝑉𝑖 ≅ 75𝑉𝑔0,5

, (II.90)

što pokazuje da je količina 𝑉𝑖 infiltriranog vazduha srazmerna veličini komore, a time i

količini unetih proizvoda.

Ukoliko se radi o komori za skladištenje smrznutih proizvoda, treba uzeti u obzir da je

razlika gradijenata pritiska vazduha ispred i iza vrata. To navodi na veću infiltraciju vazduha,

a u proseku duţi period skladištenja - na manju (zbog reĎeg otvaranja vrata). Ukoliko je takva

komora u fazi punjenja, nadvladaće prvi uticaj, a ako je već puna, nadvladaće drugi. Zato se u

nedostatku statističkih podataka preporučuje da se za skladišta smrznutih proizvoda koriste

podaci iz tabele 10 pomnoţeni sa popravnim faktorom 1,3 (za fazu punjenja), odnosno sa

faktorom 0,6 (za fazu skladištenja proizvoda u već napunjenoj komori).


60

Tab. 10. – Prosečan broj izmena vazduha usled infiltracije i otvaranja vrata za 24h (za

skladišne komore na 0°C, sa poreĎenjem vrednosti 75𝑉𝑔−0,5

)

Zapremina

𝜂𝑖 75𝑉𝑔−0,5

Zapremina

𝜂𝑖 75𝑉𝑔−0,5

Zapremina

𝜂𝑖 75𝑉𝑔−0,5

komore komore komore

𝑉𝑔 𝑚3 𝑉𝑔 𝑚

3 𝑉𝑔 𝑚3

5,66 44,0 31,5 56,6 12,0 9,86 566 3,9 3,64

8,48 34,5 25,75 84,8 9,5 8,14 709 3,0 2,82

11,3 29,5 22,3 113,0 8,2 7,95 848 2,7 2,58

14,5 26,0 19,7 141,5 7,2 6,3 1130 2,23 2,3

16,95 23,0 18,2 169,5 6,5 5,76 1415 2,0 1,99

22,6 20,0 15,77 226 5,5 4,99 2120 1,6 1,63

28,3 17,5 14,1 283 4,9 4,46 2830 1,4 1,41

42,5 14,0 11,5 425 3,9 3,64 𝑉𝑔 > 2830 𝜂𝑖 = 75𝑉𝑔−0,5

3.3.3. Toplotno opterećenje (Q3)

Toplotno opterećenje Q3 iznosi

𝑄3 = 𝑉𝑣𝜌𝑢 𝑕𝑠 − 𝑕𝑢 = 𝑛𝑣𝑉𝑔𝜌𝑢 𝑕𝑠 − 𝑕𝑢 , (II.91)

odnosno,

𝑄3 = 𝑉𝑖𝜌𝑢 𝑕𝑠 − 𝑕𝑢 = 𝑛𝑖𝑉𝑔𝜌𝑢 𝑕𝑠 − 𝑕𝑢 , (II.92)

gde su:

𝜌𝑢 𝑘𝑔 𝑚3 − gustina vazduha u komori, 𝑕𝑠i 𝑕𝑢 𝑘𝐽 𝑘𝑔𝐿𝑠 −specifične entalpije vazduha na ulasku u komoru i u njoj.

3.4. Toplotno opterećenje od „disanja“ (Q4)

Ovo toplotno opterećenje, tzv. „toplota disanja“, značajno je uglavnom kod

skladištenja ohlaĎenih (nesmrznutih) namirnica biljnog porekla kod kojih se biološki procesi

nastavljaju i posle ubiranja i delimične obrade. Kod skladištenja smrznutih proizvoda ovo

opterećenje ne postoji.

Biološki procesi u uskladištenim proizvodima su veoma sloţeni, ali se za potrebe

proračuna toplotnog opterećenja mogu uspešno aproksimirati procesom oksidacije glukoze (C6H12O6) kiseonikom iz vazduha, jer se odnosi osloboĎenih količina toplote, vodene pare i

CO2, dovoljno tačno slaţu sa stehiometrijskom jednačinom

1 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐶6𝐻12𝑂6 + 6 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑂2 = 6 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐶𝑂2 + 6 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐻2𝑂 + 2,818 ∙ 106𝑘𝐽.


61

Uzimajući u obzir relativne molekulske mase glukoze (180), kiseonika (32), ugijen-

dioksida (44) i vode (18), iz prethodne jednačine proističu odnos osloboĎene količine toplote

po jedinici osloboĎenog CO2

𝑞𝑑 𝐶𝑂2 =2,818 ∙ 106

264≅ 10700

kJ

kgCO 2

(II.93)

i recipročno,

𝑚𝐶𝑂2 𝑞𝑑 =264

2,818 ∙ 103≅ 0,0937

kgCO 2

1000 kJ (II.94)

Ova dva odnosa omogućavaju da se, na osnovu poznatih količina osloboĎenog CO2,

odredi toplota disanja i obrnuto.

Toplota disanja zavisi na isti način i od istih faktora od kojih zavisi i emisija CO2, ona

je izrazito zavisna od temperature. OdreĎuje se sumiranjem po grupama proizvoda koje se

meĎusobno razlikuju po vrsti ili temperaturi u posmatranom intervalu vremena.

Najveća toplota disanja oslobaĎa se poslednjeg dana punjenja komore, kada se u njoj

nalazi 𝑀 − 𝑀𝑢𝑝 zatečenih proizvoda, praktično več ohlaĎenih tokom prethodnih dana do

temperature 𝑡𝑢 vazduha u komori i kada se rashlaĎuje poslednji unos 𝑀 − 𝑀𝑢𝑝 od

temperature 𝑡𝑝do blizu 𝑡𝑢 . Dakle, za zatečene proizvode računa se tokom svih 24h sa 𝑞𝑑 𝑡𝑢 .

A za proizvode unete toga dana, tokom perioda 𝜏𝑇𝑂računa se sa toplotom disanja 𝑞𝑑 𝑡𝑚 za

srednju temperaturu 𝑡𝑚 prema

𝑡𝑚 = 𝑡𝑢 + 𝑡𝑝 − 𝑡𝑢 − 𝑡𝑘 − 𝑡𝑢

ln𝑡𝑝 − 𝑡𝑢𝑡𝑘 − 𝑡𝑢

(II.95)

a za ostatak dana, tokom perioda 24 − 𝜏𝑇𝑂 , sa 𝑞𝑑 𝑡𝑢

𝑄4 = 𝑀 − 𝑀𝑢𝑝 𝑞𝑑 𝑡𝑢 24 + 𝑀𝑢𝑝𝑞𝑑 𝑡𝑚 𝜏𝑇𝑂 + 𝑀𝑢𝑝𝑞𝑑 𝑡𝑢 24 − 𝜏𝑇𝑂 . (II.96)


62

Toplote disanja voća i povrća date su u tabelama 11 i 12. Vrednosti u tim tabelama su

orijentacione, jer toplota disanja dosta zavisi i od podvrste proizvoda, stepena zrelosti, načina

i uslova uzgajanja (klimatski uslovi) i drugo. U grupi voća, najveću toplotu disanja ima

jagodasto voće (malina, kupina, jagoda), a najmanju citrusi (limun i pomorandţa).

Tab. 11. – Toplota disanja voća

Vrsta Toplota disanja 𝑘𝐽 (𝑡𝑕) na temperaturi od

proizvoda 0 [℃] 2 [℃] 5 [℃] 10 [℃] 15 [℃] 20 [℃]

ananas, zreo - - 145 ÷ 160 235 ÷ 255 275 ÷ 285 295 ÷ 315

banane, zelene - - 80 ÷ 185 145 ÷ 350 215 ÷ 470 305 ÷ 560

banane, zrele - - 145 ÷ 210 235 ÷ 420 315 ÷ 595 340 ÷ 870

bostan 49 ÷ 70 65 ÷ 85 80 ÷ 95 150 ÷ 160 190 ÷ 255 340 ÷ 365

breskve 45 ÷ 70 60 ÷ 80 90 ÷ 145 230 ÷ 330 315 ÷ 475 505 ÷ 655

grejfrut 20 ÷ 40 25 ÷ 45 40 ÷ 55 65 ÷ 90 115 ÷ 155 185 ÷ 200

groţĎe 17 ÷ 35 42 ÷ 60 60 ÷ 85 85 ÷ 130 130 ÷ 175 180 ÷ 280

jabuke, rane sorte 35 ÷ 65 50 ÷ 75 55 ÷ 115 145 ÷ 220 190 ÷ 330 210 ÷ 445

jabuke, kasne sorte 20÷ 40 40 ÷ 50 50 ÷ 75 75 ÷ 110 100 ÷ 210 155 ÷ 260

jagode 120 ÷ 165 145 ÷ 230 160 ÷ 330 325 ÷ 630 470 ÷ 870 630 ÷ 1080

kajsije 55 ÷ 60 70 ÷ 95 120 ÷ 200 225 ÷ 365 305 ÷ 560 490 ÷ 715

kruške, rane sorte 28 ÷ 50 47 ÷ 95 80 ÷ 165 105 ÷ 225 365 ÷ 575 420 ÷ 960

kruške, kasne sorte 28 ÷ 38 38 ÷ 80 65 ÷ 150 85 ÷ 200 295 ÷ 455 340 ÷ 785

kupine 165 ÷ 245 210 ÷ 370 305 ÷ 495 55 ÷ 1010 750 ÷ 1550 1400 ÷ 2100

limun 21 ÷ 35 26 ÷ 47 38 ÷ 70 60 ÷ 115 85 ÷ 115 110 ÷ 215

maline 170 ÷ 330 195 ÷ 415 295 ÷ 595 525 ÷ 1010 785 ÷ 2090 1220 ÷ 2620

mandarine 17 ÷ 40 23 ÷ 45 40 ÷ 70 75 ÷ 125 130 ÷ 200 240 ÷ 250

ogrozd 50 ÷ 75 70 ÷ 105 85 ÷ 160 125 ÷ 320 285 ÷ 680 435 ÷ 1150

orasi 8,7 8,7 17,5 35 35 52

pomarandţe 20 25 35 75 125 190

ribizle, crvene 49 ÷ 70 65 ÷ 110 85 ÷ 165 125 ÷ 340 290 ÷ 735 445 ÷ 1120

ribizle, crne 75 ÷ 120 115 ÷ 190 155 ÷ 290 235 ÷ 655 530 ÷ 1260 800 ÷ 2010

šljive 65 ÷ 75 80 ÷ 125 135 ÷ 235 225 ÷ 455 293 ÷ 670 505 ÷ 845

šljive, cepače 49 ÷ 55 65 ÷ 110 100 ÷ 220 205 ÷ 320 270 ÷ 540 425 ÷ 725

šljive, ţute 65 ÷ 70 75 ÷ 120 130 ÷ 225 220 ÷ 365 285 ÷ 630 480 ÷ 775

trešnje 55 ÷ 75 65 ÷ 110 100 ÷ 160 140 ÷ 360 290 ÷ 595 560 ÷ 795

višnje 55 ÷ 80 70 ÷ 125 110 ÷ 195 155 ÷ 390 320 ÷ 655 620 ÷ 870


63

Tab. 12. – Toplota disanja povrća

Vrsta Toplota disanja kJ (th) na temperaturi od

proizvoda 0 [℃] 2 [℃] 5[℃] 10 [℃] 15 [℃] 20 [℃]

beli luk, sivi 79 115 165 225 460 550

boranija 205 ÷ 255 280 ÷ 295 375 ÷ 435 585 ÷ 740 950 ÷ 1485 1420 ÷ 2075

celer 50 ÷ 85 70 ÷ 105 115 ÷ 165 190 ÷ 305 350 ÷ 410 445 ÷ 525

crni luk 42 ÷ 70 45 ÷ 75 55 ÷ 90 80 ÷ 120 115 ÷ 165 165 ÷ 210

crni luk, mladi 260 ÷ 290 350 ÷ 370 525 ÷ 550 760 ÷ 790 870 ÷ 900 1060 ÷ 1130

gljive 410 ÷ 425 445 ÷ 470 530 ÷ 575 870 ÷ 910 1690 ÷ 1750 2160 ÷ 2290

grašak u mahuni 315 ÷ 375 420 ÷ 515 560 ÷ 680 715 ÷ 960 1310 ÷ 1660 2060 ÷ 2320

karfiol 85 ÷ 225 125 ÷ 255 190 ÷ 280 445 ÷ 495 700 ÷ 935 1100 ÷ 1450

krastavci 68 ÷ 75 70 ÷ 85 85 ÷ 120 185 ÷ 220 340 ÷ 435 550÷ 630

kupus beli, zimski 50 ÷ 85 60 ÷ 105 80 ÷ 150 130 ÷ 190 210 ÷ 290 386 ÷ 435

kupus crveni, rani 80 ÷ 105 115 ÷ 135 165 ÷ 185 255 ÷ 295 390 ÷ 455 595 ÷ 680

kupus crveni, zimski 50 ÷ 65 55 ÷ 85 80 ÷ 90 105 ÷ 140 185 ÷ 210 365 ÷ 420

kupus, brokola 175 ÷ 245 200 ÷ 280 350 ÷ 490 600 ÷ 820 900 ÷ 1060 1760 ÷ 1870

kupus, zeleni 90 ÷ 120 120 ÷ 130 150 ÷ 185 225 ÷ 280 375 ÷ 435 565 ÷ 700

mrkva 35 ÷ 100 80 ÷ 120 100 ÷ 140 115 ÷ 155 260 ÷ 350 325 ÷ 490

mrkva sa lišćem 185 210 225 360 545 1130

paprike 85 ÷ 120 115 ÷ 155 200 ÷ 230 305 ÷ 345 370 ÷ 410 435 ÷ 470

paradajz, zreli 50÷ 65 60 ÷ 70 70 ÷ 95 115 ÷ 150 190 ÷ 315 290 ÷ 365

praziluk, zimski 125 ÷ 190 210 ÷ 400 460 ÷ 550 986 ÷ 1030 1510 ÷ 1740 1950 ÷ 2130

rotkve bez lišća 65 ÷ 95 65 ÷ 105 75 ÷ 140 200 ÷ 245 360 ÷ 420 610 ÷ 645

rotkvice 195 ÷ 220 225÷ 260 290 ÷ 315 360 ÷ 400 700 ÷ 740 1080 ÷ 1150

salata, zelena 115 ÷ 140 120 ÷ 155 150 ÷ 185 225 ÷ 365 390 ÷ 680 910 ÷ 1220

spanać 220÷ 300 280 ÷ 430 460 ÷ 715 750 ÷ 1125 1530 ÷ 1880 2270 ÷ 3230

špargle 210 ÷ 235 245 ÷ 260 280 ÷ 305 525 ÷ 575 740 ÷ 1000 1050 ÷ 1310

3.5. Toplotno opterećenje od inja na isparivačima (Q5)

Na površinama isparivača stalno se izdvaja vlaga iz vazduha koji struji kroz njih, jer

je temperatura površine isparivača skoro uvek niţa od temperature rošenja vazduha. Sa drage

strane, kroz vazduh u komori neprekidno pridolazi vlaga usled kaliranja sa površine

uskladištenih proizvoda i iz vazduha koji se infiltrira u komoru ili se u nju uvodi radi

ventilacije. Vlaga koja potiče od difuzije vodene pare kroz zidove komore i od rada ljudi,

moţe se zanemariti.

Sva vlaga, koja se izdvoji na spoljnoj površini isparivača, ohladi se pribliţno do

temperature te površine. MeĎutim, toplota koju treba odvesti da bi se vlaga koja potiče iz

proizvoda (kalo) ohladila do temperature sa kojom proizvodi napuštaju komoru, već je

obuhvaćena prilikom proračuna toplotnog opterećenja Q2. Toplota koju treba odvesti da bi se

vlaga, izdvojena od infiltriranog vazduha ili vazduha za ventilaciju, dovela do stanja vode na

0°C, već je obuhvaćena prilikom proračuna toplotnog opterećenja Q3. Zato ovom prilikom

treba uzeti u obzir samo toplotu koju treba odvesti da bi se kalo ohladio od temperature sa


64

kojom proizvodi napuštaju komoru do temperature inja na isparivaču, a vlaga izdvojena iz

infiltriranog (odnosno ventilacionog) vazduha prevela od stanja vode na 0°C do stanja inja na

isparivaču. Na osnovu toga moţe se napisati

𝑄5 = 𝑤𝑗 𝑕𝑗 − 𝑕0 + 𝑛𝑖 𝑣 𝑉𝑔𝜌𝑢𝑗 𝑥𝑠 − 𝑥0 0 − 𝑕0 = 𝑤𝑗 𝑕𝑗 − 𝑕0 −𝑗

𝑛𝑖 𝑣 𝑉𝑔𝜌𝑢 𝑥𝑠 − 𝑥0 𝑕0, (II.97)

gde su:

wj kg 24h − kalo j-te grupe proizvoda koji se razlikuju od ostalih po vrsti ili po

temperaturi,

hj kJ kgw − specifična entalpija vode na temperaturi sa kojom j-ta grupa proizvoda

napušta komoru,

h0 kJ kgw − specifična entalpija vode na temperaturi površine isparivača,

ni v - broj izmena vazduha usled infiltracije ili ventilacije (usvaja se merodavna

vrednost, kao pri proračunu Q3 ),

ρu kg m3 −gustina vazduha u komori,

xs i xu kgw kgL −apsolutne vlaţnosti spoljašnjeg vazduha koji ulazi u komoru i vazduha u komori.

Intenzitet kaliranja proizvoda zavisi od vrste proizvoda i načina njihovog pakovanja,

od temperature i vlaţnosti vazduha u komori, od intenziteta opstrujavanja vazduha oko tih

proizvoda i načina voĎenja termičke obrade. U tabeli 13. dati su podaci o intenzitetu kaliranja

(procentualno kalo za dato vreme skladištenja) ili o integralnom kalu za čitavo vreme trajanja

procesa termičke obrade.

Tab. 13. – Orijentacioni podaci o kaliranju proizvoda

Proces i vrsta proizvoda Kalo % Napomene

RashlaĎivanje mesa 1 ÷ 3 za period rashlaĎivanja do +4, t = -30,w= 3

Skladištenje ohlaĎenog mesa 1 za period od 5 dana; t= -1 1;

Skladištenje ohlaĎenog mesa 4 ÷ 6 za period od 2 3 nedelje; t=0; =85 ÷ 95

Smrzavanje mesa u kalupima 0,3 ÷ 0,34 za period smrzavanja; zatvoreni kalupi

Smrzavanje okačenih svinjskih polutki 1,5 za period smrzavanja; t= -35; w=3

Smrzavanje goveĎih četvrtki 1,7 ÷ 2 za period smrzavanja; t= -35; w=3

Skladištenje smrznutih svinjskih polutki 1 ÷ 1,3 za period od 3 6 meseci;

Skladištenje smrznutih goveĎih četvrtki 2 ÷ 3,3

OhlaĎivanje ţivine i kunića 0,7 ÷ 1,3 za period rashlaĎivanja do +4, t = 0,w= 3

Skladištenje ohlaĎene ţivine i kunića 0,4 ÷ 0,8 za period od 7 dana; t=0; =90

Smrzavanje ţivine i kunića 0,7 ÷ 1,4 za period smrzavanja; t = -35,w= 3

Skladištenje smrznute ţivine i kunića 0,4 ÷ 0,8 za prvi mesec u mirnom vazduhu; t=-20

Skladištenje jaja 3,5 za period od 4 meseca

Skladištenje jaja do 4,5 za period od 8 meseci

OhlaĎivanje ribe 0,5 ÷ 1 za period ohlaĎivanja

Skladištenje ohlaĎene ribe 0,5 za period od 24 sata

Smrzavanje ribe 1,2 ÷ 3 smrzavanje pojedinačnih riba; t = -35,w= 3

Skladištenje smrznute ribe 0,2 ÷ 0,4 za 1 mesec u mirnom vazduhu; t=-20

OhlaĎivanje voća i povrća do 2 za period ohlaĎivanja, t = 0,w= 3

Skladištenje ohlaĎenog voća i povrća 0,5 ÷ 1 za 7 dana; t=0; =0,15 0,20

Smrzavanje voća i povrća 1 ÷ 2 za period smrzavanja; t= -35; w=3

Skladištenje smrznutog voća i povrća 0,5 ÷ 1 za period od 3 meseca; t=-20 -30; w 0,1


65

Ukupno kalo za svaku grupu proizvoda odreĎuje se kao suma tri sabirka:

1. kalo unetih proizvoda za period𝜏𝑇𝑂 termičke obrade,

2. kalo unetih proizvoda za ostatak vremena 24 − 𝜏𝑇𝑂 do punih 24 časa,

3. kalo zatečenih proizvoda za period od svih 24 časa.

3.6. Toplotno opterećenje od ljudi (Q6)

Ovo toplotno opterećenje zavisi od broja ostvarenih radnih sati u komori, za skladišne

komore broj radnih sati se procenjuje na osnovu potrebnog rada za unos, razmeštaj,

nadgledanje i iznošenje proizvoda. Ako se ne raspolaţe preciznijim podacima, moţe se

usvojiti da se za izvršenje napred navedenih poslova u komori ostvari oko jedan radni sat na

svakih 1,5 t unetih ili iznetih proizvoda.

Ako se sa 𝑞𝑟 kW označi odavanje toplote od prosečnog radnika, a sa 𝑛𝜏 𝑕 24𝑕 broj

ostvarenih radnih sati u toku 24h, dobija se

𝑄6 = 𝑛𝑞𝑟𝜏 kWh 24h . (II.98)

Intenzitet odavanja toplote 𝑞𝑟 𝑘𝑊 jednog prosečnog radnika pri srednje teškom

fizičkom radu, u zavisnosti od temperature 𝑡𝑢 , dat je u tabeli 14.

Tab. 14. – Odavanje toplote od jednog radnika pri srednje teškom fizičkom radu

qr kW tu ℃ qr kW tu ℃ qr kW tu ℃ qr kW tu ℃

0.212 10 0,278 -1,2 0,351 -12,2 0,410 -23,3

0,247 4,5 0,308 -6,7 0,381 -17,8 - -

3.7. Toplotno opterećenje od osvetljenja (Q7)

Ovo toplotno opterećenje najviše zavisi od intenziteta osvetljavanja u komori (od

instalisane snage svetiljki 𝑁𝑠𝑣 kW i stepena uključenosti svetla 𝜂𝑠𝑣 𝑕 24𝑕 ). Ono takoĎe

obuhvata i discipiranu energiju svih ostalih 𝑛 radnih mašina u komori, osim ventilatora

isparivača, čija se discipirana energija računa kao posebno toplotno opterećenje Q8. Na taj

način se za toplotno opterećenje Q7 dobija

𝑄7 = 𝑃𝑠𝑣𝜏𝑠𝑣 + 𝑃𝑖𝜏𝑖 = 24𝑃1𝑠𝑣𝜂𝑠𝑣𝐴𝑔+ 𝑃𝑖𝜏𝑖𝑛𝑖=1 kWh 24h 𝑛

𝑖=1 , (II.99)

gde su:

τsv h 24h − dnevni broj radnih sati svih svetiljki u komori,

P1sv kW m2 −specifična instalisana snaga svetiljki po 1m2 graĎevinske površine

poda komore,

Ag m2 − graĎevinska površina poda komore,

Pi kW − snaga i-te radne mašine,

τi h 24h − dnevni broj radnih sati i-te radne mašine.

Obično se usvaja P1sv = 0,01 kW m2 i ηsv = 0,3 h 24h .


66

3.8. Toplotno opterećenje od ventilatora isparivača (Q8)

Ovo opterećenje potiče od rada ventilatora vazdušnih hladnjaka i ne moţe se tačno

proračunati dok se ne odrede karakteristike vazdušnih hladnjaka sa pripadajućim

ventilatorima. Za Q8 se usvaja:

𝑄8 = 𝑎 𝑄𝑖7𝑖=1 , (II.100)

gde su vrednosti koeficijenta 𝑎:

a = 0 za komore sa „mirnim” hlaĎenjem (rashladna tela bez ventilatora, tzv.

cevne zmije sa prirodnom konvekcijom na strani vazduha)

a = 0,1 za skladišne komore sa vazdušnim hladnjacima

a = 0,15 ÷ 0,20 za komore za brzo rashlaĎivanje

a = 0,20 ÷ 0,25 za tunele za brzo zamrzavanje

3.9. Potrebni učinci komponenata rashladne instalacije

3.9.1. Potreban rashladni učinak isparivača (Q0R)

Potreban rashladni učinak isparivača odreĎuje se tako da se ukupno (24časovno)

toplotno opterečenje odvede za vreme 𝜏𝑒𝑓 koje je kraće od 24 sata, kako bi ostalo dovoljno

vremena za poslove oko redovnog odrţavanja rashladne instalacije, za otapanje inja sa

isparivača i zbog rezerve u slučaju neočekivano velikog toplotnog opterećenja:

𝑄0𝑅 = 𝑄𝑖

8𝑖=1

𝜏𝑒𝑓. (II.101)

Za τef se u praksi usvajaju sledeće vrednosti:

12 ÷ 14 h 24h − za hladnjake za domaćinstva, 14 ÷ 16 h 24h − za komercijalne rashladne ureĎaje, 16 ÷ 20 h 24h − za industrijske rashladne ureĎaje.

Za šarţne tunele za brzo rashlaĎivanje i smrzavanje biće

𝜏𝑒𝑓 = 24𝜏𝑇𝑂

𝜏𝑇𝑂 +𝜏𝑀. (II.102)

3.9.2. Potreban rashladni učinak kompresora (Q0KP)

Potreban rashladni učinak kompresora odreĎuje se posebno za svaki reţim isparavanja

na osnovu zbira rashladnih učinaka svih isparivača koje rade sa tom temperaturom

isparavanja. Ako postoji veliki broj komora, treba uzeti u obzir da neće u svim komorama

istovremeno doći do maksimalne potrebe hlaĎenja, čak će retko u svim komorama

istovremeno biti uključeni u rad svi isparivači. Faktor istovremenosti nastanka svih toplotnih

opterećenja u maksimalnom iznosu kreće se obično u granicama η = 0,7 ÷ 0,9. Ako ima

samo jedna komora sa datom temperaturom isparavanja, onda je η = 1. Na taj način se za

potreban rashladni učinak kompresora za datu temperaturu isparavanja dobija

𝑄0𝐾𝑃 = 𝜂 𝑄0𝑅 𝑗 kW 𝑗 . (II.103)

3.9.3. Procena toplotnog opterećenja kondenzatora (Q0KD)

Ukupno toplotno opterećenje kondenzatora se orijentaciono moţe proceniti kao zbir

rashladnih učinaka svih isparivača i snaga potrebnih za pogon svih kompresora

𝑄𝐾𝐷 = 𝑄0𝐾𝑃 + 𝑃𝐸𝑀 𝑖 kW 𝑖 . (II.104)


67

III TERMIČKA OBRADA ŠLJIVE

1. Opšte karakteristike šljive

Šljiva se prvi put pominje kod grčkih pesnika, ali ne postoje pouzdani dokazi o

poreklu i rasprostranjenosti pojedinih vrsta u raznim evropskim zemljama. Šljiva (Prunus

domestica), poznata kao domaća šljiva, potiče sa područja od Crnog mora do središnje Azije.

Šljiva je drvo iz familije ruţa (Rosaceae), a visoka je od 3 do 10 metara. Odlikuje se

razgranatim korenovim sistemom, koji se razvija uglavnom površinski. Stablo moţe biti

piramidalne ili okruglaste krune, nisko srednje visine ili visoko, slabo bujno ili bujno. Plodovi

mogu biti okrugli, duguljasti ili jajoliki, sitni ili krupni, a njihova boja od bele i ţute preko

crvene i plave pa sve do gotovo crne boje. Ukus takoĎe varira od izrazito slatkih do kiselih

poput limuna.

Kako u regionu tako i u našoj zemlji, šljiva vaţi za jednu od najrasprostranjenijih

voćnih kultura, sa čak 50% od ukupnog broja stabala svih voćnih vrsta. Srbija je značajan

proizvoĎač šljive u Evropi i svetu. Proizvodnja šljive kod nas ima največi privredni značaj.

Obavlja se uglavnom u brdskim i brdsko-planinskim područjima (oko 85%). Karakteriše je

velika oscilacija u prinosu ( od 5 do 20 kg po stablu ), što stvara veliku razliku u obimu

proizvodnje na godišnjem nivou ( od 230.000 do 900.000 MT ).

U našoj zemlji, veliki problem u proizvodnji šljive je nedostatak monitoringa, jer ona

nije adekvatno organizovana i kontrolisana od strane naučno-stručnih organizacija i resornih

drţavnih institucija. Razlike u klimatskim uslovima, tehnoligiji gajenja i sortimentu daju

neujednačen kvalitet sveţe šljive. Udruţivanje proizvoĎača i ukrupnjavanje poseda, odnosno

povećanje površina parcela za uzgoj, bilo bi od velike pomoći našim hladnjačama. Na takvim

plantaţama bi se mogao sprovesti adekvatak stručni nadzor, što bi doprinelo kvalitetu sveţe

šljive, a i olakšalo bi plasman šljive na svetsko trţište.

Šljive imaju široku upotrebu. Koristi se kao prvoklаsno sveţe voće i kаo sirovinа zа

industriju prerаde voćа. Plodovi šljive su znаčаjni kаo robа zа izvoz u sveţem stаnju, а kаo

sirovinа zа sušenje i kаo osušeni plodovi predstаvljаju proizvode visoke vrednosti. Prilikom

otkupa radi se kvalitativna analiza I samo 5% moţe biti neodgovarajućeg kvaliteta. Kod

prijema sveţe šljive, parametri na osnovu kojih se odreĎuje kvalitet zavise od nameravane

upotrebe. Ako je šljiva namenjena daljoj preradi, odnosno zamrzavanju I kasnijem korišćenju

kao sirovina, poţeljno je da stepen zrelosti bude od 70 do 75%. Transport sirovine se mora

obaviti u zatvorenom prevoznom sredstvu tj. kamionu, gde je ona zaštićena od vlage i

kontaminacije bilo kakvim štetnim faktorima I na odgovarajućoj temperature, kako se kvalitet

ne bi promenio.Sveţa šljiva se nakon pranja moţe zamrzavati u klasičnom tunelu, na

temperature vazduha <-34ºC, pri čemu zamrzavanje traje 20h ili u protočnom tunelu na

temperature vazduha <-34ºC, pri čemu zamrzavanje traje neuporedivo kraće,15 min. Duboko

zamrznuta šljiva se, kao poluproizvod, skladišti u komorama na t < -18ºC do dalje prerade.


68

Sorte domaće šljive gajene u Srbiji:

- Belošljiva, rasprostranjena u smederevskom Podunavlju i slivu Zapadne Morave;

- Drenovka (crnošljiva, rasprostranjena u slivu Zapadne Morave;

- Ilinjača, rasprostranjena u svim šljivarskim regionima Srbije;

- Metlaš, rasprostranjena oko Čačka;

- Moravka, rasprostranjena oko Poţarevca, Petrovca na Mlavi i po jugozapadnim

obroncima Homoljskih planina;

- Papračanka (debeljača), rasprostranjena oko Knjaţevca;

- Požegača (maĎarka), najzastupljenija meĎu sortama šljiva u Srbiji;

- Ranka crvena, rasprostranjena u svim šljivarskim regionima Srbije;

- Sitnica (saridţa), rasprostranjena u široj okolini Pirota;

- Trnovača (piskavac), rasprostranjena oko Čačka i Valjeva;

- Fruškogorska bela, nalazi se na padinama Fruške Gore;

- Dženarika , rasprostranjena u svim šljivarskim regionima Srbije i spontano se širi.

2. Hemijski sastav šljive

Plod šljive sаdrţi 75 do 87% vode i 13 do 25% suve mаterije. Ukus plodа zаvisi od

odnosа šećerа i orgаnskih kiselinа. U plodu šljive preovlаĎuje glukozа, dok je mаnje

fruktoze. MeĎu kiselinаmа nаjviše imа jаbučne i limunske. Procenat kiselinа i šećerа vаrirа i

kod iste sorte u zаvisnosti od klimаtskih i zemljišnih uslovа. U zrelom plodu šljiva pH

vrednost se kreće od 3,3 do 3,6. Azotne mаterije učestvuju u hemijskom sаstаvu plodа sа 0,6

do 0,8% (amino-kiseline, amidi, jedinjenja amonijaka i azotne baze), а minerаlne sа svegа

0,5%. Od minerаlnih mаterijаmа nаjviše ima kаlijumа (54,59%) i fosforа (17,7%). Od

vitаminа u plodovimа šljive nаjznаčаjniji su: provitаmin A, zаtim vitаmini B i C, čega ima

najviše, oko 7 mg. Hlorofili, karotinoidi i antocijanini su najznačajnije bojene materije

plodova šljive. Energetska vrednost plodova šljiva kreće se od 220 do 455 kJ na 100 g.

Tabela 15. Sadrţaj mineralnih materija

U 100g šljiva nalazi se

kcal kJ Vode Masti Kalijuma Kalcijuma Magnezijuma Vitamina

C

47 - 48 195 – 206 80 – 86 g 0,2 g 221 mg 14 mg 10 mg 5 mg

Tabela 16. Procentualni dnevna potreba koja se unese sa 100g šljiva

% dnevnih potreba koji se unese sa 100g šljiva

Kalijuma Kalcijuma Magnezijuma Vitamin C

11 2 3 7


69

3. Termofizičke karakteristike šljive

Tabela 17. Toplotne karakteristike šljive

Optimalni uslovi

skladištenja Maksimalni

rok

skladištenja

Maseni

udeo

vode

Krioskopska

temperatura

Specifični toplotni

kapacitet

Toplota

smrzavanja

t

[°C]

φ

[%]

Gustina

skladištenja

[t/m3]

% tcr [°C] c

[kJ/kgK]

c0

[kJ/kgK] r [kJ/kg]

-0,5 85 0,43 15N 83 -2 3,81 2,05 279

Tabela 18. Entalpija smrznute šljive

Maseni udeo vode (%) 80,3

Srednja spec. toplota na

4÷32 °C (kj/kg) 3,65

Temperatura (°C) -40 -30 -20 -18 -16 -14 -12

% nesmrznute vode / 8 14 16 18 20 23

Entalpija (kJ/kg) 0 25 57 65 74 84 97

Tabela 19. Topla disanja šljive (kJ/th) u funkciji temperature

0 [°C] 2 [°C] 5 [°C] 10 [°C] 15 [°C] 20 [°C]

65÷75 80 ÷125 135 ÷235 225÷455 293÷670 505÷845


70

IV PRORAŠUN HLADNJAČE ZA ŠLJIVE

1. Skladišna komora I

Podaci za proračun

Unutrašnje dimenzije: 1300×1000×600cm

Površina: 130 m2

Zapremina: 780 m3

Temperatura u komori: -20°C

Relativna vlaţnost: 90%

Kapacitet komore: 190000kg

Dnevni unos: 15000kg

Temperatura unosa robe: -18°C

Konačna temperatura robe: -20°C

Spoljna proj. temperatura +35°C

Sl.13 Principijelna šema za povezivanje opreme

Rashladno sredstvo: R404A

Pritisak isparavanja pi: 2,2 bar

Pritisak kondenzacije pk: 20,45 bar

Temperatura isparavanja: -28°C

Temperatura kondenzacije: +45°C

PothlaĎivanje za: 5°C

Pregrevanje za: 5°C


71

Sl.14 Ciklus u p-h dijagramu

Tačka i (kJ/kg) t (°C) 1 355 -23 2 401 58 3 263 40 4 263 -28

Tabela 20. tačke u p-i dijagramu

1.1. Proračun i izbor vrste i debljine izolacije

𝛿𝑖𝑧 = 𝜆𝑖𝑧 𝑡𝑠 − 𝑡𝑢𝑞𝑜𝑝𝑡

− 1

𝛼𝑠+

𝛿𝑖

𝜆𝑖+

1

𝛼𝑢 𝑚 (IV.1)

gde je:

λiz = 0,036 [W m˚K ] - koeficijent toplotne provodljivosti za stiropor, qopt = 12 [W m2] - optimalni toplotni fluks,

αs i αu [W/m2˚K] - koeficijent prelaza toplote na pregradu i sa pregrade u komoru, ts = tsp = 35℃ - za istočne i severne zidove,

ts = tsp + 10 = 45℃ - za tavanicu ispod tavanskog prostora,

ts = 15℃ - za pod.

Tabela 21. Debljina izolacije za SKLADIŠNU KOMORU I

Pregrada ts ℃ αs αu δi λi λiz δiz

[cm]

δiz [cm]

[W/m2˚K] [W/m2˚K] [W/m2˚K] [W/m˚] (usvojena)

Sever Sp 35 30 20 0.715158 0.036 13.6254 15

Istok Sp 35 30 20 0.715158 0.036 13.6254 15

Jug Un 21 20 20 0.49102 0.036 10.1723 10

Zapad Un1 20 8 20 0.49102 0.036 9.60233 10

Zapad Un2 20 8 20 0.49102 0.036 9.60233 10

Tavanica 45 30 20 0.194168 0.036 18.501 20

Pod 10 7 20 0.2608 0.036 7.36683 8

Najveća temperaturska razlika izmeĎu dve hlaĎene komore (pregrade: Jug Un), u

slučaju kada je jedna od njih van pogona, iznosi

𝑡𝑠 − 𝑡𝑢 𝑚𝑎𝑥 = 0,6 𝑡𝑠𝑝 − 𝑡𝑢 . (IV.2)


72

1.2. Proračun difuzije vodene pare kroz izolacionu konstrukciju

Tabela 22. Usvojena graĎevinska konstrukcija spoljašnjeg zida

q 10,49031 W/m² k 0,190733 W/m²˚K

tu -20 °C αu 20 W/m²˚K

ts 35 °C αs 30 W/m²˚K

λkm 0,87 W/m˚K δkm 0,02 m

λop 0,58 W/m˚K δop 0,38 m

λcm 1,28 W/m˚K δcm 0,02 m

λbpb 0,87 W/m˚K δbpb 0,005 m

λiz 0,036 W/m˚K δiz 0,16 m

λcm 1,28 W/m˚K δcm 0,02 m

Tabela 23. Pritisak zasićenja vodene pare u graĎevinskoj konstrukciji spoljašnjeg zida

R.br.

Materijal sloja δ x t P"

[m] [m] [℃] [kPa]

35.00 5.628

0 0 34.63076 5.514

1 krečni malter 0.02 0.02 34.37611 5.437

3 šuplja opeka 0.38 0.4 27.11864 3.592

4 cementni malter 0.02 0.42 26.94556 3.556

5 bitumenska parna barijera 0.005 0.425 26.8819 3.543

6 izolacioni sloj 0.15 0.575 -19.2731 0.133

7 cementni malter 0.02 0.595 -19.4461 0.131

-20 0.125

Tabela 24. Fluks vodene pare kroz spoljašnji zid

q' 4,03E-09 kg/m²s Pa 𝑝𝑢 0,1125 kPa 𝑅𝑑𝑢 10*10⁷ m²s Pa/kg

D 1,49E-12 kg/m²s 𝑝𝑠 2,814 kPa 𝑅𝑑𝑠 5*10⁷ m²s Pa/kg

𝜇𝑘𝑚 ∗ 1012 37,5 kg/ms Pa 𝛿𝑘𝑚 0,02 m 𝑅𝑑𝑘𝑚 5,33E+08 m²s Pa/kg

𝜇𝑜𝑝 ∗ 1012 29,2 kg/ms Pa 𝛿𝑜𝑝 0,38 m 𝑅𝑑𝑜𝑝 1,3E+10 m²s Pa/kg

𝜇𝑐𝑚 ∗ 1012 25 kg/ms Pa 𝛿𝑐𝑚 0,02 m 𝑅𝑑𝑐𝑚 8E+08 m²s Pa/kg

𝜇𝑏𝑝𝑏 ∗ 1012 0,009 kg/ms Pa 𝛿𝑏𝑝𝑏 0,005 m 𝑅𝑑𝑏𝑝𝑏 5,56E+11 m²s Pa/kg

𝜇𝑖𝑧 ∗ 1012 1,5 kg/ms Pa 𝛿𝑖𝑧 0,15 m 𝑅𝑑𝑖𝑧 1E+11 m²s Pa/kg



73

Tabela 25. Parcijalni pritisak vodene pare u spoljašnjoj pregradi

R.br. Materijal sloja δ x p P"

[m] [m] [kPa] [kPa]

0 2.814 5.628

0 0 2.8138 5.514

1 krečni malter 0.02 0.02 2.8117 5.437

2 šuplja opeka 0.38 0.4 2.7592 3.592

3 cementni malter 0.02 0.42 2.756 3.556

4 bitumenska parna barijera 0.005 0.425 0.5188 3.543

5 izolacioni sloj 0.15 0.575 0.1161 0.133

6 cementni malter 0.02 0.595 0.1129 0.131

0 0.6 0.1125 0.125

Sl. 15 Provera odsustva kondezacije vodene pare u izolovanoj konstrukciji

Za izabrane debljine izolacije i graĎevinskih slojeva neće doći do kondenzacije vodene pare.

0

1

2

3

4

5

6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

Pri

tisa

k v

od

ene

pare

[k

Pa]

Debljina graĎevinske konstrukcije [m]

p

Экспоненциальная (p")


74

1.3. Proračun potrebe hlaĎenja

Transmisiono toplotno opterećenje Q1

𝑄1 = 0,024 ∙ 𝑘𝑖 ∙ 𝐴𝑖 ∙ 𝑡𝑠𝑖 − 𝑡𝑢

𝑛

𝑖=1

= 145,7 [kWh 24h ] (IV.3)

gde su:

𝑘𝑖 W m2˚K - koeficijent prolaza toplote,

𝐴𝑖 m2 - površina,

𝑡𝑠𝑖 ℃ - temperatura koja vlada sa spoljašnje strane i-te pregrade,

𝑡𝑢 ℃ - unutrašnja temperatura u komori.

Tabela 26. Transmisiono toplotno opterećenje SKLADIŠNU KOMORU I

Oznaka A

[𝑚2]

𝑡𝑠

[℃]

𝛼𝑠 𝛼𝑢 𝛿𝑖 𝜆𝑖 𝜆𝑖 𝛿𝑖𝑧 [cm]

k Δ𝑡 q Q [W/𝑚2˚K] [W/𝑚2˚K] [W/𝑚2˚K] [W/mK]

Sever Sp 60 35 30 20 0.715158 0.036 15 0.201 55 11.08 15.95

Istok Sp 78 35 30 20 0.715158 0.036 15 0.201 55 11.08 20.74

Jug Un 60 21 20 20 0.49102 0.036 10 0.297 41 12.17 17.53

Zapad Un1 36.6 20 8 20 0.49102 0.036 10 0.29 40 11.62 10.2

Zapad Un2 41.4 20 8 20 0.49102 0.036 10 0.29 40 11.62 11.54

Tavanica 130 45 30 20 0.194168 0.036 20 0.171 65 11.14 34.77

Pod 130 10 7 20 0.2608 0.036 8 0.374 30 11.21 34.98

Q1= 145.7

Toplotno opterećenje od termičke obrade proizvoda Q2

𝑄2 =1

3600 𝑀𝑈𝑃𝑖𝑐𝑝𝑖 + 𝑀𝑈𝐴𝑖𝑐𝑝𝐴𝑖 𝑡1𝑖 − 𝑡2

𝑛

𝑖=1

= 19,02 [kWh 24h ] (IV.4)

MUPi = 15000 kg 24h - količina unetih proizvoda,

MUAi = 15% ∙ MUPi - količina unete ambalaţe (drveni sanduci),

cpi = 2,05 kJ kgK - specifični toplotni kapacitet smrznute šljive,

cpAi = 1,7 kJ kgK - specifični toplotni kapacitet drvene ambalaţe,

t1i = −18℃ - temperature robe pri unošenju u komoru,

t2 = −20℃ - temperatura skladištenja robe.


75

Toplotno opterećenje usled izmene vazduha Q3

𝑄3 = 𝑛𝑖𝑉𝑔𝜌𝑢 𝑕𝑠 − 𝑕𝑢 = 2,7 ∙ 780 ∙ 1,393 13,5 − −18,71 = 26,24 [kWh 24h ] (IV.5)

ni ≅75

Vg= 2,7 izm. 24h - broj izmena usled infiltracije,

ρu = 1,393 kg m3 - gustina vazduha u komori (na -20°C i 90%),

hs = 13,5 kJ kg - specifična entalpija vazduha u manipulativnoj hali (na 10°C i

70%),

hu = −18,71 kJ kg - specifična entalpija vazduha u komori (na -20°C i 90%).

Toplotno opterećenje od „disanja“ Q4

𝑄4 = 0 [kWh 24h ]

Toplotno opterećenje od inja na isparivačima Q5

Q5= wj ij-i0 +niVgρ

uj

xs-x0 0-i0 =0,369 [kWh 24h ] (IV.6)

gde su:

wj=150 [ kg 24h ] - kalo proizvoda; iznosi 1% dnevnog unosa,

hj=-18,6 [ kJ kg ] - specifična entalpija vode na temperaturi sa kojom proizvod

napušta komoru (-20°C),

h0=-27,45 [ kJ kg ] - specifična entalpija vode na temperaturi površine isparivača (-

28°C),

ni=2,7 [ izm 24h ] - broj izmena vazduha usled infiltracije ili ventilacije (usvaja se

merodavna vrednost, kao pri proračunu Q3 ),

ρu=1,393 [ kg m3 ] - gustina vazduha u komori,

xs=0,0075 [ kgW kgL] -apsolutna vlaţnost vazduha koji ulazi u komoru (20°C,50%),

x0=0,00057 [ kgW kgL] - apsolutna vlaţnost vazduha u komori (-20°C,90%).

Toplotno opterećenje od ljudi Q6

𝑄6 = 𝑛𝜏𝑞𝑟 = 10 ∙ 0,393 = 3,93 [kWh 24h ] (IV.7)

qr = 0,393 kW na tu = -20°C,

nτ = 10 [ h 24h ] na 15 tona unete robe.


76

Toplotno opterećenje od osvetljenja Q7

𝑄7 = 24𝑃1𝑠𝑣𝜂𝑠𝑣𝐴𝑔+ 𝑃𝑖𝜏𝑖

𝑛

𝑖=1

= 24 ∙ 0,01 ∙ 0,3 ∙ 130 = 9,36 [kWh 24h ] (IV.8)

gde su:

P1sv = 0,01 kW m2 - specifična instalisana snaga svetiljki po 1m2 graĎevinske

površine poda komore,

ηsv = 0,3 h 24h - stepen uključenosti svetla,

Ag m2 - graĎevinska površina poda komore,

Pi kW iτi h 24h - snaga i dnevni broj radnih sati i-te radne mašine.

Toplotno opterećenje od ventilatora isparivača Q8

𝑄8 = 𝑎 𝑄𝑖 = 0,1 ∙ 204 = 20,4

7

𝑖=1

[kWh 24h ] (IV.9)

a = 0,1 - za skladišne komore sa vazdušnim hladnjacima.

Potreban rashladni učinak isparivača Q0R


8𝑖=1

𝜏𝑒𝑓=

224,4

15= 14,95 [kW] (IV.10)

τef = 14 ÷ 16 [h 24h ], za komercijalne rashladne ureĎaje.

Potreban rashladni učinak kompresora Q0KP

Q0KP = η Q0Rj = 14,95 [kW

j

] (IV.11)

Procena toplotnog opterećenja kondenzatora Q0KD

𝑄𝐾𝐷 = 𝑄0𝐾𝑃 + 𝑃𝐸𝑀 𝑖 = 14,95 + 13,1 = 28,05 [kW

𝑖

] (IV.12)


77

1.4. Proračun cevovoda za povezivanje opreme

1. Presek usisnog cevovoda računa se po obrascu:

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃

𝑞𝑣 ∙ 𝑤=

14950

1385 ∙ 103 ∙ 20= 0,00072 [m2] (IV.13)

gde su:

𝑄0𝐾𝑃 = 10680 [W]- kapacitet kompresora na t0=-28°C/tc=45°C,

𝑞𝑣 = 1385 [kJ m3 ] – specificna zapreminska rashladna sposobnost za freon R404A,

𝑤 = 5 ÷ 25 [m s ] – preporučena brzina strujanja rashladnog fluida u usisnom vodu.

pa je unutrašnji prečnik cevi:

𝑑𝑢 = 4𝐹

𝜋= 0,0262 [m] (IV.14)

Usvaja se: 𝜙28 × 1,5[mm] 2. Prečnik potisnih cevovoda, od kompresora do kondenzatora:

Usvaja se: 𝜙28 × 1,5[mm]

3. Tečni vodovi, od kondenzatora do risivera i termoekspanzionog ventila:

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃 ∙ 𝑣 ,

𝑖𝑒,, − 𝑖𝑐

,, 𝑤=

14950 ∙ 0,903 ∙ 10−3

393,56 − 255,57 103 ∙ 5= 0,000006522 [m2]

(IV.15)

gde su:

𝑣 , = 0,903 ∙ 10−3 [m3 kg ] – specifična zapremina tečnosti,

𝑕𝑒,, = 393,56 [kJ kg] – entalpija pare freona na temperaturi isparavanja,

𝑕𝑐,, = 255,57 [kJ kg] – entalpija pare freona na temperaturi isparavanja,

𝑤 = 5 ÷ 25 [m s] – preporučena brzina strujanja rashladnog fluida u tečnom vodu.

Pa je unutrašnji prečnik cevi:

𝑑𝑢 = 4𝐹

𝜋= 0,00499 [m] (IV.16)

Usvaja se: 𝜙5 × 1[mm]


78

1.5. Izbor osnovne rashladne opreme

Na osnovu prethodnog proračuna i dobijenog rashladnog kapaciteta za SKLADIŠNU

KOMORU I, izvršen je izbor osnovne rashladne opreme, i to:

1. KOMPRESOR: BITZER 4GE-23I-40P

2. ISPARIVAČ: GÜNTNER S-GHF 045.2J/27-ANW50.E

Kapacitet 15 kW

rezervna površina 12,20%

Protok vazduha 9940𝑚3 𝑕

Temperatura ulaznog vazduha 20℃

Temperatura izlaznog vazduha 23,7℃

Broj Ventilaora 2

Razmak lamela 7mm

Unutrašnja zapremina 26,7 l

Površina 76,9𝑚2

Dužina 2250mm

Širina 545mm

Visina 650mm

Težina 125 kg

Tip Polu-hermetički klipni

Rashladni kapacitet 17,75 kW

Snaga 13,10 kW

Struja (400V) 22,8 A

Napon 380-420V

Rashladni fluid R404a

Maseni protok 673 kg / h

Temperaturski reţim -28/45℃

PothlaĎivanje u kondezatoru 5,00 °K

Usisna temperatura pare -23,00 ° C

Radna zapremina (1450 o/min, 50Hz) 84,5 m³ / h


Broj cilindra 4

Prečnik cilindra 75 mm

Hod cilindra 55 mm

Teţina 192 kg

Priključak usisni linija 54 mm- 2 1/8 ''

Priključak praţnjenja linija 28 mm- 1 1/8 ''

Tip ulja za sredstvo R404A BSE32 (standard) / R134a


79

3.KONDEZATOR : GÜNTNER GCHC RD 063.1/11-56-3929127M

Kapacitet 30 kW

Protok vazduha 16250 𝑚3 𝑕


Broj Ventilaora 1

Obrtaji motora 1300 o/min.

Snaga morora 2,7 kW

Razmak lamela --


Površina 44,4

Dužina 1200 mm

Širina 1088 mm

Visina 956 mm

Težina 99 kg


80

2. Tunel

Podaci za proračun

Unutrašnje dimenzije: 450×450× 330 [cm]

Površina: 20.25 [m2]

Zapremina: 66.8 [𝑚3] Temperatura u tunelu: -30 [℃] Relativna vlaţnost: 90 %

Kapacitet tunela: 7500 [kg]

Dnevni unos: 2 šarţe = 15000 [kg]

Temperatura unosa robe: 0 [℃] Konačna temperatura robe: -18[℃]

Vreme smrzavanja: 10 h po šarţi (10h+10h)

Spoljna proj. temperature: +35 [℃]

Sl. 16 Principijelna šema za povezivanje opreme

Rashladno sredstvo: R404A

Pritisak isparavanja pi: 1,45 [bar]

Pritisak kondenzacije pk: 20,45 [bar]

Temperatura isparavanja: -38 [℃]

Temperatura kondenzacije: +45 [℃] PothlaĎivanje za: 5 [℃] Pregrevanje za: 5 [℃]


81

Sl.17 Ciklus u p-h dijagramu

Tačka i (kJ/kg) t (°C) 1 349 -33 2 418 72 3 263 40 4 263 -38

Tabela 23. tačke u p-h dijagramu

2.1. Proračun i izbor vrste i optimalne debljine izolacije

𝛿𝑖𝑧 = 𝜆𝑖𝑧 𝑡𝑠 − 𝑡𝑢𝑞𝑜𝑝𝑡

− 1

𝛼𝑠+

𝛿𝑖

𝜆𝑖+

1

𝛼𝑢 𝑚 (IV.17)

gde je:

λ𝑖𝑧 = 0,036 [W m˚K ] - koeficijent toplotne provodljivosti za stiropor,

𝑞𝑜𝑝𝑡 = 13 [W m2 ] - optimalni toplotni fluks,

𝛼𝑠 𝑖 𝛼𝑢 [W/m2˚K] - koeficijent prelaza toplote na pregradu i sa pregrade u komoru.

Tabela 27. Debljina izolacije za TUNEL ZA SMRZAVANJE

Pregrada ts ℃ αs αu δi λi λiz δiz

[cm]

δiz [cm]

[W/m2˚K] [W/m2˚K] [W/m2˚K] [W/m˚] (usvojena)

Sever Un 1 20 8 20 0.505029 0.036 11.3981 12

Istok Un2 35 8 20 0.505029 0.036 15.5519 16

Jug Un3 20 8 20 0.505029 0.036 11.3981 12

Zapad Un4 20 8 20 0.505029 0.036 11.3981 12

Tavanica 20 8 20 0.49102 0.036 11.4485 12

Pod 10 7 20 0.2608 0.036 9.44376 10


82

2.2. Proračun difuzije vodene pare kroz izolacionu konstrukciju

Tabela 28. Usvojena graĎevinska konstrukcija unutrašnjeg zida

q 12,90844 W/m² k 0,198591 W/m²°K

tu -30 °C αu 20 W/m²°K

ts 35 °C αs 20 W/m²°K

λkm 0,87 W/m°K δkm 0,02 m

λop 0,58 W/m°K δop 0,25 m

λcm 1,28 W/m°K δcm 0,02 m

λbpb 0,87 W/m°K δbpb 0,005 m

λiz 0,036 W/m°K δiz 0,16 m

λcm 1,28 W/m°K δcm 0,02 m

Tabela 29. Pritisak zasićenja vodene pare u graĎevinskoj konstrukciji unutrašnjeg zida

R.br.

Materijal sloja δ x t P"

[m] [m] [℃] [kPa]

35,00 5,628

0 0 34,35458 5,431

1 krečni malter 0,02 0,02 34,05783 5,342

3 šuplja opeka 0,25 0,27 28,49385 3,893

4 cementni malter 0,02 0,29 28,29215 3,847

5 bitumenska parna barijera 0,005 0,295 28,21797 3,831

6 izolacioni sloj 0,16 0,455 -29,1529 0,0551

7 cementni malter 0,02 0,475 -29,3546 0,0541

-30 0,051

Tabela 30. Fluks vodene pare kroz sunutrašnji zid tunela

q' 4,11E-09 kg/m²s 𝑝𝑢 0,0459 kPa 𝑅𝑑𝑢 10*10⁷ m²s Pa/kg

D 1,49E-12 kg/m²s Pa 𝑝𝑠 2,814 kPa 𝑅𝑑𝑠 5*10⁷ m²s Pa/kg

𝜇𝑘𝑚 ∗ 1012 37,5 kg/ms Pa 𝛿𝑘𝑚 0,02 m 𝑅𝑑𝑘𝑚 5,33E+08 m²s Pa/kg

𝜇𝑜𝑝 ∗ 1012 29,2 kg/ms Pa 𝛿𝑜𝑝 0,25 m 𝑅𝑑𝑜𝑝 8,56E+09 m²s Pa/kg


𝜇𝑏𝑝𝑏 ∗ 1012 0,009 kg/ms Pa 𝛿𝑏𝑝𝑏 0,005 m 𝑅𝑑𝑏𝑝𝑏 5,56E+11 m²s Pa/kg

𝜇𝑖𝑧 ∗ 1012 1,5 kg/ms Pa 𝛿𝑖𝑧 0,16 m 𝑅𝑑𝑖𝑧 1,07E+11 m²s Pa/kg



83

Tabela 31. Parcijalni pritisak vodene pare u unutrašnjem zidu

R.br. Materijal sloja δ x p P"

[m] [m] [kPa] [kPa]

0 2,814 5,628

0 0 2,813794 5,431

1 krečni malter 0,02 0,02 2,811601 5,342

2 šuplja opeka 0,25 0,27 2,77639 3,893

3 cementni malter 0,02 0,29 2,7731 3,847

4 bitumenska parna barijera 0,005 0,295 0,488286 3,831

5 izolacioni sloj 0,16 0,455 0,049601 0,0551

6 cementni malter 0,02 0,475 0,046311 0,0541

0 0,475 0,0459 0,051

Sl.18 Provera odsustva kondezacije vodene pare u izolovanoj konstrukciji

Za izabranu debljine izolacije neće doći do kondenzacije vodene pare.

0

1

2

3

4

5

6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Pri

tisa

k v

od

ene

pa

re [

kP

a]

Debljina graĎevinske konstrukcije [m]

p

Экспоненциальная (p")


84

2.3. Proračun potrebe hlaĎenja

Transmisiono toplotno opterećenje Q1

𝑄1 = 0,024 ∙ 𝑘𝑖 ∙ 𝐴𝑖 ∙ 𝑡𝑠𝑖 − 𝑡𝑢

𝑛

𝑖=1

= 29,93 [kWh/24h] (IV.18)

ki W m2K - koeficijent prolaza toplote,

Ai m2 - površina,

tsi ℃ - temperatura koja vlada sa spoljašnje strane i-te pregrade,

tu ℃ - unutrašnja temperatura u komori.

Tabela 25. Transmisiono toplotno opterećenje izolacije za TUNEL ZA SMRZAVANJE

Oznaka A

[𝑚2]

𝑡𝑠

[℃]

𝛼𝑠 𝛼𝑢 𝛿𝑖 𝜆𝑖 𝜆𝑖 𝛿𝑖𝑧 [cm]

k Δ𝑡 q Q [W/𝑚2˚K] [W/𝑚2˚K] [W/𝑚2˚K] [W/mK]

Sever Un1 14.85 20 8 20 0.505029 0.036 12 0.249 50 12.46 4.44

Istok Un2 14.85 35 8 20 0.505029 0.036 16 0.195 65 12.68 4.521

Jug Un3 14.85 20 8 20 0.505029 0.036 12 0.249 50 12.46 4.44

Zapad Un4 14.85 20 8 20 0.505029 0.036 12 0.249 50 12.46 4.44

Tavanica 20.25 20 8 20 0.49102 0.036 12 0.25 50 12.5 6.076

Pod 20.25 10 7 20 0.2608 0.036 10 0.309 40 12.38 6.016

Q1= 29.93

Toplotno opterećenje od termičke obrade proizvoda Q2

Q2 =1

3600 MUPi cpi t1i − tkri + ri + c0i tkri − t2

n

i=1

+1

3600 MUAi cpAi t1i − t2

n

i=1

= 1350,02 [kWh/24h]

(IV.19)

MUPi = 15000 kg 24h - količina unetih proizvoda,

MUAi = 15% ∙ MUPi - količina unete drvene ambalaţe,

cpi = 3,81 kJ kg˚K - specifični toplotni kapacitet nesmrznute šljive,

c0i = 2,05 kJ kg˚K - specifični toplotni kapacitet smrznute šljive,

cpAi = 1,7 kJ kg˚K - specifični toplotni kapacitet drvene ambalaţe,

tkr = −2℃ - krioskopska temperatura šljive,

t1i = 0℃ - temperature šljive pri unošenju u komoru,

t2 = −18℃ - temperatura skladištenja šljive,

r = 279 kJ kg – toplota smrzavanja.


85

Toplotno opterećenje usled izmene vazduha Q3

𝑄3 = 𝑛𝑖𝑉𝑔𝜌𝑢 𝑖𝑠 − 𝑖𝑢 = 9 ∙ 66,82 ∙ 1,451 37,9 − −29,64 = 16,37[kWh/24h] (IV.20)

ni ≅75

Vg= 9 izm. 24h - broj izmena usled infiltracije,

ρu = 1,451 kg m3 - gustina vazduha u komori (na -30°C i 90%),

hs = 37,9 kJ kg - specifična entalpija vazduha manipulativnoj hali (na 20°C i 50%),

hu = −29,64 kJ kg - specifična entalpija vazduha u komori (na -30°C i 90%).

Toplotno opterećenje od „disanja“ Q4

𝑄4 = 𝑀 − 𝑀𝑢𝑝 𝑞𝑑 𝑡𝑢 24 + 𝑀𝑢𝑝𝑞𝑑 𝑡𝑚 𝜏𝑇𝑂 + 𝑀𝑢𝑝𝑞𝑑 𝑡𝑢 24 − 𝜏𝑇𝑂

= 5,83 [kWh/24h] (IV.21)

Mup = 15000 kg – masa unetih proizvoda,

M = 15000 kg – ukupna masa proizvoda,

qd 0℃ = 70 kJ th - toplota disanja proizvoda u zavisnosti od temperature,

τTO = 10 + 10 h 24h – vreme boravka proizvoda u komori.

𝑡𝑚 = 𝑡𝑢 + 𝑡𝑝 − 𝑡𝑢 − 𝑡𝑘 − 𝑡𝑢

ln𝑡𝑝 − 𝑡𝑢𝑡𝑘 − 𝑡𝑢

= −1,76℃ ≈ 0℃ (IV.22)

tu = −30℃ – temperatura vazduha u komori,

tp = 0℃ – temperatura unošenja robe,

tk = −18℃ – konačna temperatura robe.

Toplotno opterećenje od inja na isparivačima Q5

𝑄5 = 𝑤𝑗 𝑕𝑗 − 𝑕0 + 𝑛𝑖𝑉𝑔𝜌𝑢𝑗

𝑥𝑠 − 𝑥0 0 − 𝑕0 = 0,97[kWh/24h] (IV.23)

gde su:

wj = 150 kg 24h - kalo proizvoda, iznosi 1% dnevnog unosa,

hj = −16,21 kJ kg - specifična entalpija vode na temperaturi sa kojom proizvod

napušta komoru (-18°C),

h0 = −37,94 kJ kg - specifična entalpija vode na temperaturi površine isparivača (-

38°C),

ni = 9 izm. 24h - broj izmena vazduha usled infiltracije ili ventilacije (usvaja se

merodavna vrednost, kao pri proračunu Q3 ),

ρu = 1,451 kg m3 - gustina vazduha u komori,

xs = 0,007255 kgw kgL - apsolutna vlaţnost vazduha koji ulazi u komoru (20°C i

50%),

x0 = 0,0002101 kgw kgL - apsolutna vlaţnost vazduha u komori (-30°C i 90%).


86

Toplotno opterećenje od ljudi Q6

𝑄6 = 𝑛𝜏𝑞𝑟 = 0[kWh/24h] (IV.24)

Toplotno opterećenje od osvetljenja Q7

𝑄7 = 24𝑃1𝑠𝑣𝜂𝑠𝑣𝐴𝑔+ 𝑃𝑖𝜏𝑖

𝑛

𝑖=1

= 24 ∙ 0,01 ∙ 0,3 ∙ 20,25 = 1,45 [kWh/24h] (IV.25)

gde su:

P1sv = 0,01 kW m2 - specifična instalisana snaga svetiljki po 1m2 graĎevinske

površine poda komore,

ηsv = 0,3 h 24h - stepen uključenosti svetla,

Ag = 20,25 m2 - graĎevinska površina poda komore,

Pi kW iτi h 24h - snaga i dnevni broj radnih sati i-te radne mašine.

Toplotno opterećenje od ventilatora isparivača Q8

𝑄8 = 𝑎 𝑄𝑖 = 0,2 ∙ 1404,57 = 280,91

7

𝑖=1

[kWh/24h] (IV.26)

a = 0,2 - za tunele za brzo zamrzavanje.

Potreban rashladni učinak isparivača Q0R


8𝑖=1

𝜏𝑒𝑓=

1685,48

21,3= 79,13 [𝑘𝑊] (IV.27)

𝜏𝑒𝑓 = 24𝜏𝑇𝑂

𝜏𝑇𝑂 +𝜏𝑀= 21,3 𝑕/24𝑕 za industrijske rashladne ureĎaje.

Potreban rashladni učinak kompresora Q0KP

𝑄0𝐾𝑃 = 𝜂 𝑄0𝑅𝑗 = 79,13 [𝑘𝑊

𝑗

] (IV.28)

Procena toplotnog opterećenja kondenzatora Q0KD

𝑄𝐾𝐷 = 𝑄0𝐾𝑃 + 𝑃𝐸𝑀 𝑖 = 79,13 + 69,4 = 148,53 [𝑘𝑊

𝑖

] (IV.29)


87

2.4. Proračun cevovoda za povezivanje opreme

1.Presek usisnog cevovoda računa se po obrascu

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃

𝑞𝑣 ∙ 𝑤 (IV.30)

Računa se za oba rashladna agregata:

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃𝐼

𝑞𝑣 ∙ 𝑤=

40000

1385 ∙ 103 ∙ 18= 0,0016 [𝑚2] (IV.31)

pa je unutrašnji prečnik cevi

𝑑𝑢 = 4𝐹

𝜋= 0,045 [𝑚] (IV.32)

Usvaja se: 𝜙54 × 2 𝑚𝑚

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃𝐼𝐼

𝑞𝑣 ∙ 𝑤=

40000

1385 ∙ 103 ∙ 18= 0,0016 [𝑚2] (IV.33)


𝑑𝑢 = 4𝐹

𝜋= 0,045 [𝑚] (IV.34)

Usvaja se: 𝜙54 × 2𝑚𝑚

Prečnik potisnih cevovoda, od kompresora do kondenzatora:

Za pojedinačni vod: Usvaja se: 𝜙35 × 1𝑚𝑚

Za zajednički vod: Usvaja se: 𝜙42 × 1𝑚𝑚

Tečni vodovi, od kondenzatora do risivera i termoekspanzionog ventila.

Računa se za oba rashladna agregata:

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃 ∙ 𝑣 ,

𝑕𝑒,, − 𝑕𝑐

,, 𝑤

(IV.35)

𝐹 =𝑄0𝐾𝑃𝐼 ∙ 𝑣 ,

𝑕𝑒,, − 𝑕𝑐

,, 𝑤= 0,0000523 [𝑚2] (IV.36)


𝑑𝑢 = 4𝐹

𝜋= 0,00816 [𝑚] (IV.37)


88


𝐹 =𝑄0𝐾𝑃𝐼𝐼 ∙ 𝑣 ,

𝑕𝑒,, − 𝑕𝑐

,, 𝑤= 0,0000523 [𝑚2] (IV.38)


𝑑𝑢 = 4𝐹

𝜋= 0,00816 [𝑚] (IV.39)


2.5. Izbor osnovne rashladne opreme

Na osnovu prethodnog proračuna i dobijenog rashladnog kapaciteta za TUNEL ,

izvršen je izbor osnovne rashladne opreme, i to:

1.KOMPRESOR X2: BITZER 66FE-88I

Kompresor x2 BITZER model 66FE-88I

Tip Polu-hermetički klipni

Rashladni kapacitet 44.1 kW

Snaga motora 34,7 kW

Struja (400V) 78,1A

Napon 380-420V

Rashladni fluid R404a

Maseni protok 1370 kg / h

Temperaturski reţim -38/45℃

PothlaĎivanje u kondezatoru 5°K

Usisna temperatura pare -33℃



Broj cilindra 6

Prečnik cilindra 82 mm

Hod cilindra 55 mm

Teţina 519 KG

Priključak usisni linija 76mm - 3 1/8 ''

Priključak praţnjenja linija 2x 42mm- 1 5/8 ''

Priključak za vodeno hlaĎenje R 3/4 ''

Tip ulja za sredstvo R404A BSE32 (standard) / R134a


89

2.ISPARIVAČ GÜNTNER S-GHN 090.2H/312-AHD50.E

Kapacitet 80 kW

rezervna površina 45,90%

Protok vazduha 93030𝑚3 𝑕

Temperatura ulaznog vazduha -30℃

Temperatura izlaznog vazduha -32,1℃

Broj Ventilaora 3

Razmak lamela 12 mm


Površina 560,5 𝑚2

Dužina 1220

Širina 4110 mm

Visina 1560 mm

Težina 1282 kg

3.KONDEZATOR: GÜNTNER GCHC RD 050.1/23-53-0002908M

Kapacitet 150 kw

Protok vazduha 50256𝑚3/𝑕


Broj Ventilaora 6

Razmak lamela 2,1 mm


Površina 602,2𝑚2

Dužina 3699 mm

Širina 2096 mm

Visina 1119 mm

Težina 509 kg


90

V ZAKLJUČAK

U Srbiji postoji veliki broj hladnjača za smrzavanje i skladištenje šljiva, od kojih je

većina sa zastarelom i neefikasnom tehnologijom. Neophodna je modernizacija i

osavremenjivanje celokupnog procesa proizvodnje i prerade. To uslovljava i podrazumeva

izgradnju pravilno projektovanih hladnjača visoke pouzdanosti i niskih troškova

eksploatacije.

Ovaj rad je za cilj imao da ukaţe na problem prerade, smrzavanja i skladištenja

koštunjavog voća (šljive), i da naglasi funkcionalnost i efikasnost ovog tipa namenskih

hladnjača.

Dobro osmišljena i realizovana rešenja zahtevaju poštovanje standarda i propisa, ali i

neprekidnu potrebu za tehnološkim inovacijama. Projektovanje hladnjače za smrzavanje i

skladištenje voća (šljive) predstavlja izazovan i zahtevan rad.

Osnovni zadatak jeste odabir najpovoljnijeg rešenja postrojenja za hlaĎenje, odnosno

odabir sistema koji će obezbediti najefikasnije postizanje niskih temperatura u komorama.

Posebnu paţnju treba pokloniti samoj konstrukciji objekta i odabiru izolacionih panela, kao i

zahtevima za što manjom potrošnjom električne energije.

Tehničko-ekonomskom analizom mogućih rešenja došlo se do zaključka da je

odabrani sistem hlaĎenja najefikasnijii i najkonvencionalniji, i da u potpunosti zadovoljava

parametre unutrašnjeg prostora, odrţavajući temperaturu vazduha u komorama na projektnim

vrednostima.


91

LITERATURA

1. Markoski, M.: „Rashladni ureĎaji“, Mašinski Fakultet Beograd, Beograd, 2006.

2. Vujić, S.: „Rashladni ureĎaji“ , Mašinski Fakultet Beograd, Beograd, 1997.

3. Blagojević, B.: Predavanja iz predmeta „Rashladni ureĎaji“, MF Niš, 2012.

4. Gvozdenac, D., Vanjur, I.: „Rashladna tehnika“, FTN, Novi Sad, 2010.

5. http://www.tehnologijahrane.com/

6. http://www.poljoprivreda.info/


92

PRILOG: GRAFIČKA DOKUMENTACIJA

1. Dispozicija rashladne opreme SKLADIŠNE KOMORE I i TUNELA ZA

SMRZAVANJE

2. Situacija - SKLADIŠNA KOMORA I

3. Situacija – TUNEL ZA SMRZAVANJE

4. Šema razvoda freonske opreme za SKLADIŠNU KOMORU I

5. Šema razvoda freonske opreme za TUNEL ZA SMRZAVANJE

SKLADIŠNA KOMORA I

1300

1000

Ime i prezime:Dušan Stojanović 185/13

dr. Bratislav Blagojević, red.prof

Energetika i procesna tehnika

Mentor:

Smer:

Kandidat:

Naziv crteža:

SITUACIJA SKLADIŠNE KOMORE

Potpis:

Mašinski fakultet u Nišu

Datum: Broj crteža:

maj.2017

IZ

S

J

t = 20 Cu - o

φ=0.9

160/

240

Napomena:dimenzije su u centimetrima

Hod

nik

It s=

20°

CH

odni

k II

t s= 2

0°C

Spoljašnost ts= 35°C

Skladišna komora II (ts-tu)= 41°C

Spo

ljašn

ost

t s= 3

5°C

TUNEL

Ime i prezime:Dušan Stojanović 185/13

dr. Bratislav Blagojević, red.prof

Energetika i procesna tehnika

Mentor:

Smer:

Kandidat:

Naziv crteža:

SITUACIJA TUNELA

Potpis:

Mašinski fakultet u Nišu

Datum: Broj crteža:

maj.2017

IZ

S

J

tu=-30°Cφ=0.9

Napomena:Dimenzije su u centimetrima

450

450

BIOGRAFIJA KANDIDATA

Ime i prezime: Dušan Stojanović

Datum rođenja: 05.02.1985.

Mesto rođenja: Niš, Republika Srbija

Adresa stanovanja: Čarnojevića 9/16, 18000 Niš

Srednje obrazovanje: Gimnazija „Svetozar Marković”, Niš

Visoko obrazovanje: OAS na Mašinskom fakultetu u Nišu

Smer: Energetika i procesna tehnika

Telefon: 060/0245-433

E-mail: [email protected]

Documents

6WRMDQRYLü6 'XãDQ MASTER RAD - drustvo-termicara.com · e e rezime 6dyuhphqlqdþlqsurl]yrgqmhlglvwulexflmhkudqh srgud]xphydxvoxjxvodglãwhqmd surl]yrgdxkodqmdþdpd 9dåqrvwxvoxjhvnodglãwhqmdvhþhvwrsuhylÿd