Celowość dokładnego określania wartości parametrów instalacji centralnego ogrzewania

• •  

     

    Artykuł ten zamieszczony jest w miesięczniku "Rynek energii" nr 6/2005

     
    

    Antoni Jakóbczak

     

     

     

    Słowa kluczowe: centralne ogrzewanie,  ogrzewcza wersja prawa Ohma

     

     

    Streszczenie. Tak jak opisano to w felietonie technicznym [9] - wśród projektantów instalacji centralnego ogrzewania można spotkać się z poglądem, który lekceważy konieczność dokładnego ustalania obliczeniowego zapotrzebowania na ciepło dla poszczególnych grzejników, oraz lekceważy celowość konsekwentnego stosowania dla każdego elementu tej instalacji - uzgodnionych z dostawcą ciepła - obliczeniowych wartości temperatury „zasilenia” i „powrotu”. Dla potwierdzenia słuszności krytycznej oceny autora felietonu [9] dla takiego poglądu, i wykazania jak duże jest znaczenie dokładności ustalania wartości w/w parametrów instalacji c. o. - przytoczono tutaj referat [6]. W referacie tym wykazano jak subtelną konstrukcją jest instalacja centralnego ogrzewania. Potwierdzeniem tej subtelności jest to, że w zależności opisującej taką instalację - którą to zależność można by nazwać ogrzewczą wersją prawa Ohma - wykładniki potęgowe występujące przy niektórych zmiennych znacznie przekraczają wartość 10.

     

     

    1. WSTĘP

    Z obecnego kierunku ewolucji zasad projektowania instalacji c.o. dla budynków wielorodzinnych wynika, że już w niedalekiej przyszłości węzły mieszkaniowe będą jedynym możliwym do przyjęcia rozwiązaniem. Jednak instalacje wielopionowe [5] (a nie o układzie rozdzielaczowym, ani też nie instalacje z węzłami mieszkaniowymi) ciągle jeszcze mogą być stosowane w nowych budynkach biurowych, szkolnych itp. Ponadto obecnie nie jest jeszcze jednoznaczny pogląd na to, jaki będzie kierunek modernizacji istniejących instalacji – tych wykonanych przed 15 – tu, i 30 – tu laty, które ponadto różnią się jeszcze miedzy sobą przede wszystkim przyjętymi do projektowania wartościami obliczeniowej temperatury wody

    W związku z występującą już od kilku lat w projektowaniu instalacji c.o. – tendencją do bardziej zdecydowanego niż przed 15-tu laty - obniżania obliczeniowych wartości temperatury wody i wynikającej stąd większej powierzchni grzejników, oraz tendencją obniżania obliczeniowego strumienia wody w przewodach tych instalacji – tak jak przedstawiono w artykułach [4, 7] - wskazane jest dysponowanie jakimś kryterium, które pozwalałoby na ocenę jak bardzo charakterystyka tych obecnie projektowanych instalacji c.o. (wielopionowych – nie rozdzielaczowych) różni się od charakterystyki instalacji projektowanych przed kilkunastu lub nawet kilkudziesięciu laty.

    Stąd w referacie [6] zaproponowano wprowadzenie pojęcia „oporu instalacji c. o. dla przesyłu ciepła” – jako zastępczego parametru będącego „oporem wypadkowym” zawierającym w sobie opór hydrauliczny przewodów i innych urządzeń tej instalacji, oraz opór cieplny jej grzejników.

    Przed 15 –tu, i 30-tu laty zmiany tych wartości temperatury obliczeniowej wody zasilającej instalacje c.o. nie były duże i np. dla zasilenia zawierały się w przedziale, który nie przekraczał 10 – ciu kelwinów. Okazuje się jednak - co zostało potwierdzone w dalszej części niniejszego referatu - jak również w referacie [6] - że wpływ wartości tego parametru - tj obliczeniowej temperatury na zasileniu - na możliwości przesyłu takiego nie innego strumienia ciepła jest szczególnie duży - jest znacznie większy niż np. wpływ średnicy przewodu na występujące w nim straty ciśnienia.

    Dość powszechny jest respekt młodych adeptów zawodu związanego z inżynierią sanitarną, gdy przekonują się o tym, że o ile w przypadku przewodu elektrycznego występujący w nich spadek napięcia jest odwrotnie proporcjonalny do drugiej potęgi średnicy tego przewodu, to w przypadku przewodu hydraulicznego w obszarze przepływu turbulentnego występujący w nim spadek ciśnienia jest odwrotnie proporcjonalny do średnicy przewodu w potędze 5,25 - co oznacza, że o ile zastosowanie dwukrotnie mniejszej średnicy przewodu elektrycznego jest przyczyną zaledwie czterokrotnie większego spadku napięcia (przy tej samej wartości natężenia prądu), to w przypadku przewodu hydraulicznego zmiana taka spowoduje aż blisko czterdziestokrotnie większy spadek ciśnienia (bo około 38 razy).

    Tutaj niżej - tak jak referacie [6] - na przykładzie losowo przyjętej instalacji c.o., opierając się na wynikach pracy [1] - wykazano, że wpływ obliczeniowej wartości temperatury wody na zasileniu instalacji c.o. na wymaganą wartość ciśnienia dyspozycyjnego „na wejściu” do budynku jest niewspółmiernie większy niż powyższy wpływ średnicy przewodu hydraulicznego i wyraża się ponad dwukrotnie większą wartością takiego wykładnika potęgowego.

    Stąd nawet tylko w/w – nie większy niż 10-cio kelwinowy przedział, w którym zawierały się wartości obliczeniowej temperatury na zasileniu c.o. już był przyczyną znaczących zmian uzyskiwanej przez projektanta zdolności przesyłowej danej instalacji c.o. dla strumienia ciepła. Natomiast wyżej wymieniona – występująca w ostatnim dziesięcioleciu – tendencja przyjmowania do projektowania [2, 3, 4, 7, 8, 9] obliczeniowej temperatury na zasileniu w zakresie 60 – 70 ^oC - powiększa ten w/w przedział zmian z 10-ciu kelwinów do 30 – kelwinów, co zmniejsza różnicę obliczeniowej temperatury zasilania i 20 ^oC (tj dominującej temperatury w ogrzewanych pomieszczeniach) – nie z 75 K do 65 K, lecz do 40 kelwinów, więc prawie dwukrotnie.

     Stąd przy tak dużym poszerzeniu tego zakresu wartości temperatury obliczeniowej na zasilaniu instalacji wydaje się celowe stworzenie jakiegoś kryterium (lub jakiejś uniwersalnej zależności), dzięki któremu porównując np. trzy wersje instalacji c.o. (X, Y, Z) dla tego samego budynku, lub np. trzy różne instalacje c.o. (R, S, T) w trzech identycznych, lub tylko prawie podobnych do siebie budynkach - będzie można udzielić np. takiej odpowiedzi, że ZP_s > ZP_R > ZP_T , co oznacza że instalacja S posiada zdolność przesyłową (ZP_S) – (jako odwrotność wymienionego w tytule referatu – oporu instalacji dla przesyłu ciepła) - większą zarówno od instalacji R jak też większą od instalacji T i zaprzeczyć np. twierdzeniu, że ZP_T > ZP_S > ZP_R. Ponadto można będzie również stwierdzić, że stosunek np. ZP_S / ZP_R = 1,14 , natomiast stosunek ZP_T /ZP_S = np 1,06.

    Nie można również wykluczyć argumentacji osób sceptycznie nastawionych do niniejszej propozycji, którzy między innymi postawią pytanie; co może wyjaśnić tak udzielona odpowiedź - że np ZP_R < ZP_S < ZP_T, albo że powyższe ułamki mają takie a nie inne wartości? W odpowiedzi na to pytanie obecnie można tylko stwierdzić, że posiadanie takich informacji z całą pewnością pozwoli uszeregować – tak jak tutaj przykładowo podano - takie różne wersje instalacji dla porównywalnych budynków, ale nie jest też wykluczone, że w dalszej przyszłości w przypadku bardziej powszechnego stosowania tego parametru - może zostać stwierdzona jakaś korelacja tego parametru z określonymi walorami lub wadami instalacji c.o.

     

     

     

    2.    MOŻLIWE ANALOGIE POMIĘDZY OPOREM OBWODU ELEKTRYCZNEGO, OPOREM HYDRAULICZNYM ORAZ OPOREM UKŁADU HYDRAULICZO – CIEPLNEGO

    W przypadku obwodów elektrycznych posługiwanie się w technice prawem Ohma jest czymś bardzo oczywistym i przydatnym;

                            U = R^.J                V            ( 1 )

    gdzie:

    U - spadek napięcia w danym obwodzie, lub w jego części, V,

    J - prąd występujący w tym obwodzie, A,

    R - wypadkowy opór w/w obwodu, lub odpowiednio jego części.

    Podobnie w dziedzinach zajmujących się układami obwodów hydraulicznych dość powszechnie stosowana jest i doceniana - podobna do prawa Ohma zależność dla przypadków z przepływem turbulentnym:

                 DP = S ×G²                   Pa                   (2)

    gdzie:

    DP - spadek ciśnienia w danym fragmencie układu hydraulicznego lub w całym układzie hydraulicznym, Pa

    G - strumień płynu - masowy lub objętościowy - w fragmencie układu hydraulicznego w całym układzie, kg/s, lub m³ /s

    S - „oporność” hydrauliczna fragmentu układu lub całego układu, Pa s² /m⁶, lub Pa s² / kg².

    Można mieć nadzieję, że w bliższej lub dalszej przyszłości również w tej dziedzinie techniki to tak niefrasobliwie używane pojęcie „oporność” hydrauliczna - powszechnie - a nawet obowiązkowo zastąpione będzie słowami opór hydrauliczny - przy czym wielkość wyrażana będzie właśnie w Pa s² /m⁶ lub podobnych, a nie tak jak to jest przyjęte obecnie, że przez pojęcie „opór hydrauliczny” obecnie rozumie się stratę ciśnienia wyrażaną w paskalach lub innych jednostkach ciśnienia.

    Wskazane jest więc, aby dla klarowności odpowiedników między układami elektrycznymi i hydraulicznymi dostrzegać różnicę między pojęciem „strata ciśnienia” i pojęciem „opór hydrauliczny” - tak jak w elektrotechnice oczywistą jest różnica między spadkiem napięcia i oporem elektrycznym.

    Natomiast w przypadku takich układów hydrauliczno – cieplnych, jakimi są instalacje c.o. - można przypuszczać, że dotychczas dostateczną przyczyną zaniechania dążenia do uzyskania takiej uogólnionej zależności były bardzo wąskie przedziały zalecanych wartości temperatury obliczeniowej dla tych instalacji, oraz raczej mało doskonałe pompy dostępne na rynku przed kilkunastu, a nawet jeszcze przed kilku laty - przy jednoczesnej małej szerokości przedziału występowania w/w kwadratowej zależności (2) - odpowiadającej przepływom turbulentnym. Występowanie tych przyczyn ostatnio nieco zmalało, ale ciągle jeszcze bardzo wąskie są przedziały tych w/w parametrów instalacji centralnego ogrzewania, w których taka w/w zależność (to hydrauliczno cieple prawo Ohma - albo ogrzewcza wersja prawa Ohma) mogłaby być stosowana z jakimś możliwym do przyjęcia błędem.

    Odpowiednikiem natężenia prądu w obwodzie elektrycznym, lub strumienia płynu w układzie hydraulicznym - w przypadku instalacji c.o. może być między innymi obliczeniowy strumień ciepła dostarczanego przez tę instalację do całego budynku.

    Odpowiednikiem oporu R jakiegoś rozbudowanego obwodu elektrycznego – wynikającego z jego konstrukcji, oraz odpowiednikiem oporu S jakiegoś rozbudowanego układu hydraulicznego – również wynikającego z konstrukcji tego układu -- w przypadku instalacji c.o. powinien być - wynikający również z konstrukcji tej instalacji (z jej układu, jej rozciągłości, ilości armatury, jej średnic, powierzchni jej grzejników) zastępczy opór Z tej instalacji dla przesyłu ciepła.

    Natomiast odpowiednikiem spadku napięcia, lub w układzie hydraulicznym spadku ciśnienia – w takim układzie hydrauliczno – cieplnym jak instalacja c.o. - może być np jednoczesne uwzględnienie ciśnienia dyspozycyjnego na wejściu do budynku, oraz różnicy temperatury obliczeniowej w przewodzie zasilającym na wejściu do budynku (t_z) i dominującej temperatury w ogrzewanych pomieszczeniach (np. w niniejszym referacie 20 ^oC). Pozostaje tylko konieczność ustalenia jaki jest wpływ każdej z tych dwu wielkości na możliwy do przetransportowania obliczeniowy strumień ciepła przy określonej konstrukcji instalacji.

    3.   ZALEŻNOŚĆ CIŚNIENIA DYSPOZYCYJNEGO OD OBLICZENIOWEJ TEMPERATURY WODY ZASILAJĄCEJ INSTALACJĘ C.O.

    W pracy [1] starano się uzyskać odpowiedź jak bardzo dla losowo przyjętej do oceny - istniejącej instalacji centralnego ogrzewania, można obniżyć temperaturę wody (obliczeniową – odpowiadającą obliczeniowej temperaturze zewnętrznej) - zarówno w przypadku „A” - tj w przypadku zapotrzebowania na ciepło dla tej instalacji, jakie wynika ze stanu budynku przed jakąkolwiek jego termomodernizacją, jak również - jak bardzo - nawet kosztem zastosowania dodatkowej pompy - można obniżyć wartość tej obliczeniowej temperatury w przewodzie zasilającym - dla trzech różnych wariantów termomodernizacji tego budynku.

     Zależność wymaganej różnicy ciśnienia w rozdzielaczach „na wejściu do budynku” DP_d od różnicy obliczeniowej temperatury w rozdzielaczu zasilającym t_z i wartości 20 ^oC – tj dominującej temperatury w ogrzewanych pomieszczeniach, przedstawiono na rys. 1.

    

     

    Rys.1. Zależność wymaganego ciśnienia dyspozycyjnego „na wejściu” do budynku od obliczeniowej temperatury w rozdzielaczu zasilającym (t_z,) oraz stopnia termomodernizacji dla losowo wskazanego budynku z lat 80.

    Na rysunku 1 przyjęto następujące oznaczenia:

    -          krzywa A odpowiada w/w przypadkowi „A”,

    -          krzywa B dotyczy obliczeniowego zapotrzebowania na ciepło dla tej instalacji występującego tylko po wymianie okien o współczynniku przenikania ciepła 2,6 W/m²K na okna o współczynniku 1,3 W/m²K,

    -          krzywa C dotyczy przypadku termomodernizacji wynikającej tylko z docieplenia ścian zewnętrznych i poprawienia ich współczynnika przenikania ciepła z wartości około 0,70 W/m²K na wartości od 0,28 do 0,29 W/m²K, oraz dla stropu nad piwnicami z wartości od 0,88 W/m²K na wartość 0,30 W/m²K, bez termomodernizacji stropodachu,

    -          krzywa D dotyczy jednoczesnego w/w docieplenia ścian i stropu nad piwnicami, oraz w/w wymiany okien.

    Opisywany przypadek dotyczy 2-klatkowego, 20-to mieszkaniowego, 4-ro piętrowego segmentu budynku zrealizowanego pod koniec lat 80-tych w technologii OWT. Jest to instalacja tradycyjna, posiadająca 14 pionów, 114 grzejników, dostarczająca ciepło do 94 pomieszczeń.

    Dla powyższych przypadków A, B, C i D - obliczeniowe straty ciepła dla tego segmentu wynoszą odpowiednio Q = 81,6 kW, 71,1 kW, 66,5 kW, oraz 56 kW.

    Wartości rzędnych dla punktów - pokazanych na tym wykresie - określone zostały przy wykorzystaniu programu komputerowego Can C.O. Graf, przy czym w przypadku położonego najbardziej na prawo punktu na krzywej A – tj dla obliczeniowej temperatury wody, jakie przyjęto w dokumentacji projektowej, tj 95/70 ^oC - korzystano z tego programu komputerowego w wersji „projektowanie”, natomiast dla pozostałych 15-tu punktów pokazanych na tym wykresie korzystano z tego programu w wersji : „regulacja istniejącej instalacji”.

    Stąd dla tych 16-tu punktów pokazanych na rys. 1 wykonano obliczenia komputerowe dla 1 824 obiegów grzejników (tj 16 x 114). Uzyskano wyniki, dla których wskaźnik autorytetu termostatów grzejnikowych (RTD – Danfoss) był równy lub wyższy od wartości 0,39. Wyjątek stanowiły termostaty grzejników łazienkowych, dla których przekroczenie tej granicy nie było możliwe z powodu bardzo małej wartości strumienia wody. Te fragmenty krzywych C i D , które narysowane są linią przerywaną dotyczą przypadków, w których występowało co najmniej jedno niedogrzewane pomieszczenie, i miało to miejsce przy t_z – 20 £ 53 ^oC dla krzywej C, oraz przy t_z – 20 £ 52 ^oC dla krzywej D.

    4. PRZYBLIŻONY ZAPIS ZALEŻNOŚCI DLA KRZYWYCH PRZEDSTAWIONYCH NA RYS. 1.

    Uwzględniając krzywą A w całym jej zakresie, krzywą B w zakresie t_z –20 £ 67 ^oC, krzywą C w zakresie t_z – 20 £ 65 ^oC, krzywą D w zakresie t_z – 20 £ 56 ^oC – krzywe te z pewnym przybliżeniem można przedstawić w postaci wzoru

     DP_d = C [0,1 (t_z – 20)] ^-13,5             kPa            (3)

    gdzie:

    t_z - obliczeniowa temperatura w przewodzie zasilającym, ^oC, przy czym dla poszczególnych krzywych A, B, C, oraz D uśrednione wartości współczynnika C wynoszą odpowiednio: 36,11 * 10¹¹ kPa * dkK^13,5, 6,686 * 10¹¹ kPa * dkK^13,5 , 3,341 * 10¹¹ kPa * dkK^13,5 , oraz 0,4745 * 10¹¹ kPa * dkK^13,5 .

    Wzór (3) nie jest ważny dla obliczeniowej temperatury na zasilaniu o wartościach wyższych niż wymieniono to wyżej, t.j. między innymi także dla najbardziej położonych na prawo na rys. 1 – dwu punktów zaznaczonych na krzywej D , oraz po jednym punkcie zaznaczonym na krzywej B oraz C - gdyż w powyższych obszarach wymagana wartość ciśnienia dyspozycyjnego wynikała przede wszystkim ze strat ciśnienia na zaworach termostatycznych, a uzyskiwane z komputerowych obliczeń wyniki nie były zależne od obliczeniowej temperatury dla zasilenia.

    Na wykresie pokazanym na rys. 2 naniesione zostały krzywe (bez opisu) ściśle odpowiadające wartościom wg wzoru (3) z zastosowaniem powyższych wartości współczynnika C, oraz na ich tle krzywe przeniesione z wykresu pokazanego na rys. 1, lecz w wyżej podanym zakresie obliczeniowej temperatury na zasilaniu .Dla przypadku D w tym zakresie temperatury zasilania obie te krzywe pokryły się ze sobą.

    

    Rys. 2. Wzajemne położenie krzywych A, B, C, D wg wykresu pokazanego na Rys. 1, oraz krzywych opisanych wzorem (3)

     

    Natomiast podstawiając do wzoru (3) współrzędne punktów zaznaczonych na wykresie na rys. 1, (ale z w/w obszarów) uzyskano wartości współczynnika C, które przedstawiono na wykresie pokazanym na Rys. 3, tj w zależności od obliczeniowych strat ciepła dla tego budynku Q - wynikających z opisanych wyżej wariantów termomodernizacji.

    Pojawia się tutaj wątpliwość, jak szeroki może być przedział wartości Q dla każdego z punktów na tym wykresie (za wyjątkiem punktu odpowiadającego odciętej Q = 81,6 kW), gdyż przebieg krzywej na tym wykresie może być różny w zależności od rozkładu efektów termomodernizacyjnych dla poszczególnych pomieszczeń względem położenia pomieszczeń do których ciepło dostarczane jest przez obieg najbardziej niekorzystny, ewentualnie przez obiegi zbliżone do niego. Wynika to stąd, że wartość wymaganego ciśnienia dyspozycyjnego na wejściu do budynku, a więc i wartość współczynnika C zleży od efektów termomodernizacyjnych w pomieszczeniach obsługiwanych przez obieg najbardziej niekorzystny, natomiast punkty o zadanych rzędnych na tym wykresie mogłyby być równie dobrze przypisane mniejszym wartościom odciętych – w przypadku gdyby większe były efekty termomodernizacyjne w pomieszczeniach obsługiwanych przez obiegi, które nie są najbardziej niekorzystne, jednak na tyle większe (nie zbyt duże), aby w dalszym ciągu takimi obiegami pozostały. W ramach niniejszego artykułu nie starano się znaleźć odpowiedzi na tę wątpliwość.

     

    

    Rys.3. Zależność współczynnika C od obliczeniowych strat ciepła wynikających z różnych wariantów termomodernizacji tego budynku

     

    Jeżeli przyjąć jako miarodajną – krzywą na wykresie na Rys. 3 i zastąpić ją przybliżonym wzorem, wówczas po podstawieniu wzoru do zależności ( 3 ) uzyska ona postać

    DP_d = 44,11 (0,1 Q)¹² [0,1 (t_z – 20)]^-13,5     kPa    ( 4 )

    gdzie:

    Q - obliczeniowe straty ciepła dla budynku, kW.

    Po podstawieniu wartości odciętych dla punktów zaznaczonych na wykresie na rys. 1 dla wyżej ograniczonego obszaru – do wzoru (4), można uzyskać wyniki, które w postaci krzywych bez opisu pokazane są na wykresie na rys. 4. Na wykresie tym pokazano również krzywe A, B, C, D – przeniesione rys. 1. Z „pobieżnego” porównania widać że wykres na rys 4 tylko w niewielkim stopniu różni się od wykresu na rys. 2. Zauważalna jest różnica dla pary krzywych w wariancie D, natomiast różnice w pozostałych krzywych są mniejsze od rozdzielczości tego wykresu.

    

     

     

    Rys. 4. Wzajemne położenie krzywych A, B, C, D wg wykresu na Rys. 1 oraz krzywych opisanych wzorem ( 4 )

    5.      OPÓR OPISANEJ INSTALACJI C.O. DLA PRZESYŁU CIEPŁA

    Po przekształceniu wzoru (4) można uzyskać zależność podobną do prawa Ohma, ale odnoszącą się do układu hydrauliczno - cieplnego i dotyczącą opisanej instalacji c.o.

    DP [0,1(t_z–20)]^13,5 = 44,11(0,1Q)¹²    kPa  dkK^13,5  (5)

    Można więc powiedzieć, że opisana tutaj instalacja c.o. posiada konstrukcję o charakterystyce opisanej wzorem (4) , lub (5), w których opór tej instalacji dla przesyłu ciepła wynosi Z = 44,1 kPa ×dkK^13,5 × dkkW^-12, - co zabrzmi: - opór tej instalacji dla przesyłu ciepła (Z) jest równy 44,1 kilopaskala razy dekakelwin do potęgi 13,5, przez (podzielone przez) dekakilowat do potęgi 12.

    Natomiast ogrzewcza wersja prawa Ohma może przyjąć postać

      DV = Z (0,1Q)¹²               kPa^.dkK^13,5                        (6)

    - w której po lewej stronie znaku równości zamiast spadku napięcia U - jak we wzorze (1), lub zamiast spadku ciśnienia DP - jak we wzorze (2) - występuje coś, co można nazwać ogrzewczą różnicą potencjałów, której wartość w niewielkim stopniu zależy od różnicy ciśnień w przewodzie zasilającym i powrotnym „na wejściu” do budynku, oraz w znacznie większym stopniu zależy od obliczeniowej różnicy między temperaturą „na zasileniu” instalacji c.o. i dominującą temperaturą w pomieszczeniach, do których ta instalacja dostarcza ciepło, to jest

     DV = DP * [0,1 * (t_z – t_id)]^13,5, kPa^.dkK^13,5 .     (7)

     6. PODSUMOWANIE

    Wartości obu wykładników (12 oraz - 13,5) występujących we wzorach (3), (4), (5), (6) i (7) są zaskakująco wysokie. W publikacjach (między innymi [8, 9]) dość często podkreślane jest bardzo duże znaczenie przyjmowanych do projektowania temperatury obliczeniowej na zasileniu i powrocie, oraz obliczeniowych wartości strumienia ciepła dla poszczególnych grzejników [5, 10]. Jednak trudno pogodzić się z tym, że ten tak duży wpływ może wyrażać się w postaci aż tak wysokiej wartości wykładnika potęgi. Obecnie nie można jeszcze wykluczyć, że dzięki bardziej powszechnemu stosowaniu dla innych instalacji c.o. zależności podobnych do wzorów od (3) do (5), może okazać się, że wartości tych wykładników będą nieco niższe. Nie jest też wykluczone, że będą one jeszcze wyższe. Jednak jest raczej pewne, że będą one bardziej zbliżone do wartości 12 lub 13,5 niż do w/w - dotychczas rekordowej - wartości 5,25 - wynikającej ze wzoru Darcy Weisbacha

    Bardzo duża wartość wykładnika potęgowego występującego we wzorze (6) może być dostatecznym powodem dla wymagania od projektantów starannego ustalenia obliczeniowego zapotrzebowania na strumień ciepła dla poszczególnych grzejników. W przypadku nawet niewielkiego zaniżenia tej wartości na etapie projektowania dla grzejników znajdujących się w obiegu najbardziej niekorzystnym lub też w jednym z obiegów prawie najbardziej niekorzystnych - będzie w okresie eksploatacji wymagało „rekompensaty” w postaci wzrostu strumienia wody w obiegu tego „niedoszacowanego” grzejnika i związanego z tym wzrostu „ciśnienia dyspozycyjnego” „na wejściu do budynku” proporcjonalnie aż do 12 – tej potęgi korekty w/w zaniżenia tego strumienia ciepła, lub też korekty „w górę” temperaturowej krzywej centralnej regulacji, dla której to krzywej obniżanie przebiegu z innych względów jest bardzo celowe.

    Podobna do powyższej – argumentacja odnosi się do konsekwentnego przestrzegania stosowania dla każdego elementu takiej instalacji określonych – przyjętych przez samego projektanta w uzgodnieniu z dostawcą ciepła - obliczeniowych wartości temperatury dla „zasilenia” i „powrotu”. Bardzo wysoka wartość wykładnika potęgowego występującego we wzorze (7) świadczy o tym, że gdyby np. przy stosowaniu dla 90 % elementów instalacji temperatury t_z = 65 ^oC, natomiast jeżeli kilka elementów tej instalacji znajdujących się w obiegu najbardziej niekorzystnym lub jednym z obiegów prawie najbardziej niekorzystnym - będzie dobrana dla np. t_z1 = 68 ^oC, to eksploatacja tej instalacji będzie wymagała stosowania krzywej centralnej regulacji podwyższonej o te 3 ^oC, lub też będzie to wymagało wzrostu poboru mocy przez pompę cyrkulacyjną proporcjonalnie do około 13-tej potęgi w/w różnicy temperatur, a ponadto oznacza to, że 90 % elementów tej instalacji będzie niepotrzebnie „przeinwestowanych”.

    LITERATURA

    • [1] Bandzarewicz R.: Wpływ obliczeniowej temperatury wody zasilającej istniejącą instalację centralnego ogrzewania na wymaganą wartość ciśnienia dyspozycyjnego dla tej instalacji. Politechnika Lubelska, 2004 r.
      [2] Figiel E.: Obniżone parametry czynnika grzejnego w instalacjach centralnego ogrzewania. Instal 6/2000. s. 3-7.
      [3] Figiel E.: Wpływ obniżenia parametrów czynnika grzejnego na wykorzystywanie zysków ciepła w pomieszczeniach ogrzewanych. III Forum Ciepłowników Polskich. Międzyzdroje 1999 r.
      [4] Figiel E.: Wykorzystanie zysków ciepła do celów ogrzewania – wyniki symulacji numerycznej. Instal 11/2003.
      [5] Jakóbczak A.: Układ instalacji c.o. w budynku wielorodzinnym umożliwiający rezygnację z podzielników kosztów ciepła. I Ogólnopolska Konf. N-T Jedlnia k. Radomia maj 2000 r.
      [6] Jakóbczak A.: „Opór instalacji c.o. dla przesyłu ciepła” – jako ogólny parametr charakteryzujący tę instalację. XVI Ogólnopolska Konferencja Ciepłowników, Solina – Bystre, marzec 2005 r
      [7] Klażyński A.: Parametry obliczeniowe instalacji grzewczych w aspekcie wymogów technicznych warszawskiego systemu ciepłowniczego. COW 10/2001.
      [8] Kosieradzki J.: Projektowanie instalacji centralnego ogrzewania - wiedza jako towar. COW 6/2001.
      [9] Kosieradzki J.: Felieton techniczny – Co się dzieje. COW 10/2004
      [10] Kwiatkowski J., Jakóbczak A.: Alternatywa dla podzielników kosztów. XII Konf. Ciepłowników. Solina wrzesień 2000 r.
  • Wersja do druku