Projektimi_i_Frigodhomës.Krahasim

“Projektimi i Frigodhomës”

Punoi: Ferit Godole 1

Për objektin ftohës, për të cilin baza e ndërtimit është dhënë si në Figurën.1. të kryhen llogaritjet sipas kërkesës së dhënë në variant.

Figura.1. Planimetria bazë e objektit ftohës

Përmasat në planimetrinë e dhënë janë në metër. Lartësia e objektit është h = 4.5 (m). Muret e jashtëme janë me tullë me gjerësi 0.38 (m) kurse muret ndarëse të brendëshme janë me gjerësi 0.25 (m).

Përpara se të fillojmë llogaritjet sipas kërkesave të paraqitura në variant po ndajmë sipas funksionit ambientet e nrendëshme të ndërtesës.

ambienti nr. 1 – zyra

ambienti nr. 2 – long term

ambienti nr. 3 – rezervim

ambienti nr. 4 – korridor

ambienti nr. 5 – dhoma e paisjeve të impiantit ftohës.



1. LLOGARITJA E TRASHËSIS SË TERMIZOLOMIT PËR SECILIN AMBIENT TË DHËNË NË PLANIMETRI.

Duke patur parasysh edhe kriterin ekonomik duhet të përcaktojmë trashëinë dhe llojin e matrialit termoizolis. Materialin e termoizolimit për tavanin dhe muret po pranojmë polisterol ESP 30 dhe për dyshemen polisterol Izopllak blu.

1.1. Llogaritja e trashësis së termoizolimit për ambientin nr.1. (zyra)

I. Muri i jashtëm

Orjentimi: Perëndim

Figura.2. Mur i jashtëm

Fluksi termik që kalon nëpër një sipërfaqe muri të dhënë përcaktohet

Rt

tkq∆

=∆⋅= (1.1)

Me qënë se nuk kemi të dhënë fluksin termik, mbi bazën e eksperiencësj janë nxierrë rezultatet optimale të rekomandueshme në funksion të temperaturës, të cilat variojnë si më poshtë:

- Kur temperatura e jashtëme varion nga tj = +25 oC ÷ +35oC dhe temperatura e objektit brenda varion nga tb = 0oC ÷ +35oC, pavarsisht nga madhësia fizike e objektit, fluksi termik pranohet q = 9 ÷ 14 (W/m2)

- kur temperatura e brendëshme varion nga tb = -20oC ÷ -50oC fluksi termik optimal qop = 11 ÷16 (W/m2).

Për frigodhomat e lëvizshme, siç janë vrigodhomat në anije apo dhe në automobila, parametri i fluksit termik përkeqësohet më tepër.

Për rastin tonë po pranojmë si optimum fluksin e nxehtësis qop = 11 (W/m2)



Në bazë të formulës (1.1) ne mund të përcaktojmë trashësinë e polisterolit sipas shprehjes së më poshtëme:

++−

−⋅= ∑

= b

n

i

i

jop

bjiziz iq

tt

αλδ

αλδ 11

1

(m) (1.2)

Përmasat konstruktive të murit dhe të dhënat e nevojshme për shprehjen (1.2) janë paraqitur në Tabelën 1.1.

Tabela 1.1.

Nr. rendor Emërtimi Trashësia

Koeficienti i përciellshmërisë

termike

Herësia λδ /

(m) (W/mK) (W/m2K)

1. Llac gërqeror 0.02 0.87 0.02299

2. Tulla 0.38 0.87 0.43678

3. Llac cimentoje 0.02 1.28 0.01563

4. Barrier avulli (SPACE REFLEX SR41 DB) 0.01 0.043 0.23256

5. Izolimi (polisterol ESP 30) 0.041

6. Rrjet rabik - - -

7. Llac cimentoje 0.02 1.28 0.01563

=∑ λδ / 0.72359

Nga të dhënat e projektit kemi, që temperatura e brendëshme e ambientit 1 (zyra) është tb = 18oC, temperatura e jashtëme projektuese tjp = 35oC.

Koeficienti i konveksionit nga muri izolues i jashtëm në ambient e brendshëm është )/(20 2 KmWb =α

kurse ai nga ambienti i brendshëm në murin e termoizuluar është )/(30 2 KmWj =α

Me qënë se shprehjen (1.2) do ta përdorim në cdo llogaritje për murin e termoizoluar mund të shkruhet:

−

−⋅= b

q

tt

op

bjiziz λδ (m) (1.3)

ku: me b do të jetë: b

n

i

i

j ib

αλδ

α11

1

++= ∑=

(m)

Atëhere zëvendësojmë:

)/(80692.0201

72359.0301 2 WKmb =++=

Përcaktojmë temperaturën e jashtëme, meqënëse jemi me orjentim nga perëndimi për efekt rrezatimi diellor më të madh temperatura e jashtëme projektuese do të jetë tj = tjp + 6 = 35 + 6 = 41oC



)(053.080692.011

1841041.0 miz =

−−

=δ

Në katallogjet e përmasave të polisterolit kjo vlerë nuk ekziston, për këtë arsye përvetësojmë këtë vlerë dhe pranojmë trashësinë e polisterolit )(6 cmiz =δ .

Për shkak të ndryshimit (përvetësimit) të vlerës së polistorolit do të na nryshojë edhe fluksi e nxehtësis atëhere fluksi real i nxehtësis do të jetë:

)/(13.10

041.006.0

80692.0

1841 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−=

+

−=

λδ

II. Mur i jashtëm

Orjentimi: veri

Temperatura e jashtëme me orientim nga veriu është e barabatë me temperaturën e jashtëme projektuese tj = tjp = 35oC. Shtresat strukturale të murit do të jenë të njëjta me ato të murit me orjentim nga perëndimi, sic tregohet edhe në Figurën.2. Karakteristikat fizike të murit janë shrehur në Tabelën 1.1. Atëhere trashësia e polisterolit duke zbatuar formulën (1.3) do të jetë:

)(03.080692.011

1835041.0 miz =

−−

⋅=δ

Kjo vlerë trashësie polisteroli ekziston në katallogjet e polisterolit, për këtë arsye nuk ka nevojë për përvetësim.

Gjithashtu edhe fluksi real do të jetë i barabartë me fluksin optimal të propozuar nga ne.

III. Muri i brendshëm

Orjentimi: nga frigodhoma long-term Temperatura e jashtëme do të jetë e barabartë me temperaturën e frigodhomës long-term e cila është e dhënë në kërkesa tj = 4oC. Pra, nga kjo sipërfaqe muri kemi humbje nxehtësie, si rrjedhim nuk është e nevojshme shtresa termoizoluse. Shresat strukturale fizike të kësaj sipërfaqeje muri do të jenë në funksion të llogaritjeve të frigodhomës long-term

IV. Muri i brendshëm

Orjentimi: nga koridori

Shtresat strukturale të murit janë paraqitur në Figurën 2 dhe karakteristika fizike dhe termike janë paraqitur në Tabelën 1.2.



Tabela 1.2.

Nr. rendor Emërtimi Trashësia

Koeficienti i përciellshmëris

termike

Herësia λδ /

(m) (W/mK) (W/m2K)

1. Llac cimentoje 0.02 1.28 0.01563

2. Tulla 0.25 0.87 0.28763


4. Rrjet rabik - - -

5. Llac cimentoje 0.02 1.28 0.01563

∑ ii λδ / 0.55145

Temperatura e jashtëme do të jetë e barabartë me temperaturën e ajrit në kordor, të cilin po e pranojmë tj = 22oC.

Koeficienti i konveksionit nga struktura murale në ajër është )/(20 2 KmWb =α , kurse koeficienti i

konveksionit nga ajri i ambientit të zyrës në shtresat strukturale të murit do të jetë )/(8 2 KmWj =α

Llogarisim koeficientin b

)/(722645.0201

55145.081 2 WKmb =++=

Përcaktojmë fluksin real të nxehtësis të murit

)/(54.5722654.0

1822 2mWb

ttq bj

re =−

=−

=

V. Tavan me kulm të rrafshët

Figura.4. Shtresat strukturale të tavanit.



Karakteristikat fizike dhe termike të secilës shtres të murit janë të paraqitura në Tabelën 1.3.

Tabela 1.3.

Nr. Rendor Emërtimi Trashësia


termike

Herësia λδ /

(m) (W/mK) (W/mK

1 Hidroizolim nga asfalti 0.01 0.87 0.01149

2 Beton i armuar 0.15 1.39 0.10791

3 Barrier avulli (SPACE REFLEX SR41 DB) 0.01 0.043 0.23256

4 Izolimi (polisterol ESP 30) 0.041

5 Rrjet rabik - - -

6 Llac cimentoje 0.02 1.28 0.01563

∑ ii λδ / 0.36759

Temperaturën e brendëshme e kemi tb = 18oC.

Për shkak të rrezatimit temperatura e jashtëme do të jetë tj = tjp + 15oC = 35oC + 15oC = 50oC.

Koeficientët e konveksionit nga tavani në ambientin e brendshëm është )/(20 2 KmWb =α , kurse ai nga

ambienti në tavan është )/(30 2 KmWj =α .


)/(45092.0301

36759.0201 2 WKmb =++=

dhe sipas formulës (1.3) gjejmë shtresën e termoizoluesit (polisterolit)

)(10.045092.0

111850

041.0 mbq

tt

op

bjiziz =

−−

⋅=

−

−⋅= λδ

Kjo trashësi polisteroli nuk ka nevoj për përvetësim pasi ekziston në katallogjet e polisterolit. Si rrojedhim floksi e nxehtësis reale është i barabartë më fluksin e nxehtësis optimale të zgjedhur nga ne.



VI. Dyshemeja mbi dheun e ngjeshur

Figura.5. Shtresat strukturale të dyshemes të mëbshtetur mbi dhe të njgjeshur.

Karakteristikat fizike dhe termike të shtresave strukturale të dyshemes janë paraqitur në formë tabelore në Tabelën 1.4.

Temperaturën e brendshme e kemi tb = 18oC

Temperaturën e jashtëme për dyshemetë e mbështetura mbi dhe të ngjeshur varion tj = (+10 ÷ +15)oC. Meqënë se jemi në zonë paramalore po pranojmë tj = 12oC.

Koenficienti i konveksionit nga dheu në ambientin e mbrendshëm është )/(20 2 KmWb =α

Koefcienti i konveksionit nga ambienti i brendshëm në dheun mbështetës të dyshemes është )/(4 2 KmWj =α


)/(78766.0201

48766.041 2 WKmb =++=

Llogarisim trashësin e polisterolit sipas formulës (1.3)

)(045.078766.0

111812

034.0 mbq

tt

op

bjiziz −=

−−

⋅=

−

−⋅= λδ

Pra, siç edhe shikohet trashësia e polosterolit doli negative, ç’ka do të thotë se në drejtimin e dyshemes kemi humbje nxehtësie, e cila nuk kërkon shtres termoizoluse.



Përcaktojmë fluksin real të nxehtësis:

)/(62.778766.0

1812 2mWb

ttq bj −=

−=

−=

Tabela 1.4.



termike Herësia

(m) (W/mK) (W/m2)

1. Asfalti 0.03 0.76 0.03947

2. Beton i armuar 0.05 1.39 0.035971

3. Hidroizolim nga bitumi 0.005 0.87 0.005747

4. Izolimi (polisterol Izopllak Blu) 0.034


6. Beton i trusuar 0.2 1.15 0.173913

7. Dhe i mbushur - - -

∑ λδ / = 0.48766

VII. Llogaritjet e urave termike

Për llogaritjen e urave termike ndryshimi i temperaturës do të njëohej sipas barazimit:

)(7.0 bjpbj tttt −⋅=− (1.4)

Izolimi me anë të urave termike bëhet në muret e jashtëme të frigodhomës, ku kemi takimin mur – tavan dhe mur – dysheme, ky izolim arrin në gjatësin 1.5 ÷ 2 m.

a) Drejtimi i tavanit

Cttttt objpbj 9.11)1835(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆

Koeficientët e transmetimit të nxehtësis me konveksion dhe hersi i rezistencës termike janë përkatësisht:

)/(20 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(45092.0 2 WKmb =

Përcaktojmë trashësin e urës termike:

)(0259.045092.011

9.11041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ

Përvetësojmë këtë vlerë të trashësis së polisterolit: )(3 cmiz =δ

Meqënëse përvetësuam trashësin e polisterolit atëhere dotv ndryshojë edhe fluksi i nxehtësis:



)/(06.10

041.003.0

45092.0

9.11 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

b) Drejtë dyshemesë

Me anë të ekuacionit (1.4), përcaktojme diferencën e temperaturave:

Cttttt objpbj 9.11)1835(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆


)/(4 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(78766.0 2 WKmb =


11.90.041 0.78766 0.02718( )

11j b

izop

t tb m

qδ λ

− = ⋅ − = ⋅ − =



)/(47.7

041.003.0

78766.0

9.11 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

c) Drejtimi i frigodhomës nr.2. long-term

Meqënëse nga ky drektim kemi humbje nxehtësiegjë për të cilën për këtë ambient është i leverdisshëm ku faktor nuk po i vendosim urë termike, nga kjo anë.

d) Drejtimi nga korridori


Cttttt objpbj 9.11)1835(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆


)/(8 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(722645.0 2 WKmb =


)(01473.0722645.011

9.11041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ


Meqënëse përvetësuam trashësin e polisterolit, atëhere do të ndryshojë edhe fluksi i nxehtësis:



)/(18.8

041.003.0

722645.0

9.11 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

Karakteristikat termike të shtresave rrethuese, që kufizonë ambientin zyrë i paraqesim në tabelën 1.5

Tabela 1.5

Shenja Emërtimi Orientimi αj α b ∆t ∑δi/λi δiz.re δiz qre

(W/m2K

) (W/m2K

) oC (m2K/W

) cm m (W/m2

)

I Muri i jashtëm Lindje 30 20 23 0.72359 6 0.053 10.13

II Muri i jashtëm Veri 30 20 17 0.72359 3 0.03 11

III Muri i brendshëm

nga frigodhom.2 8 20 -14

IV Muri i brendshëm nga koridori 8 20 4 0.55145 5.54

V Tavan i sheshët 30 20 32 0.36759 10 0.1 11

VI Dyshemeja mbi dheun e ngjeshur

4 20 -6 0.48766 -7.62

VII.a Ura termike drejt tavanit 30 20 11.9 0.36759 3 0.026 10.06

VII.b Ura termike drejt dyshemes 30 20 11.9 0.47866 3 0.017

2 7.47

VII.c Ura termike drejt frigodho.2 30 20 11.9 3

VII.d Ura termike drejt koridorit 30 20 11.9 0.55145 3 0.014

7 8.18

1.2. Llogaritja e trashësis së termoizolimit për ambientin nr.2. (long-term)

Frigodhoma nr.2. është përcaktuar si long-term, si e tillë nga rekomandimet jepet temperatura e ruajtjes së produktit frut molle deri në temperaturën tb = +4oC. E cila është dhënë edhe në kërkesat e projektit. Temperatura e jashtëme projektuese është tjp = 35oC.

I. Muri i brendshëm

Orjentimi: nga ambienti nr.1. (zyra)

Temperatura e jashtëme është e barabartë ne temperaturën e zyrës tj = 18oC, kurse temperatura e brendëshme është ajo e dhënë në kërkes.



Figura.6. Shtresa strukturale të murit të brendshëm i me orjentim nga zyra.

Karakteristikat fizike të shresave strukturale të murit janë të paraqituran në tabelën 1.6.

Koeficienti i nxehtësis me konveksion nga muri në ajrin e frigodhomës është )/(20 2 KmWb =α , ndërsa

ai nga ajri në mur është )/(8 2 KmWj =α .

Përcaktojmë koeficientin b (rezistenca e murit pa polisterol)

)/(9743.0201

799347.0811

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Trashësia e polisterolit izolues do të jetë:

18 40.041 0.9743 0.022( )

11j b

iz izop

t tb m

qδ λ

− − = ⋅ − = ⋅ − =

pranojmë trashësinë e polisterolit 3( )iz cmδ = . Atëhere fluksi real i nxehtësis do të jetë:

218 49.58( / )

0.030.9743

0.041

j bre

iz

iz

t tq W m

bδλ

− −= = =

++



Tabela 1.6.



termike

Herësia

λδ

(m) (W/mK) (W/mK

1 Llac cimentoje 0.02 1.28 0.015625

2 Rrjet rabik


4 Murë tulle 0.25 0.87 0.287356

5 Llac cimentoje 0.02 1.28 0.015625


7 Izolim (Polisterol EPS 30) 0.041

8 Rrjet rabik

9 Llac cimentoje 0.02 1.28 0.015625

∑ =λδ / 0.799347

II. Muri i jashtëm

Orjantimi: Veri

Shtresat strukturale të murit do të jenë si në Figurën.2. Karakteristikat fizike të murit do të jenë ato të paraqitura në tabelën 1.1.


ai nga ajri në murë është )/(30 2 KmWj =α .


)/(80692.0201

72359.03011

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Temperatura e jashtëme do të jetë tj = tjp = 35oC

)(085.072359.011

435041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−

⋅=

−

−⋅= λδ

pranojmë trashësinë e polisterolit )(10 cmiz =δ . Atëhere fluksi real i nxehtësis do të jetë:

)/(55.9

041.010.0

80692.0

435 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−=

+

−=

λδ



III. Muri i jashtëm

Orientimi: nga lindja

Forma strukturale e shtresave të murit është si në figurën.2. Karakteristikat fizike dhe termike të shtresave të murit janë të paraqitura në tabelën 1.1.

Për shkak të rrezatimit diellor temperatura e jashtëme do të përcaktohet si:

Ctt ojpj 6+= (1.5)

Kjo shprehje është e vërtetë vetëm për orjentimin jug dhe lindje, pasi këto pozicione janë më të ekspozuara ndaj djellit.

Atëhere temperatura e jashtëme do të jetë: CCCt oooj 41635 =+=

Koeficientët e konveksionit janë përkatësisht )/(30 2 KmWj =α dhe )/(20 2 KmWb =α .


)/(80692.0201

72359.03011

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Trashësia e termoizolimit do të jetë:

)(108.072359.011

441041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−

⋅=

−

−⋅= λδ


)/(4.11

041.010.0

80692.0

441 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−=

+

−=

λδ

IV. Muri i brendshm

Orientimi: nga koridori

Forma strukturale e shtresave të murit është si në Figurën.3. Kurse të dhënat karakteristikat fizike dhe termikike te shtresave jepen në Tabelën 1.2.

Temperatura e jashtëme është e barabartë me temperaturën e ajrit, që ndodhet në koridor tj = 22oC.



)/(722645.0201

55145.0811

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α



Trashësia e termoizoluesit do të jetë:

)(037.0722645.011

422041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−

⋅=

−

−⋅= λδ


)/(38.12

041.003.0

722645.0

422 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−=

+

−=

λδ

V. Tavan me kulm të sheshtë

Shtresat strukturale të tavanit jepen në figurën.4. kurse karakteristikat fiziko-termike jepen në Tabelën 1.3.

Temperaturën e brendëshme e kemi tb = +4oC.

Temperatura e jashtëme do të jetë tj = tjp + 15oC = 35oC + 15oC = 50oC.




)/(45092.0301

36759.0201 2 WKmb =++=


)(153.045092.0

11450

041.0 mbq

tt

op

bjiziz =

−−

⋅=

−

−⋅= λδ

Përvetësojmë trashësinë e polisterolit: )(15 cmiz =δ

Atëhere fluksi real i nxehtësis do të jetë:

)/(2.11

041.015.0

45092.0

450 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−=

+

−=

λδ


Shtresat strukturale të dyshemes janë si në Figurën.5. karakteristikat fizike dhe termike të shtresave strukturale të dyshemes janë paraqitur në Tabelën 1.4.

Temperaturën e brendëshme e kemi tb = 4oC

Temperaturën jashtëme po e pranojmë tj = 12oC.



Koenficienti i konveksionit nga dheu në ambientin e brendshëm është )/(20 2 KmWb =α



)/(78766.0201

48766.041 2 WKmb =++=


)(0021.078766.0

11412

034.0 mbq

tt

op

bjiziz −=

−−

⋅=

−

−⋅= λδ

Pra, siç edhe shikohet trashësia e polosterolit doli negative, ç’ka do të thotë se në drejtimin e dyshemes nuk kemi fitime nxehtësie, e cila nuk kërkon shtres termoizoluse.


)/(16.1078766.0

412 2mWb

ttq bj =

−=

−=

VIII. Llogaritjet e urave termike

a) Drejtimi i tavanit

Cttttt objpbj 7.21)435(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆


)/(20 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(45092.0 2 WKmb =


)(06.045092.011

7.21041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ

Përvetësojmë këtë vlerë të trashësis së polisterolit: )(6 cmiz =δ Meqënëse nga përvetësimi i trashësis së polisterolit nuk ndryshoj trashësia, atëhere nuk do të ndryshojë edhe fluksi i nxehtësis, pra, fluksi real i nxehtësis do të jetë: )/(11 2mWqq opre == .



Cttttt objpbj 7.21)1835(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆




)/(4 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(78766.0 2 WKmb =


)(049.078766.011

7.21041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ


Meqënëse përvetësuam trashësin e polisterolit atëhere do të ndryshojë edhe fluksi i nxehtësis:

)/(64.9

041.006.0

78766.0

7.21 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

c) Drejtimi i ambientit nr.1. (zyra)


Cttttt objpbj 7.21)1835(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆


)/(8 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(9743.0 2 WKmb =


)(041.09743.011

7.21041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ



)/(9.8

041.006.0

9743.0

7.21 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ



Cttttt objpbj 7.21)1835(7.0)(7.0 =−⋅=−⋅=−=∆


)/(8 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(722645.0 2 WKmb =




)(051.0722645.011

7.21041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ



)/(93.9

041.006.0

722645.0

7.21 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

Karakteristikat termike të shtresave të rrethuese që kufizonë ambientin nr.2 long-term, i paraqesim në tabelën 1.6

Tabela 1.6


(W/m2K) (W/m2K) oC (m2K/W) cm m (W/m2)

I Muri i brenshë Nga zyra 8 20 14 0.7994 3 0.012 9.58

II Muri i jashtëm Veri 30 20 31 0.7736 10 0.085 9.85

III Muri i jashtëm Lindje 30 20 37 0.7736 10 0.108 11.4

IV Muri i brendshëm nga koridori 8 20 18 0.55145 3 0.037 12.38

V Tavan i sheshët 30 20 46 0.36759 15 0.153 11.2


4 20 8 0.48766 - -

0.0021

10.16

VII.a Ura termike drejt tavanit 30 20 21.7 0.36759 6 0.06 11

VII.b Ura termike drejt dyshemes 30 20 21.7 0.47866 6 0.049 9.64

VII.c Ura termike drejt zyres 30 20 21.7 0.7994 6 0.041 8.9

VII.d Ura termike drejt koridorit 30 20 21.7 0.55145 6 0.051 9.93



1.3. Llogaritja e trashësis së termoizolimit për ambientin nr.3. (rezervimi)

Frigodhoma nr.3. është përcaktuar si rezervimi i produktit, nga rekomandimet jepet temperatura e ruajtjes së produktit frut molle deri në temperaturën tb = -1oC. E cila është dhënë edhe në kërkesat e projektit. Temperatura e jashtëme projektuese është tjp = 35oC.

I. Muri i brendshëm

Orjentimi: nga ambienti nr.5. (dhoma e paisjeve)

Temperatura e jashtëme është e barabartë ne tenperaturën e dhomës së paisjeve të impianti tj =tjp= 35oC, kurse temperatura e brendëshme është ajo e dhënë në kërkes.

Shtresat e strukturës së murit janë si në Figurën.2., kurse karakteristikat fizike të shresave strukturale të murit janë të paraqituran në tabelën 1.7.

Tabela 1.7.



termike

Herësia δ/λ

(m) (W/mK) (W/m2K)

1 Llac cimentoje 0.02 1.28 0.015625

2 Tulla 0.25 0.87 0.28763

3 Llac cimentoje 0.02 0.01563


5 Izolimi (polisterol ESP 30) 0.041

6 Rrjet rabik

7 Llac cimentoje 0.02 1.28 0.01563

∑ =λδ / 0.567073


ai nga ajri në mur është )/(8 2 KmWj =α .


)/(742073.0201

567073.0811

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Trashësia e polisterolit izolues do të jetë:

)(104.0742073.011

)1(35041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−−

⋅=

−

−⋅= λδ




)/(32.11

041.010.0

742073.0

)1(35 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−−=

+

−=

λδ

II. Muri i brendshëm

Orjantimi: nga koridori

Shtresat strukturale të murit do të jenë si në Figurën.3. karakteristikat fizike të murit do të jenë ato të paraqitura në Tabelën 1.2.


ai nga ajri në murë është )/(8 2 KmWj =α .


)/(722645.0201

55145.0811

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Temperatura e jashtëme do të jetë tj = 22oC

)(056.0722645.011

)1(22041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−−

⋅=

−

−⋅= λδ


)/(52.10

041.006.0

722645.0

)1(22 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−−=

+

−=

λδ

III. Muri i jashtëm

Orientimi: nga lindja

Forma strukturale e shtresave të murit është si në figurën.2. karakteristikat fizike dhe termike të shtresave të murit janë të paraqitura në tabelën 1.1.

Temperatura e jashtëme nga zbatimi i ekuacionit (1.4) do te jete tj = 41oC



)/(80692.0201

72359.03011

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Trashësia e polisterolit do te jetë:



)(123.080692.011

)1(41041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−−

⋅=

−

−⋅= λδ


)/(94.12

041.010.0

80692.0

)1(41 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−−=

+

−=

λδ

IV. Muri i jashtëm

Orientimi: Jugu

Forma strukturale e shtresave të murit është si në Figurën.2. kurse të dhënat karakteristikat fizike dhe termikike te shtresave jepen në Tabelën 1.1.

Temperatura e jashtëme nga zbatimi i ekuacionit (1.4) do të jetë tj = 41oC.



)/(80692.0201

72359.03011

/1 2 WKmb

bj

=++=++= ∑ αλδ

α

Trashësia e termoizoluesit do të jetë:

)(123.080692.011

)1(41041.0 mb

q

tt

op

bjiziz =

−−−

⋅=

−

−⋅= λδ


)/(94.12

041.010.0

80692.0

)1(41 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−−=

+

−=

λδ

V. Tavan me kulm të sheshtë

Shtresat strukturale të tavanit jepen në figurën.4. kurse karakteristikat fiziko-termike jepen në Tabelën 1.3.

Temperaturën e brendëshme e kemi tb = -1oC.

Temperatura e jashtëme do të jetë tj = tjp + 15oC = 35oC + 15oC = 50oC.






)/(45092.0301

36759.0201 2 WKmb =++=


)(172.045092.0

11)1(50

041.0 mbq

tt

op

bjiziz =

−−−

⋅=

−

−⋅= λδ


Atëhere fluksi real i nxehtësis do të jetë:

)/(4.12

041.015.0

45092.0

)1(50 2mWb

ttq

iz

iz

bjre =

+

−−=

+

−=

λδ


Shtresat strukturale të dyshemes janë si në Figurën.5. karakteristikat fizike dhe termike të shtresave strukturale të dyshemes janë paraqitur në Tabelën 1.4.

Temperaturën e brendshme e kemi tb = -1oC

Temperaturën jashtëme po e pranojmë tj = 12oC.

Koenficienti i konveksionit nga dheu në ambientin e brendshëm është )/(20 2 KmWb =α



)/(78766.0201

48766.041 2 WKmb =++=


12 ( 1)0.034 0.78766 0.025( )

11j b

iz izop

t tb m

qδ λ

− − − = ⋅ − = ⋅ − =



)/(78.7

034.003.0

78766.0

)1(12 2mWb

ttq

iz

iz

bj =+

−−=

+

−=

λδ



VII. Llogaritjet e urave termike a) Drejtimi i tavanit

Cttttt objpbj 2.25)]1(35[7.0)(7.0 =−−⋅=−⋅=−=∆


)/(20 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(45092.0 2 WKmb =


)(075.045092.011

2.25041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ

Përvetësojmë këtë vlerë të trashësis së polisterolit: )(10 cmiz =δ Meqënëse përvetësuam trashësin e polisterolit atëhere do të ndryshojë edhe fluksi i nxehtësis:

)/(72.8

041.010.0

45092.0

2.25 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ



Cttttt objpbj 2.25)]1(35[7.0)(7.0 =−−⋅=−⋅=−=∆


)/(4 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(78766.0 2 WKmb =


)(062.078766.011

2.25041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ



)/(2.11

041.006.0

78766.0

2.25 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

c) Drejtimi i ambientit nr.5. (dhoma e impiantit)




Cttttt objpbj 2.25)]1(35[7.0)(7.0 =−−⋅=−⋅=−=∆


)/(8 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(742073.0 2 WKmb =


)(064.0742073.011

2.25041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ



)/(4.11

041.006.0

742073.0

2.25 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ



Cttttt objpbj 2.25)]1(35[7.0)(7.0 =−−⋅=−⋅=−=∆


)/(8 2 KmWj =α , )/(30 2 KmWb =α , )/(722645.0 2 WKmb =


)(0643.0722645.011

2.25041.0 mb

q

tt

op

bjiz =

−⋅=

−

−⋅= λδ



)/(53.11

041.006.0

722645.0

2.25 2mWb

tq

iz

izre =

+=

+

∆=

λδ

Karakteristikat termike të shtresave të rrethuese që kufizonë ambientin nr.3. rezervimin, i paraqesim në Tabelën 1.8



Tabela 1.8


(W/m2K) (W/m2K) oC (m2K/W) cm m (W/m2)

I Muri i brenshë Nga impianti 8 20 +36 0.56707 10 0.104 11.32

II Muri i brendshëm Nga koridori 8 20 +23 0.55145 6 0.056 10.52

III Muri i jashtëm Lindje 30 20 +41 0.72359 10 0.123 12.94

IV Muri i jashtem Jug 30 20 +41 0.72359 10 0.123 12.94

V Tavan i sheshët 30 20 +51 0.36759 15 0.172 12.4


4 20 +13 0.48766 3 0.015 7.78

VII.a Ura termike drejt tavanit 30 20 25.2 0.36759 10 0.075 8.72

VII.b Ura termike drejt dyshemes 4 20 25.2 0.48766 6 0.062 11.2

VII.c Ura termike drejt impiantit 8 20 25.2 0.56707 6 0.064 11.4

VII.d Ura termike drejt koridorit 8 20 25.2 0.55145 6 0.0643 11.53



2. LLOGARITJA E EVITIMIT TË KONDESIMIT TË LAGËSHTISË NË MURIN E JASHTËM DHE IZOLIMI I FRIGODHOMAVE ME PREZANTIME GRAFIKE TË FUSHAVE PËRKATËSE TË TEMPERATURAVE.

Temperaturën e jashtëme projektuese e kemi nga të dhënat e modelit: tjp = +35oC

Lagështia relative e jashtëme projektuese e jarit është: φjp = 50 %

2.1. Llogaritja e evitimit të kondesatit për frigodhomën long-term (ambienti nr.2).

Temperatura e ajrit të brendshëm është tb = +4oC

Nga rekomandimet për ruajtjen e frutit moll, lagështinë e ajrit është φb = 84 %

Nga tabelat e termodinamikës së ajrit në funksion të temperaturës përcaktojmë presionet parciale të ngopjes së avullit të ujit:

)(832)4(

)(5740)35(""

""

paptfp

papCtfp

b

oj

=⇒+==

=⇒+==

Presionet parciale të avujve të ujit do të përcaktohen si më poshtë:

"pp ⋅= ϕ (2.1)

Aplikojmë ekuacionin (2.1) dhe përcaktojmë presionet parciale si nga ana e jashtëne edhe nga ana e brendshme e murit:

- në ajrin e jashtëm: )(2870574050.0" papp jjj =⋅=⋅=ϕ

- në frigodhomën long-term: )(88.69883284.0" papp bbb =⋅=⋅= ϕ

Për të përcaktuar depërtueshmërinë e avujve të aujit në shtresat strukturale të murit duhet të dimë karakteristikat termo-fizike të shtresave strukturale të murit, të cilat po i paraqesim në Tabelën 2.1.

Tabela 2.1.

Nr. Rendo Emërtimi i shtresës Trashësia

δ

Koeficienti i përciell. termikie λ

koeficienti i depertuesh. se avullit

1210⋅µ �

Rezizte. difuz. të avullit të ujit

iidiR µδ /=

(m) (W/mK) (kg/ms Pa) (m2sPa/k)

1. Llac gërqeor 0.02 0.87 37.5 5.3•108

2. Tulla 0.38 0.87 29.2 1.3•1010

3. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108

4. Barriera e avullit (SR 41 DB) 0.01 0.043 0.0034 2.94•1012

5. Polisterol (EPS 30) 0.1 0.04 20 5•109

6. Rrjet Rabik - - - -

7. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•1011

∑ =diR 2.97•1012



Rezistencat e transmetimit konvektiv të avullit të ujit i kanë këto vlera orientuese:

- për sipërfaqen e jashtëme të murit: )/(105 27 kgsPamRdj ⋅=

- për sipërfaqen e brendëshme të murit: )/(1010 27 kgsPamRdb ⋅=

avujt e ujit depertojnë murin shumë shresor, i cili vepron me një presion parcial (px) të caktuar. Këtë presion në funksion të fluksit të avullit përcaktojme px.

∑

∑

++

+

⋅−−=b

j

x

j

p

pdidjdb

dj

p

pdi

bjjx

RrR

RR

pppp )( (2.2)

Nga shprehja e mësipërme (2.2) meqënëse presioni i jashtëm dhe ai i brendshëm nuk ndryshojnë, gjithashtu edhe shprehja në numërues nuk ndryshon

)/(1031.71097.21010105

)88.6982870()( 2101277

smkgRRR

ppa

b

j

p

pdidjdb

bj −⋅=⋅+⋅+⋅

−=

++

−=

∑

Atëhere ekuacioni (2.2) do të marrë trajtën:

+⋅−= ∑ dj

p

pdijx RRapp

x

j

(2.3)

I. Llogaritja e presioneve parciale në murin e jashtëm:

Për frigoshomën nr.2. long-term kemi 2 sipërfaqe muri qe janë në kontakt me ajrin e jashtëm, por këto dy sipërfaqe kanë të njëjtat shtresa strukturale në përbërjen e murit të tyre, si rrjedhim grafikët e presioneve parciale do të jenë të njëjta.

Tabela 2.1.1.

Kufijet shtresor te murit Presioni i jashtem

Koeficienti a Rdi Rdj px

Nr. (Pa) (kg/m2s (kg/m2s) (kg/m2) (Pa)

1 ajri i jashtem - llac gerqeror 2870 7.31• 10-10 0 5•1010 2869.96

2 llaci gerqeror tulla 2870 7.31• 10-10 5. • 109 5•1010 2866.1

3 tulla - llac cimentoje 2870 7.31• 10-10 13.547• 1010 5•1010 2860.1

4 llac cimentoje barrier avulli 2870 7.31• 10-10 29.172• 1010 5•1010 2848.64

5 barrier avulli -politerol 2870 7.31• 10-10 297• 1010 5•1010 698.64

6 polisterol - llac cimntoje 2870 7.31• 10-10 297.535•1010 5•1010 694.983

7 lloca cimentoje - ajri i brendshem 2870 7.31• 10-10 297.615•1010 5•1010 694.398



II. Llogarija e presioneve parciale muri i brendshëm (nga ana e ambentit nr.1. zyra)


Temperatura e ajrit të jashtëm është tj = +18oC

Nga rekomandimet për ajrin e kondicionuar lagështinë e ajrit është φj = 55 %


)(832)4(

)(2064)18(""

""

paptfp

papCtfp

b

oj

=⇒+==

=⇒+==


- në ajrin e jashtëm: )(2.1135206455.0" papp jjj =⋅=⋅=ϕ


Për të përcaktuar depërtueshmërinë e avujve të aujit në shtresat strukturale të murit duhet të dimë karakteristika termo-fizike të shtresave të murit shumë shtresor, të cilat po i paraqesim në Tabelën 2.2.

Tabela 2.2

Nr. Rendor Emërtimi i shtresës Trashësia

δ

Koeficienti përciell. termikie λ


1210⋅µ


iidiR µδ /=


1. Llac cimentoje 0.02 0.87 37.5 5.3•108

2. Rrjet rabik - - - -

3. Barriera e avullit (SR41 DB) 0.01 0.043 0.0034 2.941•1012

4. Tulle 0.25 0.87 29.2 8.56•109

5. Llac cimentoje 0.02 1.28 37.5 5.3•108

6. Barriera e avullit (SR41 DB) 0.01 0.043 0.0034 2.941•1012

7. Polisterol (EPS 30) 0.02 0.041 25 8•1011

8. Rrjet rabik - - - -

9. Llac cimentoje 0.02 1.28 37.5 5.3•108

∑ =diR 6.77•1012



Përcaktojmë konstanten a:

)/(1077.610393.51010105

)88.6981064()( 2111277

smkgRRR

ppa

b

j

p

pdidjdb

bj −⋅=⋅+⋅+⋅

−=

++

−=

∑

Tabela 2.2.2




1 ajri i jashtem - llac cimentoje 1064 6.77• 10-11 0 5•107 1063.996

2 llaci – barrier avulli 1064 6.77• 10-11 5.03 • 108 5•107 1063.96

3 barrier avulli - tulle 1064 6.77• 10-11 29.415• 1011 5•107 864.83

4 tulle - llac cimentoje 1064 6.77• 10-11 30.271• 1011 5•107 859.03

5 llac cimentoje - barrier avulli 1064 6.77• 10-11 30.278• 1011 5•107 858.0

6 barrier avulli - polisterol 1064 6.77• 10-11 59.687•1011 5•107 660.0

7 Polisterol - lloca cimentoje 1064 6.77• 10-11 67.687•1011 5•107 606.0

8 llac cimentoje - ajri i brendshem 1064 6.77• 10-11 67.70•1011 5•107 605.0

III. Llogarija e presioneve parciale muri i brendshëm (nga ana e koridorit)





)(832)4(

)(2644)22(""

""

paptfp

papCtfp

b

oj

=⇒+==

=⇒+==




Për të përcaktuar depërtueshmërinë e avujve të aujit në shtresat strukturale të murit duhet të dimë karakteristika termo-fizike të shtresave të murit shumë shtresor, të cilat po i paraqesim në Tabelën 2.3.



Tabela 2.3


δ



1210⋅µ �


iidiR µδ /=


1. Llac cimentoje 0.02 128 25 8•108

2. Tulla 0.25 0.87 29.2 8.56•109

3. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108


5. Polisterol (EPS 30) 0.03 0.040 20 1.5•109


7. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108

∑ =diR 2.9685•1012


Tabela 2.3.1

)/(10184.3109685.21010105

)88.6981644()( 2101277

smkgRRR

ppa

b

j

p

pdidjdb

bj −⋅=⋅+⋅+⋅

−=

++

−=

∑




1 ajri i jashtem - llac cimentoje 1644 3.184• 10-10 0 5•107 1643.98

2 llaci –tulle 1644 3.184• 10-10 8.0 • 108 5•107 1643.73

3 tulle – llac cimentoje 1644 3.184• 10-10 9.362• 109 5•107 1641.0

4 llac cimentoje – barrier avulli 1644 3.184• 10-10 2.499• 1010 5•107 1636.03

5 barrier avulli - polisterol 1644 3.184• 10-10 296.62• 1010 5•107 699.546

6 polisterol – llac cimentoje 1644 3.184• 10-10 296.766•1010 5•107 699.1

7 llac cimentoje – ajri i brendshem 1644 3.184• 10-10 296.85•1010 5•107 698.81



IV. Llogarija e temperaturave në shresat e murit të jashtëm:

Në murin e jashtëm grafikët e presionit dhe të temperaturës janë të njëllojtë.

Dimë që temperatura në murin shumë shtresor llogaritet si:

+⋅−= ∑

=

0

1

1

i ji

irejp qtt

αλδ

(2.4)

Duke zbatuar këtë formulë (ek.2.4) jemi në gjendje të përcaktojmë temperaturën në shtresat e ndryshme të murit shumë shtresor.

Tabela 2.4.1.

Kufijet shtresor te murit Temp. e jashtem

Fluksi termik qre

∑Ri 1/αj tx

Nr. (oC) (kW/m2) (m2/kW) (m2/kW) (oC)

1 ajri i jashtem - llac cimentoje +35 9.55 0 0.033 +34.68

2 Llaci gerqeror –tulle +35 9.55 0.0156 0.033 +34.46

3 tulle – llac cimentoje +35 9.55 0.4523 0.033 +30.3

4 llac cimentoje – barrier avulli +35 9.55 0.4679 0.033 +30

5 barrier avulli - polisterol +35 9.55 0.7005 0.033 +28

6 polisterol – llac cimentoje +35 9.55 3.1395 0.033 +4.63

7 llac cimentoje – ajri i brendshem +35 9.55 3.1551 0.033 +4.48

Në funksion të shtresave strukturale të murit resultatet i paraqesim në tabelë:

Tabela 2.4.2

Shtresa p(x) [pa] < pad” (tx) [pa] tx [oC] 1 1643.98 5529.24 +34.68 2 1643.73 5462.41 +34.46 3 1641 4320.15 +30.3 4 1636.03 4245.20 +30 5 699.546 3781.54 +28 6 699.1 850.64 +4.63 7 698.81 841.79 +4.48



V. Llogarija e temperaturave në shresat e murit të brendshëm (nga ambienti nr.1.):

Duke zbatuar ek.2.4 përcaktojmë temperaturën në shtresat e ndryshme të murit shumë shtresor.

Tabela 2.5.1.


Fluksi termik qre

∑Ri 1/αj tx



2 Llaci gerqeror –barrier avulli +18 8.2 0.0156 0.128 +16.8

3 barrier avulli – tulle +18 8.2 0.2482 0.128 +15.0


5 llac cimentoje - barrier avulli +18 8.2 0.5512 0.128 +12.5

6 barrier avulli- polisterol +18 8.2 0.7838 0.128 +10.6




Tabela 2.5.2.

Shtresa p(x) [pa] < pad” (tx) [pa] tx [oC] 1 1063.996 1937.78 +17 2 1063.9 1913.88 +16.8 3 864.83 1705.32 +15 4 859.03 1459.64 +12.6 5 858 1450.11 +12.5 6 660 1278.78 +10.6 7 606 848.87 +4.6 8 605 837.07 +4.4



VI. Llogarija e temperaturave në shresat e murit të brendshëm (nga koridori):


Tabela 2.6.1.


Fluksi termik qre

∑Ri 1/αj tx





4 llac cimentoje – barrier avulli +22 12.38 0.3185 0.033 +16.5

5 barrier avulli - polisterol +22 12.38 0.5511 0.033 +13.6




Tabela 2.6.2.

Shtresa p(x) [pa] < pad” (tx) [pa] tx [oC] 1 1643.98 2412.96 +20.5 2 1643.73 2383.19 +20.3 3 1641 1901.93 +16.7 4 1636.03 1878.09 +16.5 5 699.546 1558.22 +13.6 6 699.1 860.68 +4.8 7 698.81 848.87 +4.6



2.2. Llogaritja e evitimit të kondesatit për frigodhomën “rezervim” (ambienti nr.3).

Temperatura e ajrit të brendshëm është tb = -1oC

Nga rekomandimet për ruajtjen e frutit moll, lagështinë e ajrit është φb = 84 %


)(8.608)1(

)(5740)35(""

""

paptfp

papCtfp

b

oj

=⇒−==

=⇒+==



- në frigodhomën long-term: )(4.5118.60884.0" papp bbb =⋅=⋅= ϕ

Për të përcaktuar depërtueshmërinë e avujve të aujit në shtresat strukturale të murit duhet të dimë karakteristikat termo-fizike të shtresave strukturale të murit, të cilat po i paraqesim në Tabelën 2.7.1.

Tabela 2.7.1.


δ



1210⋅µ �


iidiR µδ /=


1. Llac gërqeor 0.02 0.87 37.5 5.3•108

2. Tulla 0.38 0.87 29.2 1.3•1010

3. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108


5. Polisterol (EPS 30) 0.1 0.10 20 5•109


7. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108

∑ =diR 2.97•1012

Rezistencat e transmetimit konvektiv të avullit të ujit i kanë këto vlera orientuese:

- për sipërfaqen e jashtëme të murit: )/(105 27 kgsPamRdj ⋅=

- për sipërfaqen e brendëshme të murit: )/(1010 27 kgsPamRdb ⋅=




)/(1094.71097.21010105

)4.5112870()( 2101277

smkgRRR

ppa

b

j

p

pdidjdb

bj −⋅=⋅+⋅+⋅

−=

++

−=

∑

VII. Llogaritja e presioneve parciale në murin e jashtëm:

Për frigoshomën nr.3. rezervim kemi 2 sipërfaqe muri qe janë në kontakt me ajrin e jashtëm, por këto dy sipërfaqe kanë të njëjtat shtresa strukturale në përbërjen e murit të tyre, si rrjedhim grafikët e presioneve parciale do të jenë të njëjta.

Tabela 2.7.2.




1 ajri i jashtem - llac gerqeror 2870 7.94• 10-10 0 5•107 2869.96

2 llaci gerqeror tulla 2870 7.94• 10-10 5.3 • 109 5•107 2865.75

3 tulla - llac cimentoje 2870 7.94• 10-10 13.547• 1010 5•107 2859.20

4 llac cimentoje barrier avulli 2870 7.94• 10-10 29.172• 1010 5•107 2846.80

5 barrier avulli -politerol 2870 7.94• 10-10 297.035•1010 5•107 511.5

6 polisterol - llac cimntoje 2870 7.94• 10-10 297.535•1010 5•107 507.53

7 lloca cimentoje - ajri i brendshem 2870 7.94• 10-10 297.615•1010 5•107 506.9

VIII. Llogarija e presioneve parciale muri i brendshëm (nga ana e ambentit nr.5.)

Temperatura e ajrit të brendshëm është tb = -1oC



)(8.608)1(

)(5740)35(""

""

paptfp

papCtfp

b

oj

=⇒−==

=⇒+==






Tabela 2.8.1.


δ



1210⋅µ �


iidiR µδ /=


1. Llac gërqeor 0.02 0.87 37.5 5.3•108

2. Tulla 0.25 0.87 29.2 5.86•109

3. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108


5. Polisterol (EPS 30) 0.1 0.10 20 5•109


7. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108

∑ =diR 2.96996•1012


)/(10174.31096996.21010105

)392.5112.1454()( 2101277

smkgRRR

ppa

b

j

p

pdidjdb

bj −⋅=⋅+⋅+⋅

−=

++

−=

∑

Tabela 2.8.2.



Nr. (Pa) (kg/m2s) (kg/m2s) (kg/m2s) (Pa)

1 ajri i jashtem - llac gerqeror 1454.2 3.174•10-10 0 5•107 1454.18

2 llaci gerqeror tulla 1454.2 3.174•10-10 8.0 • 108 5•107 1453.0

3 tulla - llac cimentoje 1454.2 3.174•10-10 7.19•109 5•107 1249.79

4 llac cimentoje barrier avulli 1454.2 3.174•10-10 9.362• 109 5•107 1224.40

5 barrier avulli -politerol 1454.2 3.174•10-10 294.719•1010 5•107 518.75

6 polisterol - llac cimntoje 1454.2 3.174•10-10 296.916•1010 5•107 510.20

7 lloca cimentoje - ajri i brendshem 1454.2 3.174•10-10 296.996•1010 5•107 509.5

IX. Llogarija e presioneve parciale muri i brendshëm (nga ana e koridorit)







)(8.608)1(

)(2644)18(""

""

paptfp

papCtfp

b

oj

=⇒−==

=⇒+==




Për të përcaktuar depërtueshmërinë e avujve të aujit në shtresat strukturale të murit duhet të dimë karakteristika termo-fizike të shtresave të murit shumë shtresor, të cilat po i paraqesim në Tabelën 2.9.1.

Tabela 2.9.1.


δ



1210⋅µ �


iidiR µδ /=


1. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108

2. Tulla 0.25 0.87 29.2 8.56•109

3. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108


5. Polisterol (EPS 30) 0.06 0.041 20 3•109


7. Llac cimentoje 0.02 1.28 25 8•108

∑ =diR 2.96996•1012


)/(10174.31096996.21010105

)392.5112.1454()( 2101277

smkgRRR

ppa

b

j

p

pdidjdb

bj −⋅=⋅+⋅+⋅

−=

++

−=

∑



Tabela 2.9.2.



Nr. (Pa) (kg/m2s) (kg/m2s) (kg/m2s) (Pa)

1 ajri i jashtem - llac gerqeror 1454.2 3.174•10-10 0 5•107 1454.18

2 llaci gerqeror tulla 1454.2 3.174•10-10 8.0 • 108 5•107 1453.00

3 tulla - llac cimentoje 1454.2 3.174•10-10 9.362•109 5•107 1451.20

4 llac cimentoje barrier avulli 1454.2 3.174•10-10 2.499• 1010 5•107 1446.30

5 barrier avulli -politerol 1454.2 3.174•10-10 296.62•1010 5•107 512.71

6 polisterol - llac cimntoje 1454.2 3.174•10-10 296.766•1010 5•107 512.25

7 lloca cimentoje - ajri i brendshem 1454.2 3.174•10-10 296.85•1010 5•107 512.00

X. Llogarija e temperaturave në shresat e murit të jashtëm: Grafiku i rënies së temperaturës dhe i presionit është i njëjte për të dyja faqet e murit, për shkak se shtrest e murit janë të njëjta. Gjithashtu edhe nga ana e ambientit nr.5. grafiket e presionit dhe të temperaturës janë të njëllojtë.


Tabela 2.10.1.


Fluksi termik qre

∑Ri 1/αj tx







6 polisterol – llac cimentoje +35 12.94 3.1396 0.033 -0.15

7 llac cimentoje – ajri i brendshem +35 12.94 3.1552 0.033 -0.35




Tabela 2.10.2.

Shtresa p(x) [pa] < pad” (tx) [pa] tx [oC] 1 1454 5495.83 +34.57 2 1453 5413.80 +34.3 3 1451.2 3921.66 +28.62 4 1446.3 3871.94 +28.4 5 512.71 2398.07 +25.4 6 512.25 604.76 -0.15 7 512 596.17 -0.35



XI. Llogarija e temperaturave në shresat e murit të brendshëm (nga koridori):


Tabela 2.11.1.


Fluksi termik qre

∑Ri 1/αj tx










Tabela.2.11.2.

Shtresa p(x) [pa] < pad” (tx) [pa] tx [oC] 1 1454 2442.72 +20.7 2 1453 2412.96 +20.5 3 1451.2 2000.94 +17.5 4 1446.3 1866.08 +16.4 5 512.71 1716.62 +15.1 6 512.25 598.32 -0.31 7 512 589.72 -0.5



XII. Llogarija e temperaturave në shresat e murit të brendshëm (nga koridori):


Tabela 2.12.1.


Fluksi termik qre

∑Ri 1/αj tx










Tabela.2.12.2.

Shtresa p(x) [pa] < pad” (tx) [pa] tx [oC] 1 1454.2 5206.89 +33.6 2 1453 5149 +33.4 3 1249.8 4295.16 +30.2 4 1224.4 3983.46 +28.9 5 518.8 3525.89 +26.8 6 510.2 601.33 -0.23 7 509.5 592.64 -0.43



3. LLOGARITJA E NGARKESËS FTOHËSE.

Burimet e fitimeve të nxehtësis që mund të merrën në një frigodhom janë të shumta. Më poshtë po paraqesim fitimet e nxehtësis që merrn në një objekt ftohës për frut mollë.

3.1. Frigodhome nr.2. (long – term) I. Ngarkesa termike për shkak të depërtimit të nxehtësis nëpër mure (Q1).

Nxehtësia e fituar nga depërtimi i fluksit termik nëper mur do te llogaritet:

AqtAkQ rei ⋅=∆⋅⋅=1 (3.1)

Meqënë se shtresat strukturale të murit dhe pozicionet e tijë janë të ndryshme, si rrjedhim do të kemi flukse termike të ndryshme. Pra, fitimet e nxehtësis në faqe muri të ndryshmë nuk janë të njëjta. Dhe fitimi total i nxhetësis do të jetë shumatorja e këtyre fitimeve:

∑=

=n

i

iQQ1

11 (3.2)

Zbatpjmë formulën (3.1):

a) Muri i jashtëm me orjentim: veri

)(75.429)5.410(55.9)(11 kJhbqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

b) Muri i jashtëm me orjentim: lindje

)(9.205)5.44(4.11)(21 kJhdqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

c) Muri i brendshëm me orjentim: koridori

)(1.557)5.410(38.12)(31 kJhbqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

d) Muri i brendshëm me orjentim: zyra

)(6.147)5.44(2.8)(41 kJhdqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

e) Tavani:

)(448)410(2.11)(51 kJdbqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

f) Dyshemeja:

)(88.182)5.44(16.10)(61 kJhdqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

Nxehtësia e përfituar nga transmetimi nëpër mur do të jetë:

)/(55

)88.1824486.1471.5579.20575.429(3600

13600

1

1

61

51

41

31

21

11

1

'1

ditekWhQ

QQQQQQQQn

ii

=

+++++=+++++=⋅= ∑=



II. Ngarkesa termike për shkak të ventilimit dhe infiltrimit të ajrit të jashtëm (Q2)

Për shkak të mos izolimit perfekt dhe të hajes së dyrve dhe dritareve, ndodh procesi i ventilimit, pra, kemi shkëmbimin e ajrit të brendshëm me ajrin e jashtëm, i cili ky i fundit ka temperatur më të lartë dhe si rrjedhim sjell fitime nxehtësie (nryshim temperature)

Kjo sasi nxehtësie e fituar me infiltrim do të llogaritet:

( ) ( )bjbajrndbjajr iiViimQ −⋅⋅⋅=−⋅= .inf

2 36001

36001

ρ (3.3)

ku: infajrm - masa e ajrit që ka hyrë në figodhom brenda 24 (orëve)

ij, ib – entalpia e ajrtit përkatësisht të brendshëm dhe të jashtëm

bajrndV .,ρ - vëllimi i frigodhomës dhe densiteti i ajrit në frigodhomë.

Nëpër tabalat sasia e ajrit të infiltruar jepet në m3/24h, atëhere nga tabelat gjejmë numrin e këmbimeve të ajrit në funksion të volumit të frigodhomës.

Për rastin tonë: )(1805.4410 3mhdbVnd =⋅⋅=⋅⋅= gjejmë numrin e ndërrimeve 3.6=ndn

Gjejmë entalpitë e ajrit të brendshëm dhe të jashtëm:

( )

( )

( )

( )

)/(732.14

2500486.110135.884.01

10135.884.0622.04

250086.1)("1

)("622.0)250086.1(

)/(1718.81

25003586.11026.5650.01

1026.5650.0622.035

250086.1)("1

)("622.0)250086.1(

3

3

3

3

kgkJi

ttp

tpttxti

kgkJi

ttp

tpttxti

b

bbb

bbbbbbb

j

jjj

jjjjjjj

=

+⋅⋅⋅⋅−

⋅⋅⋅+=

=+⋅⋅−

⋅⋅+=+⋅⋅+=

=

+⋅⋅⋅⋅−

⋅⋅⋅+=

=+⋅⋅−

⋅⋅+=+⋅⋅+=

−

−

−

−

ϕϕ

ϕϕ

Zëvendësojmë në formulën (3.3) dhe do të marrim:

( ) )/(58.25)732.141718.81(27.13.61803600

1.2 ditekWhiinVQ bjbajrndnd =−⋅⋅⋅=−⋅⋅⋅⋅= ρ



III. Ngarkesa termike për shkak të zhvillimit të procesit biologjik në produktet e depozituara (Q3).

Për shkak të zhvillimit të procesit biologjik frutat çlirojnë nxehtësi nga bashkëveprimi i oksigjenit me lëndët karbohidrate që kanë këto lëndë. Gjatë zhvillimit të këtij procei çlirohet nxehtësi dhe dioksid karboni. Nxehtësia e çliruar nga ky proces llogaritet:

imi

n

iri tqMQ τ⋅⋅⋅= ∑

=

)('3600

1

13 (3.4)

ku: Mi’ – masa e produkteve që emëtojnë nxehtësin respiratore

qr(tmi) – nxehtësia respiratore për ton prodhimi në orë.

τ –koha e zgjatjes së periudhës së ftohjes

Kapaciteti prodhues i frigodhomës llogaritet me shprehjen:

MPT

i MMττ +

=24' (3.4a)

ku: M – kapaciteti ftohës i frigodhomës, i cili llogaritet me shprehjen Vefef mVM ⋅=

MPT ττ , - përkatësisht koha e nevojshme e përpunimit termik dhe koha e nevojshme për futjen,

shpërndarjen dhe nxierrjen e artikujve.

Vëllimin efektiv Vef e përcaktojmë si prodhim të koeficientit të shfrytëzimit vëllimor ηv me vëllimin e frigodhomës:

)(1.1075.44107.085.0)9.075.0( 3mhdbVV Andvef =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅÷=⋅= ηη

Kapaciteti ftohës i frigodhomës do të jetë:

mvef = 300 (kg/m3)

)/(2.323001.107 ditetonmVM Vefef =⋅=⋅=

Koha e përpunimin të produktit në frigodhomë, për rastin e rekomanduar nga tabelat do të kemi:

)(6 orePT =τ - nga tabelat

)(5 oreM =τ - nga tabelat

Duke zbatuar formulën (3.4a) për të përcaktuar kapacitetin prodhues të dhomës.

)/(3.7056

242.32

24' ditetonMMMPT

i =+

⋅=+

=ττ

Aplikojmë formulën (3.4) dhe përcaktojmë sasinë e nxehtësë respiratore:



τi = 16 (ore / dite)

qr = 50 (kJ/tonh)

)/(62.1516503.703600

1)('

36001

13 ditekWhtqMQ imi

n

iri =⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= ∑

=

τ

IV. Ngarkesa termike për shkak të fothjes (Q4).

Ngarkesa termike për ngrirje këtu nuk ka vend, pasi frutat nuk rekomandohen të ruhen të ngrira. Për rastin tonë molla ngrin në temperaturën -2oC.

Atëhere kjo ngarkes do të llogaritet:

[ ]∑=

−⋅⋅+−⋅=n

iiiaiafiiipfi ttcMiiMQ

121214 )()(

36001

(3.5)

ku: Mpfi – sasia e produktit e futur në frigodhomë

Mafi – sasia e amballazhit e futur në frigodhom

i1i , i2i – entalpia e produktit para dhe pas ftohjes.

cai - nxehtësia specifike e materialit amabllazhues (kJ/kg oC)

t1i, t2i – temperatura e materialit amballazhes para dhe pas ftohjes

Meqënë se në frigodhomën me funksion të përcaktuar si long-term, produktin e marim me temperaturën e rezervimit, e cilë është më e ulët se temperatura e frigodhomës, nuk kemi fitime nxehtësie por humbje nxehtësie. Pra, sasia e nxehtësis do të na dalë me vlerë negative.

Kapaciteti prodhues i frigodhomës është përcaktuar nga formula (3.4a)

Sasia e materialeve amballazhuese është sa 17 % i Mpfi. Pra, Mafi = 0.17 Mpfi = 0.17 • 70.3 = 11.951 (ton/dite)

Entalpitë e produkteve i përcaktojmë nga tabelat përkatëse:

)/(7.286

)/(268

2

1

kgkJi

kgkJi

i

i

=

=

Temperatura e materialit amballazhues janë sa ato të ambientit para dhe pas futjes në frigodhom:

Ct

Cto

i

oi

4

1

2

1

+=

−=

Nxehtësin specifike të materialit amballazhues po e pranojmë cai = 2.7 (kJ/kgoC)

Bëjmë zëvendësimet përkatëse në shprehjen (3.5):

[ ]=−⋅⋅+−⋅= ∑=

n

iiiaiafiiipfi ttcMiiMQ

121214 )()(

36001



( )[ ] )/(31.20)4()1(7.2951.11)7.286268(3.703600

14 ditekWhQ −=+−−⋅⋅+−⋅⋅=

V. Ngarkesa termike për shkak të formimit të brymës në avullues (Q5)

Për shkak të diferencës së temperaturës që ka ajri i frigodhomës me serpentinat ku qarkullon fluidi ftohës në sipërfaqet e serpentinave krijohet bryma e cila ulë eficencën ftohëse. kjo nxehtësi e fituar për shkak të brymës mund të llogaritet:

( )[ ]∑=

−⋅−⋅⋅+−⋅=n

iobjbnnokk ixxVniiWQ

15 )()(

36001 ρ (3.5)

ku: Wk = M’•f ( % firimit)

f ( % firimit) = 1.5 % = 0.015

to = tb – ( 3 ÷ 5)oC = (+4) – (4) = 0oC

)/(94.3381.347)4(04.24.33204.2 2 kgkJtik −=−⋅=−⋅=

)/(1.3471.347004.24.33204.2 kgkJti oo −=−⋅=−⋅=

ni = 6.3 – nga tabelat

Bëjmë zëvendësimet përkatëse në formulën (3.5):

( )[ ]

[ ]{ }

)/(40.24

)]1.347([)0043.018.0(27.11803.6)1.347()94.338(015.03.703600

1

)()(3600

1

5

5

15

ditekWhQ

Q

ixxVniiWQn

iobjbnnokk

=

−−⋅−⋅⋅⋅+−−−⋅⋅⋅=

=−⋅−⋅⋅+−⋅= ∑=

ρ

VI. Ngarkesa termike për shkak të punës së njerëzve (Q6)

Për të kryer shërbimet e nevojshme në frigodhom duhe të jetë i pranishëm personeli fizik, të cilël në funksion të aktiviteti fizik që kryjenë emëtojnë nxehtësi në ambient.

Llogaritet me këtë formulë:

MpqnQ τ⋅⋅=6 (3.6)

Numri i punëtorëve që shërben është np = 4, nga tableat një punoëtor me aktivitet fizike mesatar dhe në

temperatur ambienti tb = + 4 oC mund të emetoj nxehtësi qp = 0.247 (kW) dhe kohe e punimit të tyre në 24 ore eshtë τM = 6 orë.



Bëjmë zëvendësimet përkatëse në shprehjen (3.6) dhe do të kemi:

)/(94.45247.046 ditekWhqnQ Mp =⋅⋅=⋅⋅= τ

VII. Ngarkesa termike për shkak të ndriçimit (Q7)

Gjithashtu ngarkes termike përfitohet edhe nga ndriçimi, por meqënë se kjo ngarkes është e pa përfillshme në krahasim me të tjerat po e pranojme që Q7 = 0.

VIII. Ngarkesa termike për shkak të punimit të ventilatorëve (Q8).

Për të shpërndar ajrin e ftohtë në dhomë (por jo vetëm) nevojiten ventilator të cilët gjatë punës së tyre emëtojnë nxehtësi në ambient.

Kjo nxehtësi do të llogaritet si:

∑=

⋅=7

18

iiQaQ (3.7)

ku: a - koeficient që merr parazysh tipin e ftohjes së tunelit, a = (0.2 ÷ 0.25)

zëvendësojmë tek (3.7)

[ ]93.17094.440.24)31.20(62.1558.25552.07

18 =+++−+++⋅=⋅= ∑

=iiQaQ

IX. Kapaciteti i nevojshëm i ftohjes i avulluesit (ajrit).

Ky kapacitet termik llogaritet si shumë e të gjithë nxehtësive të fituara në ambientin e brendshëm të frigodhomës.

∑=

=++++−+++==8

1

)/(58.10793.17094.440.24)31.20(62.1558.2555i

i ditekWhQQ

Kurse fuqia e kapaciteti ftohës për një orë do të llogaritet:

ef

OF

QQ

τ= (3.8)

ku: efτ - koha efektive e punimit të impiantit ftohës në një ditë 24 orë, e cila llogaritet si:

)/(1.132456

624 diteh

MPT

PTef =⋅

+=⋅

+=

τττ

τ

Atëhere kapaciteti i ftohësit do të jetë:

)(212.81.1358.107

kWQ

Qef

OF ===τ



3.2. Frigodhoma nr.3. (rezervimi)

I. Ngarkesa termike për shkak të depërtimit të nxehtësis nëpër mure (Q1).

Zbatpjmë formulën (3.1):

g) Muri i jashtëm me orjentim: lindje

)(15.291)5.45(94.12)(11 kJhfqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

h) Muri i jashtëm me orjentim: jug

)(76.698)5.412(94.12)(21 kJhcqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

i) Muri i brendshëm me orjentim: koridori

)(08.568)5.412(52.10)(31 kJhcqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

j) Muri i brendshëm me orjentim: dhoma e impiantit

)(7.254)5.45(32.11)(41 kJhfqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

k) Tavani:

)(744)512(4.12)(51 kJcfqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

l) Dyshemeja:

)(8.466)512(78.7)(61 kJcfqAqQ rere =⋅⋅=⋅⋅=⋅=

Nxehtësia e përfituar nga transmetimi nëpër mur do të jetë:

)/(84

)8.4667447.25408.56876.69815.291(3600

13600

1

1

61

51

41

31

21

11

1

'1

ditekWhQ

QQQQQQQQn

ii

=

+++++=+++++=⋅= ∑=

II. Ngarkesa termike për shkak të ventilimit dhe infiltrimit të ajrit të jashtëm (Q2)

Përcaktojmë vëllimin e frigodhomës: )(2705.4512 3mhcfVnd =⋅⋅=⋅⋅= gjejmë numrin e ndërrimeve 76.4=ndn

Gjejmë entalpitë e ajrit të brendshëm dhe të jashtëm:

( )

( )25003586.11026.5650.01

1026.5650.0622.035

250086.1)("1

)("622.0)250086.1(

3

3

+⋅⋅⋅⋅−

⋅⋅⋅+=

=+⋅⋅−

⋅⋅+=+⋅⋅+=

−

−

jjj

jjjjjjj t

tp

tpttxti

ϕϕ



( )

( )

)/(452.6

2500)1(86.1106822.584.01

106822.584.0622.0)1(

250086.1)("1

)("622.0)250086.1(

)/(1718.81

3

3

kgkJi

ttp

tpttxti

kgkJi

b

bbb

bbbbbbb

j

=

+⋅−⋅⋅⋅−

⋅⋅⋅+−=

=+⋅⋅−

⋅⋅+=+⋅⋅+=

=

−

−

ϕϕ

Zëvendësojmë në formulën (3.3) dhe do të marrim:

( ) [ ] )/(842.4)452.61718.81(27.13.61803600

13600

1.2 ditekWhiinVQ bjbajrndnd =−⋅⋅⋅⋅=−⋅⋅⋅⋅= ρ

III. Ngarkesa termike për shkak të zhvillimit të procesit biologjik në produktet e depozituara (Q3).

Përcaktojmë vëllimin efektiv të frigodhomës:

)(65.1605.45127.085.0)9.075.0( 3mhcfVV Andvef =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅÷=⋅= ηη

Kapaciteti ftohës i frigodhomës do të jetë:

mvef = 300 (kg/m3)

)/(195.4830065.160 ditetonmVM Vefef =⋅=⋅=

Koha e përpunimin të produktit në frigodhomë, për rastin e rekomanduar nga tabelat do të kemi:

)(6 orePT =τ - nga tabelat

)(7 oreM =τ - nga tabelat

Duke zbatuar formulën (3.4a) për të përcaktuar kapacitetin prodhues të dhomës.

)/(8976

24195.48

24' ditetonMMMPT

i =+

⋅=+

=ττ

Aplikojmë formulën (3.4) dhe përcaktojmë sasinë e nxehtësë respiratore:

τi = 16 (ore / dite)

qr = 20 (kJ/tonh)



)/(91.71420893600

1)('

36001

13 ditekWhtqMQ imi

n

iri =⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= ∑

=

τ

IV. Ngarkesa termike për shkak të fothjes (Q4).

Përcaktojmë sasinë e materialeve amballazhuese.

Mafi = 0.17 Mpfi = 0.17 • 89 = 15.3 (ton/dite)

Entalpitë e produkteve i përcaktojmë nga tabelat përkatëse:

)/(260

)/(4.309

2

1

kgkJi

kgkJi

i

i

=

=

Temperatura e materialit amballazhues janë sa ato të ambientit para dhe pas futjes në frigodhom:

Ct

Cto

i

oi

1

10

2

1

−=

+=

Nxehtësin specifike të materialit amballazhues po e pranojmë cai = 2.7 (kJ/kgoC)

Bëjmë zëvendësimet përkatëse në shprehjen (3.5):

[ ]

( )[ ] )/(35.1)1()10(7.23.15)2604.309(893600

1

)()(3600

1

4

121214

ditekWhQ

ttcMiiMQn

iiiaiafiiipfi

=−−+⋅⋅+−⋅⋅=

=−⋅⋅+−⋅= ∑=

V. Ngarkesa termike për shkak të formimit të brymës në avullues (Q5)

Për të nxierr këto fitime nxehtësie si fillim nxierrim: Wk = M’•f ( % firimit)

f ( % firimit) = 1.5 % = 0.015

to = tb – ( 3 ÷ 5)oC = (-1) – (4) =-5oC

)/(41.3491.347)1(04.24.33204.2 2 kgkJtik −=−−⋅=−⋅=

)/(3.3571.347)5(04.24.33204.2 kgkJti oo −=−−⋅=−⋅=

ni = 4.76 – nga tabelat

Bëjmë zëvendësimet përkatëse në formulën (3.5):

( )[ ]=−⋅−⋅⋅+−⋅= ∑=

n

iobjbnnokk ixxVniiWQ

15 )()(

36001 ρ



[ ]{ }

)/(26.29

)]3.357([)003.018.0(296.127079.4)3.357()41.349(015.0893600

1

5

5

ditekWhQ

Q

=

−−⋅−⋅⋅⋅+−−−⋅⋅⋅=

VI. Ngarkesa termike për shkak të punës së njerëzve (Q6)

Numri i punëtorëve që shërben është np = 4, nga tableat një punoëtor me aktivitet fizike mesatar dhe në

temperatur ambienti tb = -1 oC mund të emetoj nxehtësi qp = 0.278 (kW) dhe kohe e punimit të tyre në 24 ore eshtë τM = 7 orë.

Bëjmë zëvendësimet përkatëse në shprehjen (3.6) dhe do të kemi:

)/(8.77278.046 ditekWhqnQ Mp =⋅⋅=⋅⋅= τ

VII. Ngarkesa termike për shkak të ndriçimit (Q7)

Gjithashtu ngarkes termike përfitohet edhe nga ndriçimi, por meqënë se kjo ngarkes është e pa përfillshme në krahasim me të tjerat po e pranojme që Q7 = 0.

VIII. Ngarkesa termike për shkak të punimit të ventilatorëve (Q8).

Për të shpërndar ajrin e ftohtë në dhomë (por jo vetëm) nevojiten ventilator të cilët gjatë punës së tyre emëtojnë nxehtësi në ambient.

Kjo nxehtësi do të llogaritet si:

∑=

⋅=7

18

iiQaQ (3.7)

ku: a - koeficient që merr parazysh tipin e ftohjes së tunelit, a = (0.2 ÷ 0.25)

zëvendësojmë tek (3.7)

[ ] 03.2708.726.2935.191.7842.4842.07

18 =++++++⋅=⋅= ∑

=iiQaQ

IX. Kapaciteti i nevojshëm i ftohjes i avulluesit (ajrit).

Ky kapacitet termik llogaritet si shumë e të gjithë nxehtësive të fituara në ambientin e brendshëm të frigodhomës.

[ ]∑=

=+++++++==8

1

)/(92.16203.2708.726.2935.191.7842.484i

i ditekWhQQ

Koha efektive e punimit të impiantit:

)/(1.112476

624 diteh

MPT

PTef =⋅

+=⋅

+=

τττ

τ



Atëhere kapaciteti i ftohësit do të jetë:

)(61.141.1192.162

kWQ

Qef

OF ===τ

X. Kapaciteti ftohës i kompresorit

Për të zgjedhur madhësinë e kompresorit duhet të dimë ngarkesën totale ftohëse për një orë.

∑=

⋅=n

iOFiokp QQ

1

η (3.8)

ku: η – faktori i paraqitjes së njëkohshme të ngarkesës termike. Të cilin po e pranojmë η = 1.

)(822.22)61.14212.8(1)( 21 kWQQQ OFOFokp =+⋅=+⋅=η

Tabela 3.1.

Frigodhoma nr.2. Frigodhoma nr.3.

Vëllimi ndërtimor i frigodhomës 180 (m3) 270 (m3)

Lloji i produktit Mollë Mollë

Kapaciteti depounues (kg) 32.2 (ton/ditë) 48.195 (ton/ditë)

Kapaciteti prodhues (kg) 70.3 (ton/ditë) 89 (ton/ditë)

Sasia e futur e produktit (%) Tunnel Tunnel

Temperatura e ajrit (oC) +4oC -1oC

Temperatura e produktit gjatë futjes (oC) -1oC +10oC

Kapaciteti ftohës i avulluesit (kWh/dite) 107.58 (kWh/ditë) 162.92 (kWh/ditë)

Ngarkesa ditore (kW) 8.212 (kW) 14.61 (kW)



4. LLOGARITJA TERMODINAMIKE E CIKLIT FTOHËS.

Për të bërë llogaritjet termodinamike te ciklit për të realizuar ftohjen e dëshiruar zgjidhim skemën e ciklit. Në mënyrë që të marrim zgjedhjen më të mirë të skemës së ciklit bëjmë krahasimin ndërmjet dy skemave.

a) Me dy avullues me një kondesator dhe me një kompresor

Ky sistem përdor valvola zgjerimi individuale dhe valvola rregullimi presioni. Përparësia e këtijsistemi është rritja e aftësis ftohëse në avulluesin e temperaturës së lartë. Por kjo rritje kundërbalancohet nga rritja e punës së kompresorit.

b) Një avullues një kompresor dhe një kondesator

Meqënë se në objektin bazë ne kemi dy ambiente ftohëse (frigodhoma) dhe sipas ciklit ftohës që zgjodhëm për të realizuar ftohjen kemi: dy avullues, dy kondesuaes dhe dy kompresor. Të cilat na rrisin koston e shfrytëzimit dhe të instalimit të impiantit.

Nga të dhënat e modelit të detyrës kemi:

• Tipi i ftohësit: R134a • Tipi i instalimit: i drejtëpërdrejt • Temperatura e ujit ftohës: tw = +17oC • Sasia e ujit për ftohjen e kondesatorit: e mjaftueshme

Kompozimet e cikleve termodinamike për sistemet ftohejs (ose ngrohjes) janë të shumta, në këtë detyrë ne po bëjmë një krahasim të ciklit të seri dhe ciklit të vecantë, m.q.s në objektin bazë kemi dy ambiente ftohëse (frigodhoma)

A) Llogaritjet termodinamike për ciklin e lidhur në seri.

Fig.4.1. Paraqitja skamatike e ciklit të ftohjes.



Fig.3.2.a. Cikli në diagramën p – h.

Fig.3.2.b. Cikli në diagramën T – s.



Nga rekomandimet për zgjedhjen e temperaturës së kondesatit kemi:

CCCCtt oooowkd 27101710 =+=+=

Për sistemin me ftohje industriale kemi:

CCCCtt ooooboI 0444 =−+=−=

CCCCtt ooooboII 5414 −=−−=−=

Nga tabelat për R134a gjejmë:

Në funksion të temperaturës së kondesantit gjejmë presionin e kondesimit:

)(058.7)27( barCtfpp okdkIIkI ====

Dhe në funksion të temperaturës së avulluesit gjemë presionin e avullimit:

)(9282.2)0( barCtfp oooI === dhe

)(4341.2)5( barCtfp oooII =−==

Për të përcaktuar se sa shkallë na duhet kompresori bëjmë raportin o

k

pp

, nëqoftë se ky raport del më i

vogël ose baraz me 4.5 sistemi është me një shkallë dhë nëqoftë se ky raport është më i madhë se 4.5 sistemi është me dy shkallë.

⇒<== 5.441.29282.2058.7

o

k

pp

dhe ⇒<== 5.48996.24341.2058.7

o

k

pp

sistemi me një shkallë.

Nga diagrama p – h e refrigantit R134a (Fig.4.1.a.) dhe tabelat e R134a nxierrim parametrat në për çdo pikë karakteristike të ciklit dhe i paraqesim në tabelën e mëposhtëme (Tab.4.1)



Tabela 4.1.

Gjendja Presioni, p (bar)

Vëllimi specifik,

v (m3/kg)

Temperatura, t (oC)

Entalpia, h (kJ/kg)

Entropia, s

(kJ/kgK)

1. 2.434 0.1 -25 395 1.720

2. 7.058 0.035 +17 420 1.720

2’. 7.058 0.033 +5 390 1.680

3. 7.058 0.00099 0 200 1.000

3’. 7.058 0.00097 +5 208 1.030

4. 2.928 0.012 -21 200 1.010

5. 2.434 0.01 -25 200 1.015

6. 2.928 0.076 -21 395 1.700

7. 2.434 0.091 -25 398 1.710

8. 2.434 0.1 -20 395 1.730

a) Llogaritjet për avulluesin e parë.

Nga llogaritjet ngarkesa termike e projektuar është )(212.81 kWQ = , pra kjo sasi nxehtësie duhet larguar nga frigodhoma me anë të refrigeran-it R134a, e cila mund të llogaritet:

)( 461 hhGQ I −⋅= (4.1)

ku: IG - sasia t trupit punues

Nga ekuacioni (4.1) nxierrim G:

)/(042.0)200395(

212.8)( 46

1 skghh

QGI =

−=

−=

b) Llogaritjet për avulluesin e dytë.

Nga llogaritjet ngarkesa termike e projektuar është )(61.141 kWQ = , pra kjo sasi nxehtësie duhet larguar nga frigodhoma me anë të refrigeran-it R134a, e cila mund të llogaritet:

)( 572 hhGQ II −⋅= (4.1)

ku: IG - sasia t trupit punues

Nga ekuacioni (4.1) nxierrim G:

)/(076.0)200392(

61.14)( 57

2 skghh

QGII =

−=

−=



Vëllimi punues i kompresorit do të llogaritet:

)/(0091.0077.0)076.0042.0()( 32 smvGGV III =⋅+=⋅+=&

ku: v2 = 0.077 (m3/kg) – vëllimi specifike i R134a nga diagrama p –h.

Nga pika 1 në pikën 2 kemi komprimimin e trupit të punës nga kompresori, pra harxhim pune. Kjo sasi fuqie do të llogaritet:

)(596.2)398420()076.0042.0()()( 12 kWhhGGP III =−⋅+=−⋅+=

Për të kontrolluar apo për të parë eficencën e ftohjes përdoret koeficeinti i performancës ose koeficienti i ftohjes ε , i cili llogaritet:

8.8)398405()076.0042.0(

)200392(076.0)200395(042.0)()(

)()(

12

5746 =−⋅+

−⋅+−⋅=

−⋅+−⋅+−⋅

==hhGG

hhGhhGl

q

III

IIIoε

B) Llogaritjet termodinamike për sistemet e vecanta.

Bëjmë paraqitjen skematike të ciklit ftohës.

Fig.4.6. Skematizimi i ciklit



Fig.4.4a. Cikli ne p – h.

Fig.4.4b. Cikli ne T – s.



a) Për frigodhomën long-term

Nga diagrama p – h refrigerantit R134a (fig.4.4a.) dhe tabelat e R134a nxierrm parametrat për cdo pikë karakteristike të ciklit.

Tabela 4.2.


Vëllimi specifik,

v (m3/kg)

Temperatura, t (oC)

Entalpia, h (kJ/kg)

Entropia, s

(kJ/kgK)

1. 2.928 0.076 -21 395 1.700

2. 2.928 0.071 -15 325 1.750

3. 7.058 0.00099 +17 200 1.000

3’. 7.058 0.033 +5 390 1.680

4. 7.058 0.00097 +5 208 1.030

5. 7.058 0.00099 0 200 1.000

6. 2.928 0.012 -21 200 1.010

Ngarkesa termike për ambientin long-term nga llogaritjet ka dalë Q1 = 8.212 (kW), pra kjo sasi nxehtësie duhet larguar nga frigodhoma.

)/(042.0)200395(

212.8)( 61

1 skghh

QGI =

−=

−=

Vëllimi i punës i kompresorit:

)/(0042.01.0042.0 32 smvGV I =⋅=⋅=&

v2 = 0.1 (m3/kg) – nga diagrama p – h

Procesi 2 – 3 tregon punën e harxhuar në kompresor.

)(63.0)405420(042.0)( 23 kWhhGP II =−⋅=−⋅=

Përcaktojmë koeficienti e performancës

7.13)405420()200405(

)()(

23

62 =−−

=−−

==hhhh

lqoε

b) Llogaritjer për ambientin rezervim.




Fig.4.5a. Cikli ne p – s.

Fig.4.5.b. Cikli ne T – s.




Tabela 4.3.


Vëllimi specifik,

v (m3/kg)

Temperatura, t (oC)

Entalpia, h (kJ/kg)

Entropia, s

(kJ/kgK)

1. 2.434 0.091 -25 398 1.710

2. 2.434 0.1 -25 395 1.720

3. 7.058 0.035 +17 420 1.720

3’. 7.058 0.033 +5 390 1.680

4. 7.058 0.00097 +5 208 1.030

5. 7.058 0.00099 0 200 1.000

6. 2.928 0.076 -21 395 1.700

Ngarkesa termike për ambientin long-term nga llogaritjet ka dalë Q1 = 8.212 (kW), pra kjo sasi nxehtësie duhet larguar nga frigodhoma.

)/(078.0)200387(

61.14)( 61

skghh

QG II

II =−

=−

=

Vëllimi i punës i kompresorit:

)/(006.0077.0078.0 32 smvGV II =⋅=⋅=&

v2 = 0.077 (m3/kg) – nga diagrama p – h

Procesi 2 – 3 tregon punën e harxhuar në kompresor.

)(716.1)398420(078.0)( 23 kWhhGP IIII =−⋅=−⋅=

Përcaktojmë koeficienti e performancës

9)398420()200398(

)()(

23

62 =−−

=−−

==hhhh

lqoε

Krahasimi i skemava të cikleve të zgjedhura më sipër.

Koeficienti i performancës ε (c.o.p) për rastin A është: 8.8=ε ,

Kurse për rastin B është: përf long-term 7.13=ε dhe për rezervimin 9=ε . Siç duket nga ana e koeficientit të performancës realizimi me skema të vecanta ka efektivitet më të lart se sa skema e lidhjes në seri. Por nga ana e kostos, të cilat i përmendëm më sipër dhe nga ana e kompaktësis që ka sistemi më efektiv është skema e lidhjes në seri të avulluesëve.



5. LLOGARITJA E SIPËRFAQES SË AVULLUESIT, TË KAPACITETIT DHE FUQISË SË VENTILATORËVE 5.1. Llogaritjet përkatëse për long – term.

Sipërfaqeja e avulluesit:

mes

j tkQ

A∆⋅

= (5.1)

ku: k – koeficienti i transmetimit të nxehtësis

mest∆ -temperatura mesatare logaritmike, e cila përcaktohet si:

C

CC

CC

tt

tttttt

t

ttt

t o

o

o

oo

oda

ohy

odaohy

da

hy

dahymes 164.2

)1()4(

ln

)1()4(

)(

)(ln

)()(

ln=

++

+−+=

−

−−−−

=

∆

∆∆−∆

=∆

Cttt

Cttt

CCCCtt

Ctt

oodada

oohyhy

oooohyda

obhy

101

404

1343

4

+=−+=−=∆

+=−+=−=∆

+=−+=−=

+==

Ct oajr 4+= ; )/(252.1 2mkgajr =ρ ; )/(011.1 CkgkJc o

p =

Zëvendësojmë në formulën (5.1):

)(271.0164.214

212.8 21 mtk

QA

mesj =

⋅=

∆⋅=

Kapaciteti i ventilatorit:

)/(16.2)14(011.1252.1

212.8)(

31 smttc

QV

dahypajr

=−⋅⋅

=−⋅⋅

=ρ

&

Fuqia e ventilatorit:

)(9.060.0

25016.21 kW

pVP =

⋅=

∆⋅=

η

&

5.2. Llogaritjet përkatëse për rezervimin.

Sipërfaqeja e avulluesit:

C

CC

CC

tt

tttttt

t

ttt

t o

o

o

oo

oda

ohy

odaohy

da

hy

dahymes 5.7

)9()6(

ln

)9()6(

)(

)(ln

)()(

ln=

−−

−−−=

−

−−−−

=

∆

∆∆−∆

=∆



Cttt

Cttt

CCCCtt

Ctt

oodada

oohyhy

oooohyda

obhy

9)5()4(

6)5()1(

43)1(3

1

−=−−−−=−=∆

−=−−−=−=∆

−=−−=−=

−==

Ct oajr 1−= ; )/(252.1 2mkgajr =ρ ; )/(011.1 CkgkJc o

p =

Zëvendësojmë në formulën (5.1):

)(140.05.714

61.14 21 mtk

QA

mesj =

⋅=

∆⋅=

Kapaciteti i ventilatorit:

)/(85.3)]4()1[(011.1252.1

62.14)(

31 smttc

QV

dahypajr

=−−−⋅⋅

=−⋅⋅

=ρ

&

Fuqia e ventilatorit:

)(925.160.030085.3

1 kWpV

P =⋅

=∆⋅

=η

&

6. LLOGARITJA E VËLLIMIT TË DUHUR DHE FUQISË EFEKTIVE TË KOMPRESORIT DHE PËRCAKTIMI I FUQËSË SË ELEKTROMOTORËVE PËRKATËS.

Nga llogaritjet e mësipërme për këtë ambient kemi:

)(058.7 barpp kd == ; )(4341.2 barpoII = ; )(9282.2 barpoI = )/(0091.0 3 smV =& ; 07.0=c - hapsira e dëmshme relative.

Përcaktojmë koeficientin e hapsirës së dëmshme:

988.014341.2058.7

07.01111.1

11

=

−

⋅−=

−

⋅−=

n

oc p

pcλ

n – koeficienti i politropës pranohet n = 1.1.

Koeficienti i droselimit për shkak të thithjes:

95.004.092.0

07.011

11 =⋅

+−=

∆⋅

+−=

o

o

cdr p

pcλ

λ

ku: )05.002.0( ÷=∆

o

o

pp



Koeficienti i shfrytëzimit për shkak të ngrohjes është:

953.014341.2058.7

025.011025.01 =

−⋅−=

−⋅−=

on p

pλ

Koeficienti indikatorë i presionit:

Për raportin 41.29282.2058.7

==op

p gjejmë që 07.1=ρ

Koeficienti i furnizimit për shkak të prurjes është:

98.0)98.095.0( =÷=tλ

Koeficienti i furnizimit:

88.098.0953.095.0988.0 =⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= tndrc λλλλλ

Koeficienti indikator i veprimit të dobishëm është:

822.007.188.0

===ρλη i

Koeficienti efektiv i veprimit të dobishëm është:

674.082.0822.0 =⋅=⋅= nie ηηη ; 82.0)98.08.0( =÷=nη

Presioni indikatori teorik i kompresorit do të jetë:

)(91.214341.2058.7

4341.21174.1

174.11

1

174.11174.11

barpp

pk

kp

kk

ooit =

−

⋅⋅−

=

−

⋅⋅

−=

−−

Atëhere presioni indikatorial i kompresorit është:

)(1137.307.191.2 barpp iti =⋅=⋅= ρ

Vëllimi i duhur kohor punues është:

)/(134.088.0118.0 3 sm

VVn ===

λ

&&

Fuqia indikatoriale e kompresorit është:

)(417.0134.091.2 kWVpP nii =⋅=⋅= &

Fuqia efektive që aplikohet në aksin e kompresorit është:

)(509.082.0

417.0kW

PP

n

ie ===

η



Kontrollojmë fuqinë indikatore të kompresorit:

)(330.2822.0915.1

kWP

Pi

i ===η

Fuqia e elektromotorit shtytës:

)(519.098.0509.0.0

45.145.1 kWP

Ptr

eem =⋅=⋅=

η,

ku: )98.095.0( ÷=trη ,

1.45 - koeficienti i siguris për (45 %)

7. LLOGARITJA E SIPËRFAQES SË KONDESATORIT

Nga zgjidhjet e mësipërme kemi gjetur:

C

t

ttt

t

Cttt

Cttt

CCCCtt

Ctt

Ct

o

da

hy

dahymes

odakdda

ohykdhy

ooohyda

ouhy

okd

41.8

710

ln

710

ln

72027

101727

20317)3(

17

27

0

1

+=−

=

∆

∆∆−∆

=∆

+=−=−=∆

+=−=−=∆

+=++=++=

+==

+=

Llogarisim sipërfaqen e kondesatorit:

)(68.441.8600

106.23 23

mtk

QF

mesk =

⋅⋅

=∆⋅

=

ku: )(6.23)220420()076.0042.0()()( 32 kWhhGGQ III =−⋅+=−⋅+=

8. LLOGARITJA E SIPËRFAQES SË SË KËMBYESIT TË NXEHTËSIS.

Sipas ciklit të ndërtuar nga ne për R134a dhe nga rekomandime që jepen për temperaturën e ujit gjejmë diferencën e temperaturave.

Cttt

CCCttt

Ct

Ct

oda

ooohy

o

o

30)5(25

25025

25

0

73

1'3

3

1

+=−−=−=∆

+=−+=−=∆

+=

=



C

t

ttt

t o

da

hy

dahymes 5.27

3025

ln

3025

ln+=

−=

∆

∆∆−∆

=∆

Llogarisim sipërfaqen e ftohsit:

)(286.05.27300

1036.2 23

mtk

QF

mesk =

⋅⋅

=∆⋅

=

ku: )(36.2)200220()076.0042.0()()( 3'3 kWhhGGQ III =−⋅+=−⋅+=

9. LLOGARITJA E VËLLIMIT TË KOLEKTORËVE, NDARËSVE TË LËNGUT DHE DHE TEJFTOHËSIT a) Përcaktimi i vëllimit të kolektorëve (ena defrostuese) .

- Kolektori i avulluesit të parë.

)/(6632.13600011.0042.0 34 hmvGV I =⋅⋅=⋅=&

ku: )/(011.0 3'3 kgmv = - nga diagrama p – h.

- Kolektori i avulluesit të dytë.

)/(01.33600011.0076.0 34 hmvGV II =⋅⋅=⋅=&

ku: )/(011.0 34 kgmv = - nga diagrama p – h.

b) Llogaritja e resiverit.

)/(408.0360000097.0)076.0042.0()( 3'3 hmvGGV III =⋅⋅+=⋅+=&

ku: )/(00097.0 3'3 kgmv = - nga diagrama p – h.

10. LLOGARITJA E TUBACIONEVE THITHËS DHE SHTYTËS TË KOMPRESORIT. a) Tubacioni thithës i kompresorit.

Për këtë impiant ftohës ne kemi të dhënë sasinë e trupit të punës që përpunon kompresori, gjithashtu nga rekomandimet, shpejtësia e rrjedhies së fluidit ftohës e lejuar është rreth w = 20 (m/s). Në këto kushte jemi në gjendje të përcaktojmë dimensionet e tubacioneve përkatëse.

)(026.014.320

09.0118.044 1 mw

vGd th =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=π

ku: v1 = 0.09 (m3/kg).



b) Tubacioni shtytës i kompresorit.

)(016.014.320

033.0118.044 2 mw

vGd th =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=π

ku: v1 = 0.09 (m3/kg).



OBJEKTI : DHOME FRIGORIFERIKE POROSITES : __________________ SIPERMARRES : _________________

TITULLI : PREVENTIV PER FURNIZIMIN DHE INSTALIMIN E IMPIANTIT TE FTOHJES SE DHOMES FRIGORIFERIKE

Dt.___/___/201__

Nr. Pershkrimi i materialit njesia sasia

cmimi per njesi + TVSH cmimi total

1. Kompresor i paisur me te gjitha askesoret e nevojshem (2.6 kW) n° 1

2. Kondesator me ftohje uji (24 kW) no 1

3. Avullues me konveksion te detyruar me vendosje anesore ne mure (tipi F35HC, 8.2 kW no 1

4. Avullues me konveksion te detyruar me vendosje anesore ne mure (tipi F35HC, 14.6 kW no 1

5. Resiver (0.40 m3/h) n° 1

6. Ene defrostimi, me aksesor perkates dhe 4 dalje. (1.7 m3/h) n° 1

7. Ene defrostimi, me aksesor perkates dhe 4 dalje. (3.0 m3/h) n° 1

8. Ventilator (2 kw) n° 1 9. Ventilator (1 kw) n° 1

10. Tejftohes (kembyes nxehtesie) (0.028 m2) n° 1

11. Tub bakri shtytes Φ 16 mm ml 20 12. Tub bajru thithes Φ 26 mm ml 18 13. Tuba rregullimi presioni dhe prurje Φ 10 mm ml 43 14. Valvul droselimi me komandim automatik (V.D) n° 2 15. Valvul rregullimi presioni me komandim automatik (V.R.P n° 1 16. Ventila n° 30 17. Valvula 3-kalimshe n° 2 18. Fasheta per bashkimin e tubave (Φ 16 mm) n° 5 19. Fasheta per bashkimin e tubave (Φ 26 mm) n° 5 20. Brryla 90o (Φ 16 mm) n° 12 21. Brryla 90o (Φ 26 mm) n° 7 22. Bashkus “T” (Φ 10 mm) n° 2 23. Filter n° 1

24. Barrier avulli (SR41 DB) m2 600 25. Polisterol EPS30 (3 cm trashesia) m3 2.6 26. Polisterol EPS30 (6 cm trashesia) m3 7.8 27. Polisterol EPS30 (10 cm trashesia) m3 18.2 28. Polisterol EPS30 (15 cm trashesia) m3 15 29. Polisterol Izopllaka Blu (3 cm trashesia) m3 3 TOTALE I:

21. Puntori per instalimin dhe kolaudimin e

impiantit tot. 1

TOTALE II:

Documents

Projektimi_i_Frigodhomës.Krahasim