/
Text
Новые конструктивные элементы фреоновой
ребристой теплообменной аппаратуры
О. А. СЕРГЕЕВ, И. С. БЕЛКОВСКИЙ, В. Н. КРОТКОВ
ВНИИхолодмаш
536.24.002.5:621.564.25
Ребристые теплообменные аппараты,
работающие на фреоне, состоят из оребренных
труб, собираемых в батареи с помощью
боковых стоек. Для закрепления труб в стойках
применяют пайку, вальцовку, что увеличивает
трудоемкость и создает дополнительный
расход припоя. Процессы сборки теплообменных
аппаратов трудно механизировать.
В заводских условиях ребра на трубах
закрепляют дорном (шариком), протягиваемым
через трубу с помощью механического или
гидравлического привода, при этом не всегда
создается плотный контакт ребра с трубой,
внутренние полости труб загрязняются (стружкой,
смазкой), что ухудшает качество холодильных
машин, сокращает срок их эксплуатации.
Теплообменные батареи собираются из
оребренных прямых труб с припаянными
коленами с двух концов. Ребра имеют разнообразные
формы и размеры, причем размеры
межцентровых расстояний отверстий выбираются
произвольно и различаются на 1,5—2 мм, отсюда
— неодинаковые размеры соединительных
колен и других деталей. Ребра изготовляют из
латунной и алюминиевой ленты и листа
толщиной 0,4—0,6 мм.
Совершенно неоправдано применение в
ребристых теплообменных аппаратах труб с
толщиной стенки 1,5 мм. Труба диаметром 16 мм
и толщиной стенки 0,8 мм в 2 раза легче и
выдерживает гидравлическое давление 60 кгс/см2,
тогда как рабочее давление в системе тепло-
обменных аппаратов в основном не превышает
16—17 кгс/см2.
ВНИИхолодмашем проведены исследования
по отработке конструкции теплообменной
ребристой аппаратуры с применением
прогрессивных технологических процессов.
Замена применяющихся в настоящее время
толстостенных труб трубами с более тонкими
стенками снижает вес аппаратов на 40—45%
и позволяет осуществить прогрессивный метод
закрепления ребер на трубах методом
гидрораздачи.
Метод гидрораздачи состоит в следующем.
U-образную оребренную трубу заполняют
жидкостью (маслом). Один конец закрывают, а
ко второму подводят такое давление
жидкости, под действием которого диаметр трубы
увеличивается. После снятия давления
вследствие остаточной деформации металла
увеличенный диаметр трубы сохраняется. Этот
метод позволяет надежно и равномерно по всей
длине трубы закрепить ребра с определенным
натягом.
В институте разработана конструкция
станка для закрепления ребер методом
гидрораздачи и изготовлена партия оребренных
аппаратов.
Внедрение современных технологических
процессов поставило задачу переработки
конструкций деталей и узлов теплообменной
аппаратуры. ВНИИхолодмашем созданы новые
конструкции теплообменных аппаратов,
дающие значительные экономические выгоды.
Проведена унификация основных деталей и узлов
теплообменных аппаратов, что позволило
применить прогрессивные методы изготовления,
внедрить автоматические штампы и
механизированные устройства.
Основным элементом аппарата новой
конструкции является унифицированная секция
(рис. 1), состоящая из U-образной трубы с
закрепленными ребрами, причем размеры ребер
в плане остаются постоянными, а их
количество и шаг могут увеличиваться или
уменьшаться.
Аппарат компонуется в зависимости от
необходимой поверхности теплообмена из
готовых секций с заданным шагом ребер. Из боль-
Рис. 1. Унифицированная секция.
5
шого числа размеров труб, применяемых в
настоящее время, отобраны два: диаметром
12X0,8 и 16X0,8 мм.
Установлены также размеры ребер в плане:
для труб диаметром 12 мм — 60x30, 75X
Х37,5 мм, диаметром 16 мм — 80X40, 100X
Х50 мм. Для ребер всех размеров принята
единая толщина материала (алюминий марки
А5 М) — 0,3 мм. Ребра имеют два
разбортованных отверстия, однако при выпуске
больших партий однотипных аппаратов отверстий
может быть четыре, шесть и т. д., причем
расстояние между ними должно быть равно
меньшему размеру ребра C0; 37,5; 40; 50 мм).
Для придания жесткости на поверхности
ребра нанесены грани. Институтом разработаны
нормали на детали воздухоохладителей и
воздушных конденсаторов, создано несколько
типов теплообменных аппаратов, собираемых из
унифицированных секций.
На рис. 2 представлен ребристый теплооб-
менный аппарат воздушного охлаждения
ИРСН. Секция аппарата состоит из шести
U-образных труб и общего ребра. Аппарат
монтируется на стене с помощью кронштейнов
и зажимов. Применение тонкостенной U-об-
разной трубы и алюминиевых ребер
позволило вдвое снизить вес аппарата и упростить
конструкцию крепления.
Применение унифицированных секций
позволит организовать поточное производство
теплообменной аппаратуры.
Макеты и опытные образцы теплообменных
аппаратов прошли стендовые испытания, в
результате которых получены вполне
удовлетворительные теплотехнические характеристики.
Были, в частности, исследованы фреоновые
камерные батареи конвективного охлаждения
типа ИРСН, изготовленные по новой
технологии. В конструкции этих аппаратов были
заложены более оптимальные геометрические
соотношения элементов ребристой поверхности,
что помогло увеличить наружную поверхность
теплообмена на 70% по сравнению с
существующей моделью ИРСН-12,5 при полном
сохранении внешних установочных и
присоединительных размеров. Степень оребрения батареи
новой конструкции 18,5 вместо 10,3, вес почти
вдвое меньше.
Батареи были испытаны на фреоне-12 в
составе холодильной машины ИФ-56. При
изменении удельных тепловых нагрузок от 20 до
80 ккал/(м2-ч) соответственно температурам
кипения —25-^—3°С коэффициенты
теплопередачи батареи колебались от 5,4 до
7,0 ккал/(м2 • ч град). Приведенные значения
получены при отсутствии перегрева паров
фреона в полости батарей. В режимах с
перегревом паров 2—4°С коэффициенты теплопереда-
Рис. 2. Ребристый теплообменный
аппарат воздушного охлаждения ИРСН:
/ — унифицированная секция; 2 —
кронштейн; 3 — зажим.
чи ухудшились примерно на 20%. Такая
повышенная «чувствительность» к перегревам,
вернее к полноте смачивания внутренней
поверхности жидким холодильным агентом,
указывает на надежный контакт насадных
алюминиевых ребер с теплообменными трубками.
В новых образцах батарей температурные
напоры (разность между температурой
воздуха в камере и температурой кипения агента)
устанавливали при испытании на уровне 7—9°
вместо 13—15°, наблюдаемых в
эксплуатируемых машинах. Для холодильных установок
камер торговых предприятий это особенно
важно в целях сокращения усушки хранимых
продуктов. Камерный воздухоохладитель
поверхностью теплообмена 40 м2 был испытан
в диапазоне удельных тепловых нагрузок 200—
375 ккал/(м2-ч) при значениях весовых
скоростей воздуха 3,7—10,7 кг/(м2 - сек).
Эксперименты проводили при температурах кипения
0—5°С, т. е. в условиях наибольшей
эффективности общего теплообмена, чтобы полнее
выявить характер теплового сопротивления
металлической поверхности аппарата.
В указанных интервалах тепловых нагрузок
и весовых скоростей воздуха коэффициенты
теплопередачи аппарата изменялись от 14 до
31 ккал/(м2 • ч-град), что на 10% выше
соответствующих показателей существующих
аппаратов.
Приведенные теплотехнические данные
свидетельствуют о достаточной эффективности
теплообменных поверхностей аппаратов. В
сочетании с более высокой технологичностью
изготовления и пониженной металлоемкостью
это позволит получить значительную экономию
при производстве и эксплуатации.
6
Испытание абсорбционной холодильной установки на растворе фреона-22
и диметилового эфира тетраэтиленгликоля
И. П УСЮКИН, А. Д. ЧУМАЧЕНКО, Ю. Д. КОЛОСКОВ
Московский институт химического машиностроения
621.575.001.5
Результаты исследований [1—3],
проведенных с целью выявить возможности
использования фреонов в качестве холодильных
агентов для абсорбционных холодильных
установок (АХУ), позволяют сделать вывод, что по
основным показателям наиболее подходящей
рабочей смесью для АХУ является фреон-22—
ДМЭТЭГ (диметиловый эфир
тетраэтиленгликоля) [4—7].
Для изучения возможности практического
применения данной смеси на кафедре
«Холодильные и компрессорные машины и
установки» МИХМ была создана и испытана опытная
АХУ (рис. 1) с расчетной холодопроизводитель-
ностью 800 ккал/ч при ^0 = 0°С и /к = 20°С.
Подаваемый насосом-дозатором из
абсорбера крепкий раствор выпаривается в
генераторе с помощью электрического нагревателя.
Обедненный раствор направляется из
генератора в трубное пространство теплообменника,
где нагревает холодный крепкий раствор, а
затем дросселируется в абсорбер.
Пары холодильного агента для более
равномерного их распределения подводятся к
абсорберу (барботажного типа) через два па-
трубка-барботера, приваренных к обечайке
аппарата.
В конденсаторе отгоняемый из генератора
фреон-22 сжижается и сливается в ресивер. С
помощью регулирующего вентиля
осуществляется подача сжиженного фреона в испаритель,
снабженный электрическим нагревателем.
Расход электроэнергии на выпаривание
раствора в генераторе и холодильного агента в
испарителе измеряли комплектом К-50.
Обогрев этих аппаратов регулировали вариатором
РНТ-220-12.
Температуры рабочих потоков в опытной
установке определяли хромель-копелевыми
термопарами, помещенными в термогильзы,
количество циркулирующего в системе
холодильного агента — мерником, расход охлаждающей
воды на конденсатор и абсорбер —
ротаметрами РС-5, давление в системе — образцовыми
манометрами (с точностью 0,05 кгс/см2).
Концентрацию раствора контролировали
концентратомерами специальной конструкции.
Раствор, отбираемый в концентратомер, с
помощью нагревателя доводили до состояния
кипения при данном давлении. Температуру
начала кипения раствора в концентратомере
измеряли термопарой, помещенной в медный
капилляр, впаянный в корпус прибора. По
известным значениям давления и температуры с
помощью диаграммы i, I определяли
соответствующую концентрацию. В диапазоне
температур генерации t2>70°C концентрацию
измеряли весовым способом путем отбора проб.
Чтобы устранить возможность заброса
раствора в испаритель из абсорбера, на паровой
линии, соединяющей эти аппараты, установили
расширительную емкость с обратным
клапаном. С помощью сепаратора практически
полностью удалось устранить унос растворителя
с парами холодильного агента в конденсатор.
—х— Пары фреона-22н.д • • •¦ Пары срреана-21 6 3
—i—1_ Крепкий раствор Слабый растдор
Вода Жид та qjpeoN-ZZ
¦ Вспомогательные линии
Рис. 1. Схема опытной АХУ:
/ — генератор; 2 — насос-дозатор; 3 — ресивер
раствора; 4 — теплообменник; 5 — ротаметры; 6 —
ресивер конденсатора; 7 — мерник; 8 — конденсатор; 9 —
предохранительные клапаны; 10 — газовый
переохладитель; 11 — регулирующие вентили; 12 — абсорбер;
13 — испаритель; 14 — расширительная емкость с
обратным клапаном; 15 — концентратомеры; 16 —
сепаратор.
7
Мерник охлаждали водой во избежание
вскипания фреона в процессе замера.
Параметры измеряли в основном в
следующих диапазонах: температура кипения
холодильного агента t0= +6-. 10°С; температура
конденсации холодильного агента ^к=15~-
-г-35°С; температура генерации раствора t2 =
=40-М20°С.
В процессе испытаний установка работала
достаточно устойчиво.
В задачу эксперимента входило определение
зависимости теплового коэффициента опытной
установки при различных значениях основных
параметров, определяющих тепловой режим
ее работы.
Результаты отдельных опытов представлены
ниже:
Режим Режим
1 2
Давление, кгс/см*
в генераторе . 8,5 10,9
в испарителе 4,2 6,29
в абсорбере 4,1 6,25
Температура, °С
паров фреона-22 на выходе из
генератора 64 60
конденсации холодильного агента . . 17,8 25,2
кипения холодильного агента .... —5 -f-6,2
слабого раствора
на выходе из генератора 70 67
на входе в абсорбер 28,5 32
крепкого раствора
на выходе из абсорбера 18 24,2
на входе в генератор 47 39
Концентрация, л:г/л:г
слабого раствора 0,38 0,45
крепкого раствора 0,61 0,65
Холодопроизводительность опытной
установки, ккал/ч 700 710
Тепловая нагрузка генератора, ккал/ч . . 1520 1420
Действительный тепловой коэффициент
опытной установки 0,46 0,50
Теоретический тепловой коэффициент
(раствор фреон-22—ДМЭТЭГ) 0,545 0,64
Сравнение результатов эксперимента с
данными теоретического расчета показывает
удовлетворительную их сходимость. Расхождения
в значениях теоретических и действительных
тепловых коэффициентов можно объяснить
сравнительно малой холодопроизводительно-
стью установки, большими относительными
тепловыми потерями в аппаратах и потерями
от недорекуперации в теплообменнике.
Представленная на рис. 2 зависимость
теплового коэффициента ?д опытной установки от
температуры конденсации холодильного
агента tK показывает снижение эффективности
работы АХУ с повышением tK, что определяется
ростом в этом случае необратимых потерь при
осуществлении абсорбционного холодильного
цикла.
Как видно из рис. 3, необходимая
холодопроизводительность при заданных
температурах охлаждающей и охлаждаемой сред может
быть получена при достижении
определенного температурного режима в генераторе. С
повышением tK и понижением t0 возрастает
требуемое для обеспечения постоянной холодо-
производительности значение t2. При
определенных значениях tK и t0
холодопроизводительность установки увеличивается с ростом
температуры выпаривания.'
На коэффициент использования тепла в
АХУ и зону ее устойчивой работы в большой
мере влияют внутренние и внешние потери
действительного цикла.
К числу первых относятся перепад
температур в теплообменных аппаратах, снижающий
эффект регенерации и недоыасыщение в
абсорбере. Внешние тепловые потери определяются
интенсивностью теплообмена рабочего
вещества в генераторе и испарителе с окружающей
средой.
На рис. 4 представлены тепловые
коэффициенты ?д, подсчитанные по внешним
тепловым нагрузкам для различных температурных
условий.
2U tK,°C
Рис. 2. Зависимость теплового
коэффициента ?д опытной установки от
температуры конденсации холодильного
агента tv:
1 — /о = 6°С, /2=55°С; 2 — /0 = — 10°С,
/2 = 72°С; теоретический тепл •
вой коэффициент.
Рис. 3. Зависимость полезной холодопроизво-
дительности Q0 HT опытной установки от
температурного режима работы генератора t2:
1 — /„ = 30°С; /о=0°С; 2 — /К = 25°С; /0 = 6°С;
3 — /К=18°С; /0 = б°С.
8
0,6
0,4
0,2
-Q^O-
Jp 6°0\
Ж
-5
kO
60 SO WO t2,°G
a
90 110 t2,°C
6
0,6
0,2
I
о
7*"
^—xiPa^c
J=i_ 3 E—
4tf
/5Y7
<ft7
Ш
Рис. 4. Тепловые коэффициенты ?д опытной
абсорбционной установки при различных тепловых режимах t2:
а — /К=18°С; б — /к = 25°С; в — fK = 30°C; г — /К=35°С.
Область устойчивой работы установки
характеризуется пологим участком зависимости
?д=/ТУ и расширяется с понижением tK и
повышением /о- Понижение температуры
генерации приводит к увеличению кратности
циркуляции, относительному росту внутренних и
внешних необратимых потерь и, как следствие,
падению эффективности действительного
абсорбционного цикла.
Таким образом, ширина зоны устойчивой
работы АХУ определяется температурным
режимом охлаждающей и охлаждаемой сред.
В летний период при температуре
охлаждающей воды ^ = 20-г-25°С нижний предел зоны
устойчивой работы при t0= —10°С
соответствует высшей температуре генерации t2=l00°C.
Весной и осенью при ^=10-И2°С нижнее
предельное значение t2 при температуре
кипения — 10°С соответствует 60°С.
Совершенство внутреннего процесса можно
оценить внутренним относительным к. п. д.
установки, представляющим собой отношение
действительного теплового коэффициента к
внутреннему тепловому коэффициенту
теоретического цикла:
ло=?д/?т.
В пределах зоны устойчивой работы
установки значение ц0 находилось в интервале
0,6—0,85.
Для более полной оценки возможности
использования раствора фреон-22—ДМЭТЭГ в
АХУ были вычислены на ЭВМ теоретические
тепловые коэффициенты в широком
диапазоне изменения температур генерации, испарения
и конденсации. Полученные данные
подтверждают результаты испытания.
На рис. 5 показана зависимость
теоретических тепловых коэффициентов ?т и кратности
циркуляции / от температуры генерации t2,
полученные на ЭВМ для водных растворов
хлористого лития и бромистого лития, а также
раствора фреон-22 — ДМЭТЭГ. Из рис. 5 видно,
что различие в тепловых коэффициентах
указанных растворов невелико. В то же время в
зоне устойчивой работы АХУ величина
кратности циркуляции значительно ниже для
раствора фреон-22 — ДМЭТЭГ.
Анализ графиков (рис. 6) подтверждает
возможность использования раствора фреон-22—
ДМЭТЭГ в области отрицательных
температур с достаточно высоким тепловым
коэффициентом.
Из рис. 5 и 6 видно, что зона устойчивой
работы АХУ на растворе фреон-22—ДМЭТЭГ
характеризуется более низкими значениями
температуры генерации, что приводит к сниже-
юо t2,°c
Рис. 5. Зависимость теоретических тепловых
коэффициентов ?т и кратности циркуляции f от температуры
генерации t2 при /К = 30°С:
а — раствор хлористый литий—вода; б — раствор
бромистый литий—вода; в — раствор фреон-22—ДМЭТЭГ;
— тепловой коэффициент; — кратность
циркуляции; 1 — /0=12°С; 2 — /0 = 8°С; 3 — /0=4°С.
2 Зак. 933
9
'W 80 90 100 110 120 130 Ьг,"В
5
Рис. 6. Зависимость теоретических тепловых
коэффициентов ?т и кратности циркуляции / от
температуры генерации t2 при tK = 30°C:
а — раствор фреон-22—ДМЭТЭГ; б — раствор
вода — NH3; тепловой коэффициент;
кратность циркуляции; 1 — /0 = 0°С; 2 — f0 =—10°С;
3 — t0=— 20°С.
На предприятиях химической и
нефтехимической промышленности затраты энергии на
производство холода составляют от 20 до 50%
энергетического баланса предприятия. При
наличии на этих предприятиях сбросного тепла с
температурой более 80°С можно значительно
сократить потребление предприятием
электроэнергии, используя для выработки холода
абсорбционные холодильные машины (АХМ).
Широкое распространение получили
аммиачные и бромистолитиевые АХМ.
В настоящее время разработаны АХМ, в
которых рабочими веществами служат
различные углеводороды, при этом возможно
использование прямого контакта в ряде аппаратов
нию температурного уровня тепла,
используемого для АХУ.
Устойчивая работа при сравнительно низких
значениях температуры генерации (^<70°С)
позволяет расширить интервал температур
сбросного тепла, используемого для АХУ.
Имея в виду такие преимущества новой
бинарной смеси перед другими смесями, как
отсутствие ректифицирующих устройств и
вакуума в системе, возможность применения
аппаратов с воздушным охлаждением,
безвредность агента и растворителя, а также их
инертность по отношению к металлам, ее можно
рекомендовать для применения в АХУ в области
умеренно низких отрицательных и невысоких
плюсовых температур.
ЛИТЕРАТУРА
1. Plank R. „Die Kaltetechnik", I960, Nr. 2.
2. Mastrangelo S. „ASHRAE J.'\ 1959, Nr. 10.
3. Г о г о л и н А. А., Барулин Н. Я.
Кондиционирование воздуха. М., Госторгиздат, 1963.
4. Kriebel M., Loff ler H. „Kaltetechnik", 1965, Nr. 9.
5. Eiseman B. „ASHRAE J.", 1959, No. Г.
6. Латышев В. П. ¦?,/-диаграммы для растворов
фреон-22 — дибутилфталат и фреон-22 — диметило-
вый эфир тетраэтиленгликоля. «Холодильная
техника», 1969, № 7.
7. И. С. Б а д ы л ь к е с, В. А. Р о г о з я н о в.
Испытание фреоновой абсорбционной машины.
«Холодильная техника», 1970, № 5.
В данной работе при расчетах принимали,
что прямой контакт осуществляется только в
испарителе углеводородной АХМ, остальные
аппараты — поверхностные.
Применение в качестве рабочего вещества
углеводородов позволяет монтировать АХМ
непосредственно в технологические схемы
нефтехимических заводов.
При температурах кипения в испарителе
to=+10-. 12°С наиболее подходящими
холодильными агентами являются углеводороды
С4. Давление конденсации рк различных
углеводородов С4 при температуре 30°С составляет
2,47—3,94 кгс1см2, а нормальная температура
кипения ts= +3J2-T-—11,73°С.
О применении углеводородных абсорбционных холодильных машин
В. И. ФРИДШТЕЙН, М. Э. АЭРОВ, Н. И. ЗЕЛЕНЦОВА, Л. Е. ФИЛИЧ
Научно-исследовательский институт синтетических спиртов и органических продуктов
621.575:661.715
10
В качестве абсорбента для углеводородов
С4 можно использовать углеводородные
фракции Сб—С8. Применять более тяжелые
углеводороды, как это предложено авторами работы
[2], менее целесообразно, так как при этом
хотя и снижается количество флегмы в
генераторе АХМ, но значительно повышается
кратность циркуляции и, следовательно,
увеличивается поверхность аппаратов, возрастают
энергозатраты на перекачивание раствора, его
охлаждение в абсорбере и нагрев в генераторе
(рис. 1, табл. 1).
Углебодороды
Рис. 1. Зависимость кратности циркуляции и
флегмового числа от молекулярного веса
абсорбента.
Таблица 1
Параметры
Гексан
Концентрация, кг;кг:
слабого
раствора ?а ....
крепкого
раствора ?г . . .
Зона дегазации Д?=
Кратность
циркуляции /
Количество флегмы
R
0,0513|
0,207
0,1557
6,08
0,468
Гептан
Октан
|0,1118
0,216
|0,1042
8,5 :
|0,159 I
0,1275
|о,203
0,0755
11,5
0,0788
Нонан
Декан
0,124|
0,187
0,063|
13,9
0,05861
0,117
0,1732|
0,0562
15,65
10,04861
На рис. 2 показано, что молярная
концентрация как в крепком, так и в слабом растворах
повышается с ростом молекулярного веса
абсорбента, однако зона дегазации АХМ
снижается, вследствие чего увеличивается кратность
циркуляции.
• По кривым на рис. 2 видно, что с
увеличением молекулярного веса абсорбента в нем
уменьшается весовая концентрация
холодильного агента.
В табл. 1 приведены параметры процесса при
применении различных абсорбентов в
углеводородных АХМ для следующих условий:
холодильный агент — нормальный бутан, давление
рк в генераторе и конденсаторе 3,5 кгс/см2,
давление р0 в испарителе и абсорбере 1 кгс/см2,
температура кипения холодильного агента
0°С, температура конденсации 37°С,
температура крепкого раствора, выходящего из
абсорбера, /а = 30°С.
Данные табл. 1 и рис. 1 дают основание
считать, что наиболее подходящим абсорбентом
для этих условий является гептан.
В настоящее время предложено много
рабочих веществ для АХМ [3—5]. Для их
сопоставления недостаточно определения только зоны
дегазации или кратности циркуляции, так как
весовая холодопроизводительность
предлагаемых холодильных агентов колеблется от 50
(фреон-22) до 595 ккал/кг (вода), в связи с
чем при одной и той же кратности циркуляции
эффективность рабочего вещества не
одинакова.
Поэтому целесообразно сравнивать
эффективность рабочих веществ по объему
циркулирующего раствора, необходимого для
получения 1000 ккал холода, причем объем
циркулирующего крепкого раствора дает точное
представление как о габаритных размерах
установки, так и о ее энергетических показателях.
Для иллюстрации этого на рис. 3 показана
зависимость суммы тепловых нагрузок на все
теплообменные аппараты от количества
циркулирующего крепкого раствора Ур для
получения 1 млн. ккал холода применительно к
АХМ с различными рабочими веществами.
Чгв
^- -
т /
1^Z
*" 1
*
J
—^^4
w т-— — f-
Углеводороды
и/;)
СЛг
Рис. 2. Зависимость растворимости
холодильного агента в абсорбенте от
молекулярного веса абсорбента:
/ — концентрация весовая в крепком
растворе; 2 — концентрация молярная в
слабом растворе; 3 — концентрация
весовая в слабом растворе; 4 —
концентрация молярная в крепком растворе.
и
9 5Ю6\
^
«^
w
п6
0
3^
1г
b
~ *5
6
7
25 50 75 100
Vp, м3/1 Мккал
125
Рис, 3. Зависимость суммы тепловых нагрузок на
все теплообменные аппараты от количества
циркулирующего крепкого раствора Vp для получения
1 млн. ккал холода применительно к АХМ с
различными рабочими веществами:
1 — вода—бромистый литий D,55 кг/кг); 2 —
метанол—бромистый литий C,62 кг/кг); 3 —
аммиак—вода C,2 кг/кг); 4 — метиламин—вода
E,25 кг/кг); 5 — фреон-22 — диметиловый эфир
тетраэтиленгликоля B,76 кг/кг); 6 — цис-2-
бутен—гептан C5 кг/кг); 7 — фреон-22 — дибу-
тилфталат E,45 кг/кг).
Тепловые нагрузки на отдельные
теплообменные аппараты для получения 1 млн. ккал
холода в час и основные 'параметры АХМ с
некоторыми из этих рабочих веществ даны в
табл. 2.
В табл. 3 приведено сравнение количества
циркулирующего крепкого раствора на
1000 ккал холода для различных рабочих
веществ при следующих условиях: температура
слабого раствора, выходящего из генератора,
*Л = 85°С, конденсации 30°С, абсорбции 30°С.
Из табл. 3 следует, что при заданных
условиях применение углеводородных АХМ с
поджимающим компрессором наиболее
целесообразно с ^о = Оч 5°С.
Наилучшие показатели при /0=5°С имеют
бромистолитиевые АХМ. При ^о<5°С
наиболее эффективны одноступенчатые АХМ с
рабочими веществами бромистый
литий—метиловый спирт, метиламин—вода, аммиак—вода.
При понижении конечной температуры
кипения раствора в генераторе и повышении
температуры конденсации и абсорбции количество
циркулирующего раствора в АХМ возрастает,
что приводит к значительному увеличению
размеров теплообменных аппаратов;
возрастают также расходы охлаждающей воды и теп-
Таблица 2
Показатели
Вода—бромистый литий
Фреон-
22—дибу-
тилфталат
Метанол —
бромистый
литий
Цис-2 -
бутгн—гептан
Аммиак—вода
Основные параметры АХМ |
температура, °С !
раствора, выходящего из генератора . . ,
конденсации
раствора после абсорбера
раствора на входе в абсорбер
кипения холодильного агента в испарителе
давление
в генераторе и конденсаторе
в абсорбере и испарителе
кратность циркуляции крепкого раствора,
кг\кг
количество циркулирующего раствора для
получения I млн. ккал холода, мг . . . .
тепловой коэффициент
Тепловые нагрузки на аппараты для получения
1 млн. ккал холода в час
генератор
конденсатор
испаритель
абсорбер
теплообменник растворов
дефлегматор
газовый теплообменник
Общая тепловая нагрузка на все
теплообменные аппараты, млн. ккал\ч |
95
35
28
40
5
42,2
мм рт. ст.
6,1
мм рт. ст.
4,55
4,25
0,855
1,17
1,01
1,00
1,16
0,135
0,0086
4,4846
95
35
28
40
5
14,05
кгс/см2
6
KZCiCM?
5,45
130
0,505
1,95
1,06
1,00
1,86
2,40
0,0384
8,3484
95
35
28
40
5
200
мм рт. ст.
40
мм рт. ст.
3,62
5,45
0,76
1,32
1,02
1,00
2,29
0,107
0,0684
4,8054
95
35
28
40
5
3,04
кгс1см2
1,05
KZC/CM2
5,0
83
0,5
2,0
1,16
1,00
1,59
1,96
0,278
0,0368
8,0248
95
35
28
40
5
13,76
KZClCM*
5,26
kzcIcm2
3,2
15
0,65
1,54
1,01
1,00
1,33
0,51
0,202
0,0216
5,6135
Таблица 3
Раствор
Зона дегазации, кг/кг
+ 10
-5°С
Удельная холодопроизводи-
тельность, ккал/кг
+ 10
+5
-5°С
Количество циркулирующего
раствора, л{ч
+ 10
+ 5
-5°С
NH3-H20
Н20—LiBr
Н20—NaOH
СН3ОН—LiBr
CH3NH2—H20
Фреон-22—нефть . . . .
Фреон-22—дибутилфталат
Цис-2-бутен—гептан . .
Бутан—гептан
Бутен—гептан
0,16
0,115
0,19
0,16
0,23
0,05
0,12
0,31
0,1128
0,13
0,175
0,081
0,433
0,073
0,06
0,12
0,056
0,515
0,0373
10,04
0,08
0,353
270,1
571,7
571,7
292
176
40,5
40,5
79
268,96
290
175,4
40,1
77
267,7
289
173,7
39,9
72
266,3
288
172
74
16,95
3.
4,
5'.
и:
436
162
56.
23,6
6,45
22,9
236,5
42,5
36
13,6
32,9
348
38,3
69,7
21,0
49,4
52,2
Примечания: 1. В лтлеводс родных АХМ испаритель прямого контакта. 2. Углеводородные АХМ при температуре
охлаждения холодоносителя, равной+10;+5; 0;-5°С, работают с поджимающими компрессорами со степенью сжатия соответственно 1,5; 1,88;
2,16; 2,54.
ла, потребляемого АХМ. Для снижения веса
аппаратов и энергозатрат в АХМ часто
устанавливают поджимающий компрессор между
испарителем и абсорбером. Конструкция
углеводородных АХМ с поджимающим
компрессором проще, чем конструкция аммиачных
АХМ при использовании греющего источника
с температурой ниже 100°С.
Углеводородная АХМ с поджимающим
компрессором менее чувствительна к колебаниям
температуры греющих и охлаждающих сред,
кроме того, углеводороды не корродируют
материалы аппаратов.
Вес теплоибмекной аппаратуры одной и той
же поверхности АХМ с аммиаком или фрео-
ном-22 из-за более высокого давления
конденсации и кипения холодильного агента на 20%
выше, чем при использовании в качестве
холодильного агента одного из углеводородов С4.
На рис. 4, а приведено сравнение стоимости
производства 1 млн. ккал холода на
аммиачных компрессионной и абсорбционной
холодильных машинах (tK=32, t8L = 3A и fo=145°C).
При расчете стоимости энергозатрат были
использованы имеющиеся данные [6—8].
На рис. 4, б показано сравнение стоимости
энергозатрат для производства 1 млн. ккал
холода на углеводородных АХМ с
поджимающим компрессором при ^=42, 4 = 80 и ta =
= 38°С. При расчете углеводородных АХМ
были использованы данные [8—11].
Таким образом, из сравнения всех
приведенных результатов очевидно, что применение
углеводородных машин наиболее целесообразно
при низких температурах греющего
источника 4<100°С, где использование аммиачных и
бромистолитиевых холодильных машин менее
эффективно.
гг
|70
"Т ^ Г
! : !
¦ \ • J—¦
! Ji
j
\
-J
Z
: /
-ю
-15
-го
-15
-30
-J5 -чо t0;c
%5
! j3^--^
:— —~^&-~^~^Г
-~===zZ^Z^-----~-~~~ ^^"^l
_-^- '
—- — i !
.. ... .... ._..._ _ ___i .... . .... J
10
tn,°C
Рис. 4. Стоимость энергозатрат для получения
1 млн. ккал холода на аммиачных (а) и
углеводородных (б) АХМ:
1 — АХМ, использующая тепло охлаждаемого
технологического продукта; 2 — АХМ,
использующая тепло дымовых газов; 3 — компрессионная
холодильная установка.
Выводы
Эффективность рабочих веществ АХМ
следует оценивать по объему циркулирующего
раствора для выработки единицы холода.
Применение АХМ на предприятиях
химической и нефтехимической промышленности
наиболее экономически выгодно, когда генератор
АХМ использует тепло технологического
охлаждаемого продукта.
Наиболее перспективны для получения
холода умеренного потенциала при fo<100°C
углеводородные АХМ с поджимающим
компрессором.
13
ЛИТЕРАТУРА
1. А э р о в М. Э. и др. Авторское свидетельство
№ 230839 «Открытия, изобретения, промышленные
образцы, товарные знаки'', 1968, № 35. Патент
№ 3312078 (США), патент № 1038509 (Англия),
патент № 727909 (Италия).
2. Гальперина Р. Г., Минкус Б. А. Сорбци-
онные установки для опреснения воды.
«Холодильная техника», 1967, № 5.
3. Б а д ы л ь к е с И. С., Данилов Р. Л.
Абсорбционные холодильные машины. М., «Пищевая
промышленность», 1966.
4. Селиверстов Е. М. Диаграмма ?,/ раствора
фреона-22 и дибугилфталата. «Холодильная
техника», 1966, № 4.
Тепловые насосы НТ-25, НТ-40 и НТ-80
разработаны ВНИИхолодмашем на базе
серийно выпускаемых машин для отопления
помещений зимой и кондиционирования воздуха
или охлаждения камер летом.
Диапазон температур кипения в этой машине
от —25 до +30°С, число оборотов четырех-
скоростного двигателя изменяется от 500 до
150 в минуту, холодильный агент — фреон-12.
В 1969 г. в лаборатории комплексных
холодильных машин ВНИИхолодмаша был
исследован тепловой насос НТ-40 и отработаны
такие элементы, как регенеративный
теплообменник, испаритель, ресивер, двухпозиционная
система питания испарителя, система смазки.
Настоящая статья посвящена описанию
результатов исследования теплообменника.
В условиях работы тепловых насосов при
регулировании производительности
ступенчатым изменением числа оборотов
электродвигателя компрессора происходит интенсивное
вскипание фреона в испарителе и унос
значительного количества жидкости в
регенеративный теплообменник. Для нормальной
циркуляции смазочного масла в теплообменник
всегда должно поступать некоторое количество
жидкого фреона с последующим его
испарением и отделением масла. Поверхность
теплообменника должна обеспечивать на всех
режимах не только перегрев паров, но и доиспаре-
ние поступающей из испарителя жидкости.
Теплообменник (рис. 1) представляет собой
стальную обечайку с донышками и
патрубками, в которой размещен трехзаходный змеевик
из оребренных медных труб со степенью ореб-
рения 3,5. Жидкий фреон проходит по
змеевику. Пары фреона из испарителя поступают
противотоком в зазоры между змеевиками.
5. Бадылькес И. С, Латышев В. П.
Хладагенты и аппараты. Сборник трудов, ВНИХИ, 1970.
6. А э р о в М. Э. и др. «Химическая
промышленность», 1969, № 2.
7. Розенфельд Л. М, Ткачев А. Г. Холо-
ства легких углеводородов парафинового ряда, 1960.
8. К у р ы л е в Е. С. и др. Методика оптимизации схем
холодоснабжения нефтехимических предприятий.
«Холодильная техника», 1969, № 5.
9. Клименко А. П. и др. Термодинамические
свойства легких углеводородов парафинового ряда, 1960.
10. Hedden S. „Chem. Engng. Progr," January, 1948.
П. Эккерт Б. Осевые и центробежные компрессоры.
Применение, теория, расчет. М., Машгиз, 1959.
621.57.045:621.577
Всего было испытано четыре
теплообменника:
штатный теплообменник ТФ-80л —
наружная поверхность 2,3 ж2, площадь живого
сечения газовой полости 7,2х10~3 м2,
максимальная весовая скорость пара в живом сечении
102 кг/(м2 • сек) при количестве
циркулирующего фреона 2620 кг/ч;
экспериментальный теплообменник —
наружная поверхность 2,5 ж2, площадь живого
сечения газовой полости 4,17Х 10~3 ж2,
максимальная весовая скорость пара
175 кг/(м2-сек);
экспериментальный теплообменник —
наружная поверхность 5 м2, площадь живого
сечения газовой полости 7,94х10~3 м2,
максимальная весовая скорость пара 92 кг/(м2 • сек);
экспериментальный теплообменник —
наружная поверхность 7,5 м2, площадь живого
сечения газовой полости 9,6х10_3 м2, весовая
скорость пара 76 кг/(м2 • сек).
Температуру холодильного агента на входе
в теплообменник и выходе из него по пару и
жидкости замеряли термометрами с ценой
деления 0, ГС, давление — образцовыми
манометрами класса 0,4.
На входе в теплообменник и выходе из него
установлены смотровые устройства для
визуального наблюдения за состоянием пара.
Количество циркулирующего холодильного
агента определяли ротаметром РЭД-3101 с
вторичным пишущим прибором ДСР1-19, а
также по балансу конденсатора.
Теплообменники испытывали на
сопоставимых режимах при температуре кипения 6—
30°С, температуре конденсации 6ГС и ччслах
оборотов компрессора (синхронных) 500, 750,
1000 и 1500 в минуту.
Испытание регенеративного теплообменника теплового насоса НТ-40
И. Ф. ЯЦУНОВ, И. Н. ИВАНОВ
ВНИИхолодмаш
14
1375
Рис. 1. Теплообменник.
Исследования показали, что штатный
теплообменник ТФ-80л не обеспечивает устойчивой
работы на всех режимах. Возврат масла
происходит только при влажном ходе
компрессора и резком снижении производительности
машин; при увеличении перегрева в испарителе
до исключения влажного хода масло из
картера компрессора уносится.
Повышение весовой скорости шара со 102 до
175 кг/(см2 • сек) при испытании
экспериментального теплообменника поверхностью 2,5 м2
не привело к существенному улучшению
режима работы теплового насоса.
Экспериментальные теплообменники
поверхностью 5 и 7,5 м2 обеспечивали надежный
перегрев паров на всасывании в компрессор при
гарантированном возврате масла в картер.
Перегрев пара в испарителе на всех режимах
составлял 0,5—1,5°С. Температура пара,
засасываемого компрессором, колебалась от 22 до
40°С при температуре кипения соответственно
6—30°С.
Испытания показали, что для эффективной
работы теплового насоса НТ-40 во всем
диапазоне температур кипения с учетом изменения
числа оборотов компрессора достаточна
поверхность теплообменника 5 м2.
Анализ полученных результатов и их
обработка позволили получить исходные данные
для расчета поверхности теплообменников
тепловых насосов с использованием методики,
разработанной во ВНИХИ (В. М. Шавра.
«Холодильная техника», 1963, № 2).
Установлено существенное различие в
коэффициентах теплопередачи при одинаковых
весовых скоростях пара в зависимости от
степени его сухости. Поэтому значения
коэффициентов теплопередачи аппроксимированы тремя
линиями с различной степенью сухости
поступающего в теплообменник пара (рис. 2).
С увеличением весовой скорости разница
между коэффициентами теплопередачи при
сухости пара х=1 и х<1 несколько
увеличивается. Это объясняется относительным
возрастанием величины смоченной наружной
поверхности змеевиков при д:<1.
Пример расчета поверхности теплообменника теплового
насоса НТ-40
Расчетные условия для режима с минимальной
температурой кипения:
температура, *С
кипения U 8
конденсации tK 61
пара после теплообменника tr 32
Сухость пара на входе в теплообменник, х . . 0,95
Весовая производительность компрессора Ga, кг/ч 1850
Количество тепла, переданное жидкостью пару
Qto = Ga x (iT — П+Ga A — х) От — О = Gafro ккал\ч.
A)
Здесь 1т — энтальпия пара на выходе из
теплообменника (определена по температуре гт и
давлению ро по тепловой диаграмме; /т="
= 141,25 ккал/кг);
V — энтальпия пара на входе в теплообменник
(принята равной энтальпии насыщенного
пара; при малых перегревах в испарителе
0,5—1,5°С вносимая ошибка пренебрежимо
мала; /"=137,76 ккал/кг);
i' — энтальпия жидкости (/'« 101,58 ккал/кг);
qT0 — количество тепла, передаваемое в
теплообменнике 1 кг жидкого фреона
<7то=-*4—*У, B)
h, k — энтальпии жидкого фреона соответственно
на входе в змеевик и выходе из него.
Значение ц определяем по температуре выходящей из
конденсатора жидкости. Эту температуру принимаем на
3°С ниже температуры конденсации E8СС):
х4= 113,94 ккал/кг;
QTo = Ga(i4—k) ккал/ч, C)
тогда
/5 = /4 — — =/4—010=113,94 — 5,3=108,64 ккал\кг.
Ga
D)
Из уравнения A) определяем ^то^б.З ккал/кг.
Температуру U находим по энтальпии жидкости.
Среднелогарифмический напор в теплообменнике
. _(*«-<т)-(<5-<о)_ E8-32)-C7-8)
10 U — U 58 — 32
«27,2* С.
Зная, что площадь живого сечения газовой полости
теплообменника равна 7,94-10~3 м2, а весовая
производительность компрессора 1850 кг/ч, определяем
весовую скорость пара
15
-x I 1 1 1 I I
15 ¦ 30 ^5 SO 75 wy,M/(Nzm)
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплопередачи
от весовой скорости пара:
/ — х=0,86-Я),945; 2 — *=0,95-=-0,98; 3 — х=\.
В НИИавтоприборов разработана
унифицированная термоэлектрическая батарея,
которая легла в основу ряда воздухоохладитель-
ных агрегатов локального действия,
предназначенных для автомобилей, автобусов,
сельскохозяйственных и специальных машин.
При разработке унифицированной
термобатареи была выбрана меандровая схема. Ветви
полупроводниковых термопар обычно
изготовляются из довольно хрупких
полупроводниковых сплавов на основе Те, Bi, Sb и Se. В связи
с этим основное внимание было уделено
созданию вибро- и ударопрочной конструкции и
обеспечению эффективного . отвода тепла от
термоэлементов.
Устройство термобатареи показано на рис. 1.
Термобатарея представляет собой набор
ветвей термоэлементов р и п типа, причем полу-
wt = = 64,7 кг/(лР • сек).
3600 • 7,94 . 1<Г3
По рис. 2 в соответствии с весовой скоростью и
принятой сухостью пара 0,95 находим коэффициент
теплопередачи &н=Н2 ккалЦм2 -ч-град).
Наружная поверхность змеевиков равна
Qto 9700 n ift „
_vto_ = = 3,18 м2.
0ТО?Н 27,2-112
Для расчета поверхности теплообменника
необходимо принимать режим с максимальной
температурой кипения, а следовательно, с
наибольшими весовой производительностью и
температурой пара.
Полученная расчетом для этого случая
поверхность теплообменника, равная 4,22 ж2,
должна быть увеличена на 15—20%, так как при
автоматическом регулировании
производительности изменением числа оборотов
электродвигателя компрессора происходит интенсивное
вскипание фреона в испарителе и унос
значительного количества жидкости в
теплообменник.
Таким образом, поверхность
теплообменника для теплового насоса НТ-40 принимается
равной 5 м2, т. е. с увеличением против
расчетной на 18,5%.
621.565.945:621.565.83
и- проводниковые элементы соединяются с по-
о- мощью электропроводных теплообменных эле-
ь- ментов 1 и 5 в последовательную электриче-
а- скую схему.
ь- Теплообменники состоят из групп отдельных
электрически изолированных друг от друга
теплообменных элементов. К медному основа-
а" нию теплообменного элемента припаяны мед-
ш ные ребра, причем свободные концы ребер го-
в" рячих теплообменных элементов 5 соединяют-
°" ся жесткой стальной обоймой 4. Это сущест-
ш венно не влияет на эффективность работы
а" теплообменных элементов, так как концы ре-
и бер работают менее интенсивно.
эт Стальная обойма обеспечивает необходимую
механическую прочность батареи и достаточ-
1. ную подвижность каждого теплообменника,
т- что разгружает ветви элементов от нагрузки
у- вследствие температурных деформаций.
Транспортные воздухоохладители с унифицированной
термоэлектрической батареей
Ю. Д. НИКОЛАЕВ, В. И. ПЕШЕЛЬ
НИИавтоприборов
Рис. 1. Термоэлектрическая батарея:
/ - «холодный» теплообменный элемент; 2 —
стекло тента; 3 - бумажная прокладка; 4 - обойма,
5 — «горячий» теплообменный элемент.
В стальную обойму 4 вставлены ребра теп-
лообменных элементов 5, бумажная прокладка
3 и текстолитовые вставки, скрепленные
клеем БФ-4.
Для герметизации и создания ровной
поверхности прилегания на боковые поверхности
полупроводниковых элементов и в зазоры
между ними уложен герметик, на который
нанесена пропитанная эпоксидкой смолой стекло-
ГТРНТЭ. ?
Данный способ герметизации
термоэлементов обеспечивает необходимую эластичность
термобатареи и надежно разделяет горячий
теплоноситель от холодного.
В НИИавтоприборов разработана
технологическая оснастка для серийного
изготовления термобатареи. Сборка осуществляется на
специальных приспособлениях без применения
паяльника, что значительно увеличивает
производительность и упрощает технологию
сборки. По этой технологии изготовлено lbUU
термобатарей.
На базе унифицированной автомобильной
термобатареи разработан, испытан или
проходит испытания ряд термоэлектрических воз-
духоохладительных агрегатов для
автомобилей, автобусов, сельхозавиации, тракторов и
машин специального назначения.
В сотрудничестве с Кременчугским
автомобильным заводом'институтом разработан
термоэлектрический воздухоохладитель
локального действия для большегрузных автомобилей
КрАЗ (рис. 2). Вся установка скомпонована
в кабине под приборным щитком. При
компоновке охладителя изменения в конструкции
автомобиля сведены к минимуму. В
воздухоохладителе использованы некоторые узлы
автомобиля.
Воздухоохладитель состоит из вентилятора,
воздуховода горячего воздуха, гибкого
воздуховода с распределительным насадком для
подачи холодного воздуха к водителю, а также
3 Зак. 933
Рис. 2. Термоэлектрический
воздухоохладитель для автомобилей КрАЗ.
термоблока. Последний представляет собой
корпус, в котором установлено 40
последовательно соединенных унифицированных
автомобильных термобатарей.
Наружный воздух забирается через
заборный люк штатного отопителя. В заборной
шахте отопителя установлен пылевой фильтр из
двух секций фильтрующих элементов.
Далее воздух вентилятором подается в
термоблок, откуда нагретый в горячих
теплообменниках удаляется в подкапотное
пространство, а охлажденный через гибкий воздуховод
и насадок подается к водителю.
Холодопроизводительность
воздухоохладителя 250 ккал/ч; напряжение 24 в\
потребляемый ток 30 а; вес 17 кг.
Образцы воздухоохладителей были
испытаны на автомобилях КрАЗ в районах Ташкента
и Душанбе при температурах наружного
воздуха 30—45°С. В испытаниях участвовали
представители Кременчугского автозавода,
НИИавтоприборов, НИИ гигиены им. Эрисма-
на и кафедры автотранспорта Таджикского
политехнического института.
По данным этих расширенных
междуведомственных испытаний был сделан вывод о том,
что термоэлектрический воздухоохладитель
локального действия надежен в работе и
улучшает условия труда водителей при
повышенных температурах окружающего воздуха.
В результате испытаний термоэлектрический
воздухоохладитель локального действия был
рекомендован к внедрению на грузовых
автомобилях Кременчугского автозавода,
эксплуатируемых в районах жаркого климата.
НИИавтоприборов совместно с f СКВ jno
автобусам разработан термоэлектрический
воздухоохладитель для автобусов Львовского
автозавода. Он предназначен для улучшения
условий труда водителей автобусов,
эксплуатирующихся в районах с повышенными
температурами наружного воздуха.
17
Воздухоохладитель (рис. 3) состоит из
термоблока 2, аналогичного примененному на
автомобилях КрАЗ, вентилятора-пылеотделите-
ля 5, входного воздушного коллектора 4,
выходного воздушного коллектора /, несущей
плиты 3, воздуховода с
воздухораспределительным насадком (на рис. 3 не показаны).
Воздухоохладитель собран на несущей
плите 3, которая, в свою очередь,
устанавливается на раму автобуса под полом кабины
водителя. Охлажденный воздух по гибкому
воздуховоду и через воздухоохладительный
насадок подается к водителю.
В воздухоохладителе применен специальный
вентилятор — пылеотделитель, разработанный
совместно с НИИ сантехники. Последний при
испытаниях показал степень очистки воздуха
92—98% в зависимости от дисперсионного
состава пыли.
Электропитание воздухоохладителя
осуществляется от бортовой сети автобуса
напряжением 12 е.
Испытания образцов воздухоохладителей
на автобусах, которые были проведены в
районе г. Ялты в летних условиях на рейсах с
максимальным числом пассажиров, показали
их высокую эффективность.
Воздухоохладители работали надежно.
В результате испытаний
термоэлектрический воздухоохладитель локального действия
был рекомендован к внедрению на автобусах
Львовского автозавода, эксплуатирующихся
в районах с повышенными температурами
наружного воздуха.
Для системы принудительной вентиляции
сельскохозяйственных самолетов АН-2,
АН-2М, выполняющих авиахимработы,
НИИавтоприборов совместно с одним из
предприятий авиационной промышленности
разработан воздухоохладительный
термоэлектрический агрегат типа 04М (рис. 4). Последний
состоит из дуралюминиевого корпуса и 28 четыр-
надцатиэлементных унифицированных
термобатарей.
Образцы такого агрегата прошли широкие
эксплуатационные летные испытания на
самолетах АН-2 и АН-2М и показали высокую
надежность. По данным испытаний термоагрегат
типа 04М и система вентиляции
рекомендованы к внедрению.
Рис. 3. Термоэлектрический
воздухоохладитель для автобусов ЛАЗ:
1 — выходной воздушный коллектор;
2 — блок термобатарей; 3 — несущая
плита; 4 — входной коллектор; 5 —
вентилятор-пылеотделитель.
Рис. 4. Термоэлектрический воздухоохладитель
для самолетов АН-2 и АН-2М.
На базе унифицированной автомобильной
термобатареи разработаны и изготовлены воз-
духоохладительные агрегаты для тракторов
1-150, сельскохозяйственных вертолетов МИ-2
и ряда машин специального назначения,
которые в настоящее время проходят испытания.
Таким образом, разработка
унифицированной автомобильной термобатареи позволила
создать нг. ее базе ряд термоэлектрических
воздухоохладительных агрегатов для машин
различного назначения.
¦
Методика расчета вентиляторных градирен
с орошаемыми регулярными насадками
Доктор техн. наук О. Я. КОКОРИН, канд. техн. наук В. Л. ГОГОЛИН
ЦНИИпромзданий СССР
621.175.3
К градирням, применяемым в системах
кондиционирования воздуха (СКВ),
предъявляются специальные требования: малые
габаритные размеры и вес, позволяющие располагать
установки непосредственно у охлаждаемых
аппаратов или на крыше здания; высокая
интенсивность испарительного охлаждения;
низкий уровень шума.
Наиболее полно этим требованиям
отвечают вентиляторные градирни с орошаемыми
регулярными насадками (см. рис. 1).
Насадки могут быть сотоблочными [1] или
мипластовыми [2] с регулярной структурой
каналов, обладающей малым аэродинамическим
сопротивлением и большой удельной
поверхностью контакта.
В лаборатории местного кондиционирования
воздуха ЦНИИпромзданий проведены
испытания опытного образца вентиляторной сото-
блочной градирни ГВ-50 (рис. 1),
разработанной совместно с ВНИИхолодмашем 1. В
настоящее время эти градирни эксплуатируются.
Движение воздуха через орошаемый слой
осуществляется осевым вентилятором 3.
Охлажденная в насадке вода собирается в
поддоне 5, откуда забирается насосом или
стекает самотеком в сборный бак.
Отличительная особенность конструкции струйно-вихре-
вой форсунки 2 — высокая пропускная
способность при малых избыточных давлениях
@,3—0,7 кгс/см2).
Максимальное количество охлаждаемой в
градирне воды 10—12 мг/ч. При проведении
процессов тепло- и массообмена в регулярных
орошаемых насадках изменение плотности
орошения незначительно увеличивает
аэродинамическое сопротивление (для Щж.с ==
=4,5 кг/(м2-сек) при HW=10 м3/(м2-ч) Др =
= 5,4 кгс/м2; при Hw = 20 мг/(м2-ч) Д/? =
= 6,7 кгс/м2) и практически мало сказывается
на производительности осевого вентилятора с
крутой характеристикой в рабочем диапазоне,
что и подтверждается результатами
экспериментов. Для градирни ГВ-50 расход воздуха
G^7400 кг/ч. Это дает возможность при
обработке экспериментов оценивать
гидродинамику с помощью коэффициента орошения.
Как показали испытания, в диапазоне
оптимальных весовых скоростей воздуха [3] шуж.с —
= 4,5-4-5 кг/(м2 • сек) и глубине орошаемого
слоя 0,55 м величину коэффициента испарения
а можно определять по эмпирической
зависимости
а=29,4-В0>25 кг/(м2ч), A)
где а — коэффициент испарения, кг/(м2<ч)
[4];
В — коэффициент орошения, кг/кг.
Эта зависимость графически изображена на
рис. 2, а. В исследованном диапазоне
изменения температуры воды, поступающей на
градирню, tw\ и температуры влажного
термометра ^Вл1 не установлено заметного влияния этих
факторов на коэффициент испарения а
(рис. 2, б).
Рассмотрим общие закономерности
переноса тепла и массы для испарительного
охлаждения воды в контактных аппаратах. Процесс
тепло- и массопереноса при испарительном
охлаждении на элементе поверхности dF
описывается уравнением
dQ = o(Iw—I)dF, B)
где dQ — количество полного тепла, ккал/ч;
Iw — энтальпия насыщенного воздуха у
поверхности воды при температуре,
равной температуре воды, ккал/кг;
1 В испытаниях принимали участие представители
ВНИИхолодмаша.
Рис. 1. Вентиляторная
пленочная градирня с со-
тоблочным оросителем:
1 — сотоблочная
насадка; 2 — форсунка; 3 —
вентилятор; 4 —
сепаратор; 5 — поддон (В==
= 800 мм для ГВ-50).
19
35\
30
ч> 24
_
^+
-«-
_
о-
__
lXWH
l»r.30'L
0,7 0,8 0,9 1,0
1,5 2,0
В, кг/кг
^35
Уо\
25
д
•
Ь
Э
X
X
Д
С
•
J 'Г.
о кх
А
»
;
1
с
ш\
8 9 10
15 20
Рис 2. Зависимость коэффициента испарения от
коэффициента орошения (а) и от начальных параметров
воды и воздуха (б) при wymc = 4,0 кг/(м2-сек):
О — *вл1 = 18°С, « — *вл1 = 20°С, X — ^вл1 = 22°С,
Л — /ВЛ1 = 24°С.
/ — энтальпия воздуха в основном
потоке, ккал/кг.
Из уравнения теплового баланса между
воздухом и водой следует:
dQ =—GdI;
dQ = —Wdtw,
C)
D)
где G — расход воздуха, кг/ч;
W — расход воды, кг/ч;
dl — изменение энтальпии воздуха,
ккал/кг;
dtw — изменение температуры воды, °С.
Теплоемкость воды здесь принята равной
1 ккал/(кг*град). Количество тепла,
отводимого от воды к воздуху
. dQ = -Wdtw=-G*dIm
где Gw= —
т
т =
dlw
dtm
E)
-эквивалентный расход
насыщенного воздуха при
температуре воды, кг/ч;
коэффициент
пропорциональности;
dlw — изменение энтальпии
насыщенного воздуха, ккал/кг.
Характер изменения параметров
обменивающихся сред в противоточной градирне
изображен на рис. 3.
Из уравнений C) и E), с учетом
выражения B), получим
а (/„-/)=-(— - -5-V С - ')«• *р> (б)
или
о:
G
Gl
•dF
Интегрируем это выражение в граничных
пределах для случая противотока (см. рис. 3)
20
Рис. 3. Характер изменения
параметров обменивающихся сред в
противоточной градирне.
- / 1
G
G*
a F
G
i -I ¦ G)
Вычитая обе части уравнения G) из
единицы и группируя члены, получим
(Л - Л) - (/«1 - Л*а) = Uw2 ~ Л) х
G \ oF
<Г I G
1-е ч
X
(8)
Из теплового баланса между воздухом и
водой, с учетом уравнения E),
G
(9)
Подставляя (9) в (8), после некоторых
преобразований выведем окончательное
выражение
" *w
'wi Л
1-е
G*w
~G~~
— i
(
¦е
ri ° \
О*
\ w /
-Л- а
G*
\ W
a F
G
\oF
)°
(Ю)
Показатель представляет собой число
единиц переноса полного тепла и обозначается
aF
N*
(И)
В свою очередь левая часть уравнения A0)
выражает энтальпийный к.п.д. по
испарительному охлаждению воды в противоточном
контактном аппарате; обозначим этот показатель
через Ej.
Тогда, с учетом выражений E) и A1)
уравнение A0) можно представить в виде
pw __ *gi
1 ~ I
*W2 l_
1—?
-(!--=.)*•
Л в "A-тЬш
A2)
•— e
При — = 1 пределом выражения A2) со-
в
гласно правилу Лопиталя будет
pw .
l + Nf
A3)
На рис. 4 дана графическая интерпретация
уравнения A2). Коэффициент т==—— яв-
ляется переменной величиной и зависит как от
начальной температуры воды, так и от
перепада температур.
' 0,5
^"^ 0,4
0.3
0,1
0,1
0,2 Ofi 0,6 ад 1,0 ь 1,5
Рис. 4. Графическая интерпретация уравнения A2).
\ III
•
1
W/
ч/Л
1
jM^=
/У>^
/ j^
у^
ар-^
a!U-—
^-J?-—
^^
535]
2,0 2,5
В таблице представлены значения т в
широком диапазоне изменения начальных
температур twi и величин подохлаждения Atw для
барометрического давления 745 мм. При
давлениях 760 и 730 мм значение т надо
умножить соответственно на 0,98 и 1,02.
При известных начальных параметрах воды
и воздуха и их количествах с помощью
уравнения A2) или графика на рис. 4 можно
определить конечную температуру воды для
различных типов противоточных . вентиляторных
градирен. Величины коэффициентов испаре-
а
1 я
1 о,
1 с
6
1 л
1 ч
1 а>
1 н
1 rt
1 ет
1 °з
1 ^
1 О
С
О 1
тг 1
о 1
со 1
оо 1
со 1
t"» I
со 1
со 1
00 I
ю 1
со 1
со 1
S3
см
со
со
о
со
СТ>
СМ
00
<N
г-~
CM
со
CM
in
<м
ч*
1 °*
со
СМ
см
см
в
<3
ния а, входящие в выражение A1) для
конкретных контактных аппаратов обычно
даются в виде эмпирических зависимостей,
полученных по результатам экспериментальных
исследований. Контактная поверхность F для
конкретной конструкции аппарата известна.
Зная гидродинамические условия работы
аппарата, по эмпирическим зависимостям
можно вычислить коэффициент переноса о и
найти показатели Nf и Ef.
При известной начальной температуре воды
надо предварительно задаться величиной под-
охлаждения воды ktxw и из таблицы найти
значение т, затем по графику на рис. 4 или по
формуле A2) определить энтальпийный
показатель Ef. Далее величину подохлаждения
воды находят из выражения
А*.
Е j (/ten — /х)
A4)
Полученное из расчета значение Atw
отличается от первоначально принятого A t'w на
некоторую величину Д = Д^—Ltm
В зависимости от степения отклонения
действительного значения Atw от предварительно
принятого At'w возможно повторение
расчета.
Разберем конкретный пример.
Пример 1. Вода охлаждается в вентиляторной сото-
блочной градирне типа ГВ-50, контактная поверхность
которой ^=203 м2. Параметры и расходы воды и
воздуха:
№-=6900 кг/ч; G=7400 кг/ч; рь =745 мм рт. ст.; twl =
W
= 31°С; /i=25,3°C; В= —-=0,933; /«,, = 25,49 ккал/кг;
и
/i = 12,58 ккал/кг.
Определить температуру воды на выходе из
градирни tw2-
Решение. 1) По опытному выражению A)
вычисляем коэффициент испарения о=29,4-0,933°'1'5 =
«28,8 кг/(м2-ч).
2) Определяем энтальпийное число единиц переноса
тепла по выражению A1)
aF 28,8-203
Nf = -~г-= ' =0,787.
1 G 7400
3) Зададимся Mw =7°С, тогда из табл. 1. при twi =
*=ЗГС определим т=1,15. При этом получим
тп 1,15
В 0,933
= 1,23.
4) По графику на рис. 4 при Nf = 0,787 и — =
В
«=1,23 находим Ef =0,51.
5) Определим действительную величину
подохлаждения воды по формуле A4)
А,— 0.51B5 49 12,58) ^
1,15
Отклонение от предварительно принятой величины
подохлаждения воды составляет
Д = 7—5,73=1,27°С.
6) Повторяем расчет при A/io=5,8°C. По таблице
показатель т = 1,17. Тогда
m
~В
1,17
' 0,933
= 1,25.
7) По графику на рис. 4 находим Ej = 0,523 .
0,523B5,49—12,58)
Тогда A tw
1,17
^2=31,0—5,79=25,2°С.
:5,79° С
Практически же при А=ГС погрешность
определения конечной температуры воды составляет менее
0,05°С и проверочных расчетов можно не проводить.
Разработанная методика расчета с помощью
jsjw и ?w позволяет также решать задачи
по выбору типа или количества градирей,
необходимых для охлаждения заданного
количества воды до требуемой температуры. Для
определенной конструкции вентиляторной
градирни, где считаем /r = const и G^const, на
значение Nf влияет только коэффициент мас-
сообмена (испарения) а, который, в свою
очередь, зависит от расхода воды и изменяется в
небольшом диапазоне. Так, для градирни
ГВ-50 при изменении количества
охлаждаемой воды от 4,5 до 12 мъ/ч о изменяется от 24
до 33 кг/(м2-сек) (см. рис. 2). При этом
диапазон изменения Nf составляет 0,65—0,9 (см.
заштрихованную область рис. 4). По заданной
величине Ef в этой области определяется
коэффициент орошения и находится
необходимое число градирен.
Предлагаемая методика дает возможность
значительно упростить расчет и подбор
градирен по сравнению с существующими [5], так
как в основе лежит физическая связь между
Nf, Efy позволяющая легко проводить и
прямой и обратный расчеты. Эта же методика
может быть использована и для других
контактных аппаратов с условным противоточным
движением воды и воздуха. Необходимо
только располагать опытными зависимостями для
коэффициента испарения в рассматриваемой
конструкции аппарата.
Приведенная выше методика может быть
также применена и для расчета форсуночных
камер. Так, для двухрядных форсуночных
камер в режимах испарительного охлаждения
воды авторами получена следующая формула:
а = 9650- 5°>65 кг/{м2-ч). A6)
Формулу A6) рекомендуется использовать
для номинальной производительности
типовых двухрядных форсуночных камер, по
воздуху при wТф.с=3-^3,2 кг/(м2 • сек), изменении.
22
коэффициента орошения от 0,5 до 1,5 и
давлениях воды перед форсунками не менее 0,8 ати,
изменении начальных параметров воздуха и
воды tw] от 20 до 40°С и /Вл1 от 16 до 26°С. Так
как действительная поверхность контакта
между воздухом и каплями воды в форсуночной
камере не известна, то коэффициент а
относится к условному размеру, в качестве
которого для формулы A6) принято поперечное
сечение форсуночной камеры для прохода
воздуха.
Разработка оптимальных режимов
сублимационной сушки биологических объектов
связана с определением температуры сублимации,
при которой необходимо вести процесс.
Если обезвоживание ведется при
температуре сублимации выше некоторой допустимой
для данного объекта, то произойдет михроот-
таивание образца, ведущее к вспениванию
препаратов, которое вызывает необратимые
структурные изменения и денатурацию
белков. Появление жидкой фазы при
подтаивании замороженной эритроцитной массы в
процессе сублимационной сушки приводит к
нарушению осмотического равновесия между
раствором и клеткой (эритроцитом), что
может привести к разрушению мембраны и
гибели клетки. Поэтому становится ясной
необходимость определения допустимой температуры
сублимации биологических объектов.
Если проследить за охлаждением бинарной
смеси A%-ный водный раствор хлористого
натрия), то в объекте, находящемся при
температуре ниже криоскопической (—0,63°С),
появляется большое количество кристаллов
льда, отделенных друг от друга сквозными
каналами, в которых находится жидкая фаза с
повышенным содержанием солей [1].
В процессе понижения температуры смеси
растет число центров кристаллизации и
увеличиваются размеры кристаллов льда, что
приводит к дальнейшему увеличению
концентрации солей в жидкой фазе раствора.
ЛИТЕРАТУРА
1. Гоголин В. А. Исследование теплообменного
аппарата с орошаемой сотоблочной насадкой.
«Холодильная техника», 1968, № 5.
2. Кузнецова А. А. Пленочная вентиляторная
градирня производительностью 20000 ккал/ч. В сб.
«Новые исследования в области холодильной техники».
М, ЦИНТИпищепром, 1967.
3. Гоголин В. А. Исследование пленочного течения
жидкости в орошаемых регулярных насадках.
«Холодильная, техника», 1969, № 1.
4. Б е р м а н Л. Д. Испарительное охлаждение воды.
М., Госэнергоиздат, 1957.
5. Гладков В. А. Тепловой и аэродинамический
расчеты градирен. «Водоснабжение и санитарная
техника», 1970, № 2.
57:543.8.037.5
При определенной температуре произойдет
полная кристаллизация влаги и будет
получена смесь соли и льда. Концентрация соли в
этой точке температурной шкалы называется
эвтектической, температура, при которой
происходит полная кристаллизация, —
эвтектической температурой.
В значительно более сложных
биологических растворах, например, в растворе
эритроцитной массы, содержатся не только
минеральные соли и органические вещества
низкого молекулярного веса, но и множество
соединений большого молекулярного веса,
придающих раствору коллоидный характер. Поэтому
для биологических растворов можно говорить
о некоторой эвтектической зоне; верхний
предел которой и определит допустимую
температуру сублимации при сушке раствора.
При оттаивании биологических растворов
между кристаллами льда образуются узкие
каналы, соединенные друг с другом и
заполненные жидкостью с большой концентрацией
солей. Непрерывность каналов была доказана
Словитером [2], которому удалось проследить
за оседанием эритроцитов сквозь плотную
массу замороженного физиологического
раствора.
Каналы с солевыми растворами высокой
концентрации относительно проницаемы для
электричества. Проводимость их зависит от
подвижности ионов внутри исследуемого
раствора. Во время оттаивания вязкость раство-
Исследование эвтектических зон замороженных биологических объектов
Канд. техн. наук М. В. ПОДОЛЬСКИЙ
Центральный институт гематологии и переливания крови МЗ СССР,
И. А. ЛАКОВСКАЯ
Московский технологический институт мясной и молочной промышленности
23
pa уменьшается и, соответственно,
увеличивается подвижность ионов, которая ведет к
повышению электропроводности системы.
Если исследуемый образец полностью
кристаллизован, то электрический ток проходить
не будет. Как только в замороженном
объекте при оттаивании появляется жидкая фаза
свободной влаги, образец становится
электропроводным.
Измерение удельного сопротивления во
время замораживания или оттаивания дает
возможность установить эвтектическую
температуру любых растворов. Впервые методика
определения эвтектических температурных зон
по удельному электрическому сопротивлению
была использована Вюияром [3] в
минеральной химии, а затем некоторые исследователи
[I, 4, 5] применили ее для определения
эвтектических температурных зон биологических
объектов.
Целью экспериментов, проведенных нами,
являлось определение эвтектической
температурной зоны эритроцитной массы и
исследование влияния различных концентраций
ограждающих компонентов в растворах
эритроцитной массы * на эвтектическую температурную
зону.
При определении эвтектической
температурной зоны растворов эритроцитной массы
принята методика измерения удельного
электрического сопротивления не в процессе
замораживания, а в процессе оттаивания
замороженного образца. По данным Рэ [1], определение
эвтектических температур путем измерения
удельного сопротивления образца при
замораживаний его дает погрешность от 20 до 85%.
Полученный разброс точек может быть
объяснен переохлаждением эвтектической смеси, что
зависит от многих трудно учитываемых
факторов.
Схема установки для определения
эвтектических температурных зон представлена на
рис. 1. В стакан, в крышке которого
стационарно закреплены два платиновых электрода
и сцентрированный между ними термометр
сопротивления, заливают 5 мл исследуемого
раствора. Систему замораживают в жидком
азоте до полного выравнивания температурного
поля во всем объеме раствора, что
фиксируется показаниями потенциометра. Затем
оттаивают исследуемый объект, причем стакан
помещают в изоляционный кожух для снижения
скорости оттаивания.
В процессе постепенного повышения
температуры определяли электрическое
сопротивление замороженного образца и его темпера-
Рис 1. Схема
установки для
определения эвтектических
температурных зон:
/ — платиновые
электроды; 2 —
изоляционный кожух; 3 —
крышка; 4 — мего-
метр; 5 — мост; 6 —
термометр
сопротивления; 7 — стакан.
* Под раствором эритроцитной массы понимается
смесь эритроцитной массы и ограждающих компонентов.
туру между электродами. Чтобы избежать
явлений электролиза и поляризации электродов,
применяли переменный ток с частотой 1000 гц
и напряжением 4 в.
Известно, что удельное электрическое
сопротивление металлов в зависимости от
температуры меняется по линейному закону. Это
же положение можно отнести к полностью
замороженному объекту, в котором отсутствуют
жидкие гипертонические фазы.
Незначительное появление жидкой фазы в замороженном
объекте (около 3% свободной влаги) не
меняет линейной зависимости удельного
электрического сопротивления от температуры.
Дальнейшее увеличение содержания жидкой фазы
сказывается на структуре замороженного
материала, и линейная зависимость удельного
электрического сопротивления от температуры
переходит в криволинейную.
Можно полагать, что точка перехода
линейной зависимости в криволинейную,
спроектированная на температурную ось, и определит
верхнюю границу эвтектической
температурной зоны исследуемого образца. Нижней
границей эвтектической зоны можно условно
считать температуру, при которой удельное
электрическое сопротивление исследуемого
образца равно 20 Мом • см. По данным Л. Рэ, для
биологических объектов удельное
сопротивление в 20 Мом • см указывает на первые следы
появившейся жидкой фазы.
Таким образом, фиксируя появление
удельного сопротивления, равного 20 Мом • см, и
точку перехода линейного изменения удельного
сопротивления в криволинейное, можно
выявить эвтектическую температурную зону
исследуемого объекта.
Эвтектические температурные зоны были
определены для следующих объектов: эритро-
цитная масса без ограждающих компонентов,
эритроцитная масса с полиглюкином в
различных конечных концентрациях C; 6; 9; 12;
24%) и эритроцитная масса с поливинилпир-
ролидоном в конечных концентрациях 6; 12 и
24%.
24
Зависимость электрического сопротивления
замороженной эритроцитной взвеси от ее
температуры представлена на рис. 2.
Эвтектическая температурная зона
эритроцитной массы без ограждающих добавок (см.
рис. 2, участок АВ) находится в пределах от
—38 до —28°С.
Интересно увязать полученную
эвтектическую температурную зону эритроцитной массы
с теоретической кривой средней удельной
теплоемкости воды в говяжьем мясе.
Эта увязка возможна вследствие
однотипности сравниваемых обьектов. Выполненные
нами исследования по определению энергии
связи эритроцитной массы показали, что в
объекте, имеющем абсолютную влажность около
20% при 20°С, содержится 8—10% связанной
влаги и 10—12% капиллярной.
Анализ изотерм сорбции (рис. 3),
рассчитанных для мяса Риделем [6], позволил
определить процент связанной влаги при 20°С при
содержании в мясе 0,2 кг влаги на 1 кг сухих
веществ.
Отрезок хк = 0,08 соответствует 8%
капиллярной влаги, появившейся при распаде
связанной. Таким образом, в мясе, влажность
которого 20%, содержится 8% капиллярной
влаги и 12% связанной (отрезок хв), что дает
достаточную сходимость с данными по
эритроцитной массе.
Можно считать, что эритроцитная масса и
мясо являются в первом приближении
биологическими аналогами, поскольку они содержат
приблизительно одинаковые исходную
влажность G5 и 73,5%) и процент связанной
влаги A0 и 12%).
На рис. 4 представлена зависимость
средней удельной теплоемкости воды в мясе от его
температуры. Начальный участок кривой от
—180 до —100°С представляет собой прямую
линию и позволяет сделать вывод, что в этом
интервале температур не происходит фазовых
изменений вещества. Участок кривой между
—100 и —40°С свидетельствует о некотором
увеличении средней удельной теплоемкости
воды в мясе, что объясняется таянием льда,
образовавшегося из связанной влаги.
Температура конца таяния этого льда (*=— 40°С)
совпадает с нижней границей эвтектической
температурной зоны эритроцитной массы Dн=
38°С).
В диаграмме нанесены линии,
соответствующие верхней и нижней границам эвтектической
температурной зоны эритроцитной массы
D.н = — 38°С и /э.в = — 28°С).
Резкий подъем кривой средней удельной
теплоемкости воды в мясе начинается при
—ЗСН—28°С, что совпадает с верхней
границей эвтектической температурной зоны. Мож-
20
it
1 I
10
\А
^ 1
/2
-3
/4
/5
\^6
\в
-ео -so -чо -зо -го -70
Температура, °С
Рис. 2. Зависимость электрического
сопротивления замороженной эритроцитной
взвеси от ее температуры:
/ — без ограждающих компонентов; 2 —
с полиглюкином конечной концентрации 3%;
3 - 6%; 4 — 9%; 5 - 12%; 6 — 24%.
I 5
.1
1
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
I"' 1
хп
/ 0с,
/ 4/
ЛВ -д^
2
0 0,7 0,2 0,3 0,4 0,5
Влаеосодержание мяса, т/т сух. вещ.
Рис. 3. Изотерма сорбции для мяса
(по Риделю):
/ ¦— граница капиллярной влаги; 2—
изотерма сорбции.
0,8
ь ^
^ ?
§0,б\
1
1
о9ч
0,1
Таяние льда \
из сЗязанной
.- 1
/
Эвтектическая ^"
температурная
зона |_
-180
-700 -40
Температура, °0
Рис. 4. Зависимость средней удельной
теплоемкости воды в мясе от его температуры (по
Риделю).
но предположить, что при температуре —28°С,
соответствующей резкому скачку кривой
удельной теплоемкости, в мясе начинаются
структурные изменения, связанные с декри-
сталлизацией льда из свободной воды.
4 Зак. 933
25
Проведенный параллельно анализ двух
кривых (кривой изменения электрического
сопротивления образца и теоретической кривой
средней удельной теплоемкости) позволяет
сделать вывод, что при температуре —38°С,
соответствующей удельному электрическому
сопротивлению 20 Мом • см, появляются первые
признаки декристаллизации свободной влаги.
Оттаянной свободной влаги мало (около 3%)
и до температуры — 28°С в исследуемом
объекте не происходит структурных изменений.
Дальнейшее повышение температуры
приводит к увеличению содержания жидкой
гипертонической фазы в образце, что становится
причиной резкого увеличения средней
удельной теплоемкости воды в образце и приводит
к нарушению линейной зависимости удельного
электрического сопротивления от температуры.
Повреждающее действие на эритроцит
концентрированных растворов электролитов,
открытое Лавлоком [7], явилось толчком к
определению эвтектической температуры раствора
эритроцитной массы. По данным этого автора,
температура —40°С является эвтектической
температурой для смеси солей и других
веществ, содержащихся в эритроците.
Приведенные данные хорошо согласуются с нашими
исследованиями, показавшими нижнюю границу
эвтектической температурной зоны, равную
—38°С. Однако повреждающее действие
концентрированных растворов электролитов
начинает сказываться только при —28°С.
Эвтектическая температурная зона
эритроцитной массы без ограждающих добавок (см.
рис. 2) оказалась выше, чем аналогичные
зоны растворов эритроцитной массы с
ограждающими компонентами. Это объясняется тем,
что полиглюкин и поливинилпирролидон
являются экстрацеллюлярными криозащитными
веществами (коллоидами) и при добавлении
к эритроцитной массе обволакивают
эритроцит, образуя вокруг него упруго-вязкую
пленку. Пленка обезвоживает эритроцит, связывая
часть ранее свободной воды, находящейся как
внутри клетки, так и вне ее. Этим самым
исследуемые добавки создают большую
концентрацию солей в растворе эритроцитной массы
и эвтектическая температурная зона раствора
снижается. Так, при 24%-ной конечной
концентрации полиглюкина в растворе эвтектическая
температурная зона расположена между —60
и —50°С (см. рис. 2).
Анализ кривых, полученных в результате
экспериментов, позволяет сделать вывод, что
при увеличении конечной концентрации
исследуемых компонентов эвтектическая
температурная зона сдвигается в область более
низких температур, оставаясь приблизительно
равной по температурному интервалу 10°С,
26
так как наклон линейных участков графиков
изменения удельного электрического
сопротивления для различных растворов эритроцитной
массы один и тот же.
Если условно верхнюю границу
температурной зоны назвать эвтектикой данного раствора,
то можно дать зависимость температуры
эвтектики от конечной концентрации
ограждающих компонентов (рис. 5).
,1
-SO -50 -UO -30 -20
\ Температура, °С
Рис. 5. Зависимость верхней
границы эвтектической температурной
зоны эритроцитной массы от
конечной концентрации
ограждающих компонентов:
О — полиглюкин; # —
поливинилпирролидон.
Зависимость, представленная на рис. 5,
описывается уравнением
х = —10 \п6у,
где х — эвтектическая температура раствора;
у — концентрация ограждающего
компонента, %.
Эвтектическая температурная зона чистого
12%-ного полиглюкина совпадает с зоной
раствора эритроцитной массы с полиглюкином
12%-ной конечной концентрации. Можно пред-.
положить, что полиглюкин как бы
«навязывает» свое поведение эритроцитной массе, в
которую добавлен.
Исследования, проведенные с поливинилпир-
ролидоном, показали, что эвтектические
температурные зоны эритроцитной массы с
полиглюкином и эритроцитной массы с поливи-
нилпирролидоном при одинаковых конечных
концентрациях одинаковы, причем
температурные зоны чистых ограждающих
компонентов также совпали. Это позволяет сделать
вывод, что рассмотренные криозащитные
вещества оказывают на эритроцит одинаковое
защитное действие (при одинаковых
концентрациях), связывая часть свободной воды и тем
самым понижая эвтектическую
температурную зону.
Выводы
Эвтектическая температурная зона эритро-
цитной массы находится в пределах от —38 до
—28°С.
Увеличение конечной концентрации
ограждающих компонентов (полиглюкина и поливи-
нилпирролидона) перемещает эвтектическую
температурную зону в область более низких
температур.
В процессе жизнедеятельности плодов
образуются летучие органические соединения, в
частности этилен. Он обладает способностью
стимулировать дыхание и другие процессы,
происходящие в плодах [1]. Этилен начинает
синтезироваться на ранних стадиях развития
плодов, и по мере их созревания количество
его увеличивается. Особенно возрастает
выделение этилена при достижении плодами
физиологической зрелости.
Биогенез этилена при хранении плодов
изучался в основном в условиях комнатной
температуры. Известны лишь несколько работ,
посвященных холодильному хранению яблок и
груш [2—4]. Исследования показали, что при
температуре 0—3°С интенсивность
образования этилена в яблоках и грушах во мноуго раз
меньше, чем при комнатной температуре. По
мере созревания плодов скорость синтеза
этилена увеличивалась и максимальное
количество его было обнаружено в момент
приобретения плодами потребительской зрелости. При
перезревании плодов интенсивность выделения
этилена снижалась как при повышенных, так
и при низких температурах.
Невыясненным оставался вопрос о связи
между лежкостью яблок и интенсивностью
выделения ими этилена. Так как этот вопрос
представляет интерес, нами было изучено
изменение интенсивности выделения этилена
яблоками разных сортов при холодильном
хранении.
Исследовали яблоки разной скорости
созревания — Осеннее полосатое, Антоновку и
Славянку. Яблоки собирали в обычные сроки
(8 сентября 1967 г. и 16 сентября 1968 г.) с
одних и тех же деревьев в саду совхоза Измай-
ЛИТЕРАТУРА
1. Л. Р э. Консервация жизни холодом. М., Медгиз,
1962.
2. Sloviter H. „Lancet", 1951, No. 1.
3. V u i 11 а г d G. Contribution a l'etude de Tetat vitreux
et de la cristallisation des solutions aqueuses. These.
Masson et Cie, Paris, 1957.
4. Бланков Б. И., Клебанов Д. Л. Применение
лиофилизации в микробиологии. М., Медгиз, 1961.
5. Подольский М. В. Лиофилизация препаратов
крови. М., ЦОЛИПК, 1966.
6. Riedel L. „Kaltetechnik", 1961, Bd. 13, Nr. 3.
7. Lovelock I. „Biochim. et Biophys. Acta," 10.
634.11.037.5
лово Московской области. Часть опытов
проведена с яблоками крымских сортов —
Розмарин и Сары синап.
Плоды хранились в холодильных камерах
института при температуре 0±ГС и 85—
90%-ной относительной влажности воздуха.
В течение всего периода хранения
периодически определяли интенсивность выделения
этилена плодами и активность их дыхания.
Взаимообусловленность этих процессов была
доказана многими исследованиями [1,5—7].
В холодильных камерах образцы плодов
C кг) помещали в стеклянные хроматобоксы
на 48 ч, после чего из атмосферы хроматобок-
сов отбирали пробы для анализа содержания
этилена.
С целью изучения изменения интенсивности
выделения этилена при 20°С образцы яблок
ежемесячно перемещали из холодильника в
лабораторию.
Для определения этилена, выделяемого
плодами, использовали видоизмененный метод Ян-
га [8]. Этилен улавливали 0,25 М раствором
перхлората ртути, для разрушения этилеиртут-
ного комплекса применяли 2 н. раствор НС!.
Выделившийся из комплекса этилен
анализировали на газовом хроматографе ХЛ-4. От
других компонентов воздуха его отделяли на
колонке длиной 2 м, наполненной силикаге-
лем [9].
В качестве газа-носителя использовали
гелий, расход которого составлял 30—40 мл/мин.
Этилен идентифицировали при помощи
химически чистого газа. Время удерживания
химически чистого этилена и соединения,
выделяемого плодами, совпадало и составляло
5,0 ±0,1 мин.
Интенсивность выделения этилена яблоками при холодильном хранении
Доктор техн. наук А. А. КОЛЕСНИК, Е. В. ДОРОФЕЕВА
Московский институт народного хозяйства им. Г. В. Плеханова
4*
27
Содержание этилена рассчитывали по
калибровочной кривой, построенной на основе
анализа смесей химически чистого газа и
воздуха. Интенсивность выделения этилена
плодами при +20°С выражали в 1 мл газа,
выделенного 1 кг плодов за 24 ч.
Одновременно с определением
интенсивности выделения этилена исследовали изменение
интенсивности дыхания яблок при помощи тит-
рометрического метода [10].
Из табл. 1 видно, что в процессе хранения
яблок сорта Осеннее полосатое при
температуре 0±1°С количество этилена в атмосфере
хроматобоксов возрастало, достигая
наибольших значений в начале ноября у плодов
урожая 1967 г. и в конце ноября — начале
декабря у плодов урожая 1968 г.
Аналогичные изменения претерпевал процесс
дыхания плодов (табл. 2).
Результаты наблюдений, представленные на
рис. а, показывают, что при 20°С
интенсивность выделения этилена и дыхания яблок
сорта Осеннее полосатое в различные годы
была неодинаковой и зависела от скорости
процесса созревания при холодильном
хранении. Интенсивность выделения этилена в
сентябре 1967 г. составляла 1, а в сентябре 1968 г.
0,66 мл/кг за 24 ч.
Наибольшее количество этилена было
обнаружено в начале ноября у плодов урожая
1967 г. и в начале декабря у плодов урожая
1968 г. (см. рис. а). Образование этилена
усиливалось одновременно с подъемом
дыхания плодов.
Такие показатели, как вкус, цвет и аромат
плодов свидетельствовали о том, что в
указанный период плоды достигали своей
потребительской зрелости. Затем с наступлением
перезревания плодов уменьшались выделение
этилена и интенсивность их дыхания. В
феврале, когда яблоки были в большей своей
массе перезревшими, интенсивность их дыхания
еще несколько снижалась, а интенсивность
выделения этилена оставалась достаточно
высокой. В работах [2, 11] также отмечалось, что
при перезревании яблок интенсивность
выделения этилена снижается незначительно.
Яблоки сорта Антоновка
характеризовались более высокой интенсивностью выделения
этилена, чем сорта Осеннее полосатое.
Увеличение содержания этилена в атмосфере
хроматобоксов с плодами при 0°С отмечено в
ноябре у плодов урожая 1967 г. и в декабре у
плодов урожая 1968 г. (см. табл. 1). В это же
время были обнаружены изменения в
характере дыхания плодов (см. табл. 2).
У плодов урожая 1967 г. и 1968 г.
наивысшая интенсивность дыхания и максимальная
интенсивность выделения этилена при 20°С
а
ЛИЦ
ХО
ь-
5
а
о
о
о<
с
«
я
я
су
Я
их хрг
tecce
о
о.
с
03
S
ее
4
о
ю
о
о
Stf
о
матоб
о.
)ере х
•о"
о
атм
со
ей
14
*-
СП
CU
жани
дер
•
1968
ее
*
уро
о
ч
1за пло
аналр
Я
ев
г»
1967
се
*
о
а,
со
ПЛО
иза
гы ана/
ев
«=1
тт
CN
о>
_
•—
X
8
=
X
~
26/
-
20/
X
со
X
a
8Й
©g
CN00
—
О
_
_¦
/XI
1Л
—•
J^
X
оо
II/
CN
_
ю
X
о
сорт
, юю
с^сч
т"н 1
3
<и oocn
Ч 1-н 1
О
сООО 1
т^ОхГ |
1—4 »—« 1
ооо
CNCNCO I
1—< 1-1*-t 1
^t^o
CN i-iCO I
1—< 1—t T—< 1
Oeooo
CN COO
tOOO
OCOCD 1
r~H 1
ooo
СП CO CD
3 3 3
1 !=t t=C Г<
0) O) CD \
ч ч ч
OCJU
I юоо
r-«OOCN
ooo
CN OO
t-»CN
1 OOO
1 COtOCN
1-4CN
OOO
CO ^CN
t-hCN
! OOO
ООСОЮ
r-iCNi-H
OOO
I OOCOCO
r-< г-н i—I
ooo
(МЮО
осатое
4
Осеннее по
Антоновка
Славянка .
CN
сз
Я
К
ч
о
сз
н
»
—
*
А)
О
и
Ж2
О
О
я
о.
я
я
я
я
ее
О,
X
CJ
CU
а
про
со
со
о
о
Ё
«
я
ее
1 2
н
я
CQ
Я
си
Инт
U
ОО
ее
Я
о
>>
я
плодо
со
[али
ее
3
н
ее
и
1967
«
се
*
о
CL.
>>
ОДО
я
анализа
3
«=(
^ |
CTJ
^L
Oi 1
•—< |
X
г~-
—>
X
*ф
__
•—1
X
-
(^
26/1
_
t^
8
^
см
пи
^
X
о
со
X
о"
?
X
_
X
10/
?j
X
ОО
?2
CN
II/
5*
см
II/
Ю/Х
X
^
X
/OS
н
Оч
о
ООО
ю t^oo
ОЮО 1
LOt^OO 1
lOiON I
iot^ oo 1
OON
О СО ОО 1
осоо 1
СОООСО 1
гчООО) 1
СО ОО ОО 1
COTf t^- I
COO ОО I
ОО ТЭ4 О 1
СО О ОО I
г-О*-
COON
О От-ч I
СО ОО ^ 1
оосмо 1
lOiON I
СОО СО
Tf т*< СО
: "
со оосо
т*«ЮсО
t^ coco
Tt*LO CO
ОО ОО
Tt* coco
iCNO
со со'оо
rf О CO
CO CO OO
coooco
CO Co'oO
CO СОЮ
Ю ОЮ
xfzonr
ООЮ
LO LO Tf
сатое . . .
оло
сеннее п
нтоновка
лавянка
|. о<
С
28
отмечена в ноябре — соответственно 4,7 и
4,66 мл/кг за 24 ч (рис. б). В декабре —
феврале плоды Антоновки также выделяли
большое количество этилена.
Товарное качество плодов претерпевало за
этот период существенные изменения. В
ноябре и декабре яблоки достигли полной
зрелости. В январе они сохранили свои высокие
товарные качества, но в феврале, особенно в
конце месяца, часть плодов была повреждена
загаром.
У яблок сорта Славянка наибольшее
содержание этилена в атмосфере хроматобокса при
0°С было в конце ноября — начале декабря и
в последующие месяцы оно оставалось
высоким (см. табл. 1). Характер изменения
интенсивности дыхания плодов в процессе
холодильного хранения был аналогичным (см.
табл. 2). Яблоки сорта Славянка
характеризовались еще более высоким уровнем выделения
этилена, чем плоды сортов Антоновка и
Осеннее полосатое.
Органолептический анализ плодов сорта
Славянка урожая 1967 г. показал, что яблоки,
начавшие созревать в октябре, к декабрю
достигли' полной зрелости. У плодов урожая
1968 г. наивысшее товарное качество было
отмечено в конце декабря — начале января
(рис. в).
При температуре 20°С наибольшее
количество этилена выделялось плодами, снятыми с
холодильного хранения в ноябре — декабре.
Так, максимальная интенсивность выделения
этилена составляла около 5 в ноябре и 4 мл/кг
за 24 ч в декабре.
В литературе неоднократно отмечалось, что
интенсивность выделения этилена коррелирует
с фазами дозревания плодов при хранении.
Хансен [2] предполагал, что климактерик у
позднеспелых сортов яблок проходит в
холодильнике в разное время и ему соответствуют
определенные величины выделения этилена.
Чем ближе процесс созревания плодов
подходил к завершению, тем больше этилена
выделяли (плоды. При этом наивысшая
интенсивность дыхания и выделения этилена у всех
образцов яблок после перемещения из
холодильника в лабораторию (температура 20°С) была
3,5
10
\г,о
tor,
0.2 Г\
\
\
\
I
[
[
i
IX XI ХП Л
т/г.
IX Л XII I Ц
6 1968г.
IX Л I U
13S7&
Е XI ХП I II
Швг
Максимальная интенсивность выделения СО2
(заштрихованные столбики) и С2Н4: при 20°С
яблоками сортов Осеннее полосатое (а), Антоновка (б)
и Славянка (в). Римскими цифрами обозначены
месяцы проведения анализа после холодильного
хранения яблок при 0°С.
отмечена в то же время, когда в холодильнике
наблюдалось самое интенсивное накопление
этилена в атмосфере хроматобоксов с плодами.
Анализ данных по изменению
интенсивности выделения этилена, активности дыхания и
товарных свойств плодов показал, что плоды
достигали полной зрелости в разные сроки.
В условиях нашего опыта период полного
созревания у плодов сорта Осеннее полосатое
составлял 1—1,5 месяца (ноябрь — декабрь),
у плодов сорта Антоновка — 2—3 месяца
(ноябрь — январь) и у плодов сорта
Славянка — 2—3 месяца (конец ноября — начало
февраля).
Неблагоприятные условия выращивания в
одинаковой степени задерживали процесс
созревания яблок и биосинтез в них этилена.
Результаты наших исследований
свидетельствуют о полном совпадении изменения
интенсивности выделения этилена и дыхания. Оба
эти процесса взаимосвязаны, так как они
отражают скорость и характер превращения
веществ в период созревания плодов.
По-видимому, уровень обмена веществ плодов,
который определяет их лежкоспособность,
обусловливает также интенсивность и
продолжительность синтеза и выделения этилена. Так,
более лежкоспособный сорт Славянка
характеризовался наивысшими показателями
дыхания и выделения этилена по сравнению с
менее лежкими сортами Антоновка и Осеннее
полосатое.
Яблоки крымских сортов Розмарин и Сары
синап, характеризующиеся очень высокой леж-
коспособностью, в наших опытах обладали
еще более высокой интенсивностью выделения
этилена. Так, в апреле 1967 г. при 20°С
максимальная интенсивность выделения этилена
составляла 5,22 у плодов сорта Розмарин и
8,7 мл/кг за 24 ч у плодов сорта Сары синап.
Опыты, проведенные с яблоками этих же
сортов в 1969 г., показали ту же закономерность.
Максимальная интенсивность выделения
этилена яблоками при 20°С (мл/кг за 24 ч)
составила:
Ноябрь Март Май
Розмарин 0,64 1,42 2,40
Сары синап 1,0 4,1 6,20
По мере созревания яблок интенсивность
выделения этилена увеличивалась, достигая
наибольшей величины в момент наступления
у плодов полной степени зрелости.
Таким образом, наибольшее количество
этилена как при 0°С, так и при 20°С (после
перемещения из холодильника в лабораторию)
яблоки выделяли в период полного созревания.
Яблоки лежкоспособных сортов обладали
более высоким уровнем синтеза и выделения
этилена, чем плоды нележких сортов.
ЛИТЕРАТУРА
Physiol.", 1945, Vol. 20, p. 631.
Food and Agric", 1960. Vol. II,
. Ракитин Ю. В. Ускорение созревания плодов.
М., 1955.
Hansen E. „Plant.
Meigh D. „J. Sci.
No. 7.
Sapetty C. „Ann. sperim. agrar.", 1964, Vol. 18. No.
5—6.
B i a 1 e J. „Plant Physiol.", 1954, Vol. 29, No. 2.
. Колесник А. А., Огнева О. К. К вопросу
о летучих веществах плодов. В сб. научных работ
МИНХ им. Плеханова, вып. 17, 1961.
Burg S. „Annual Rev. Plant Physiol.", 1962, Vol. 13,
p. 265.
H, Biale J. „Analyt. Chem.",
"Rev. gen. bot.", 1963, Vol. 70,
8. Young R., Pratt
1952, Vol. 24, No. 3.
9. Phan chen Ton.
No. 835.
10. Алексеевский Е. В. и др. Количественный
анализ. М.—Л., Госхимиздат, 1948.
11. Gerhardt F. „Proc. Amer. Soc. Hortic. Sci.", 1954,
Vol. 64, p. 248—254.
Вниманию
читателей!
Журнал «Холодильная техника» распространяется только по подписке!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал с первого номера
1971 г., могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на
любой срок в пределах календарного года.
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Исследование теплоотдачи
при конденсации фреона-II
на пучке оребренных трубок
Г. Ф. СМИРНОВ, И. И. ЛУКАНОВ
Одесский технологический институт им. М. В.
Ломоносова
536.24.001.5:66.095.3/.4:621.564.25
В соответствии с принятой в настоящее время
методикой расчета кожухотрубных оребренных
конденсаторов [1, 2] средний коэффициент теплоотдачи аР.ср при
конденсации фреонов на пучке оребренных трубок
определяется по формуле
ар.ср = епаь A)
где еп — коэффициент, учитывающий уменьшение
интенсивности теплоотдачи в пучке при стекании
конденсата с верхних рядов трубок на
нижние;
он — коэффициент теплоотдачи при конденсации
на одиночной оребренной трубке,
ккал/(м2-ч-град);
п — номер трубки.
В основу определения ai положены опытные данные
Слепян [3] для конденсации фреонов на одиночной
оребренной трубке и данные Кутателадзе [4] для
конденсации воды на гладко-трубном пучке (для нахождения еп).
Имеющиеся в литературе данные по теплоотдаче при
конденсации фреонов на одиночных оребренных трубках
малочисленны и весьма противоречивы [5, 6]. Анализ
показывает, что нужно отдать предпочтение данным [6—8].
Авторами проведено экспериментальное исследование
теплоотдачи при конденсации фреона-11 на пучке
оребренных трубок.
Схема экспериментальной установки показана на
рис. 1.
Пары фреона генерировались в испарителе / за счет
электрической энергии, подводимой к
электронагревательным элементам. Из испарителя 1 через отделитель
жидкости 2 и пароперегреватель 3 пар по подъемному
стояку поступал в конденсатор 4. В пароперегревателе 3
пар перегревался на 0,5—ГС. Это предотвращало
возможность попадания капель конденсата, образующихся
при движении пара по подъемному стояку на
поверхность исследуемых трубок. Патрубок на входе в
конденсатор выполнен в виде раструба, обеспечивающего
гашение скорости пара. Жидкий фреон стекал по стояку
из конденсатора в испаритель. На стояке установлен
гидрозатвор 5.
Основным элементом установки являлся конденсатор
высотой 550 мм, в плане прямоугольного сечения
внутренними размерами 690Х250#лш. Поверхность
теплообмена образована оребренными накатанными трубками,
выполненными по типу трубки, исследованной в работе
[6] (изготовитель — Одесский завод холодильного
машиностроения).
На рис. 2 показан профиль трубки. Коэффициент
оребрения 3,6. В трубных досках, разбитых по
треугольнику (шаг 27 мм), завальцовано 80 трубок, которые
образуют 20 горизонтальных рядов.
На рис. 3 приведена геометрия трубного пучка.
Четыре трубки, расположенные в одном горизонтальном
ряду, последовательно соединены между собой таким
образом, что охлаждающая вода, вышедшая из первой
трубки, попадает во вторую и т. д. Охлаждающая вода
поступает из коллектора в первую трубку каждого
горизонтального ряда. В каждом горизонтальном ряду
предусмотрены подвод и отвод охлаждающей воды, что
позволяет измерять ее расход и температуру.
Расход охлаждающей воды определяли весовым
способом. На входном коллекторе был установлен
термометр для измерения температуры охлаждающей воды на
входе в конденсатор. Температура стенок рабочих трубок
измерялась протарированными медьконстантановыми
термопарами.
Опыты проводили при общей тепловой нагрузке от
45 до 125 кет, температурах насыщения 40—60°С и
температурных напорах «пар—стенка» 5—25°С.
Правильность измерений тепловых потоков проверялась
сопоставлением с затратами мощности на электронагрев. Перед
заполнением установка вакуумировалась.
Для контроля правильности методики эксперимента
сопоставляли опытные значения коэффициента
теплоотдачи для трубки первого ряда с результатами опытов на
такой же одиночной трубке [6].
Рис. 1. Схема экспериментальной установки:
/ — испаритель; 2 — отделитель жидкости; 3 —
пароперегреватель; 4 — экспериментальный конденсатор; 5 —
гидрозатвор; 6 — оребренные трубки; 7 — мерный бак;
8 — весы.
31
то
Пар фреона-11
Рис. 2. Профиль трубки с накатанными реб-
рами.
Результаты опытов в критериальной обработке для
первой по ходу пара трубки в пучке приведены на
рис. 4. Для сопоставления приведены экспериментальные
данные для такой же одиночной трубки [6]. Совпадение
получилось удовлетворительным. В качестве
определяющего размера принимали эквивалентный диаметр da
трубки [7]:
1
0,943 F6oK 1
гор
1
^0.25 о,725
//0,25
<у0,25
+
tf^-^V
Л \Нык
Охлаждающая
дода
6
Рис. 3. Геометрия трубного
пучка; а — разбивка трубок
в трубных досках; б —
соединение трубок в одном
горизонтальном ряду.
тор
^0.25
B)
где frop, ^бок, /Чор — поверхность горизонтального
участка трубки, свободная от
ребер, боковая и торцевая
поверхности, м2;
^р^гор+^бок+^тор — полная внешняя поверхность
- трубки, м2;
da — эквивалентный диаметр ореб-
ренной трубки, м;
Нэ — эквивалентная высота боковой
поверхности ребер, м;
d0 — диаметр у корня ребра, м;
da — наружный диаметр ребер, м.
Эквивалентную высоту боковой поверхности Н9
рассчитывали по методике, изложенной в работе [6].
Определяющую температуру находили как
среднеарифметическую между температурой насыщения и температурой
поверхности трубки.
На рис. 5 приведены результаты экспериментального
исследования влияния рядности на коэффициент
теплоотдачи при конденсации фреона.
Сопоставление полученных результатов с опытными
данными других авторов крайне затруднительно.
Большинство исследований по влиянию рядности, анализ
которых приведен в работе [9], выполнено при
конденсации водяного пара на поверхности гладких трубок. В
работе [10] исследовалась конденсация фреона-12 на
многоходовом конденсаторе, выполненном из оребренных
трубок, в условиях изменяющейся температуры
охлаждающей воды по высоте пучка, что затрудняет
сопоставление.
и 5 6 7
<?аРгН),
*з
Рис. 4. Сопоставление результатов опыта на
одиночной оребренной трубке (А [6]) и на первой
трубке (#) конденсатора.
Приведенные на рис. 5 зависимости показывают, что
в большинстве опытов коэффициент теплоотдачи
уменьшается по высоте пучка. Исключением являются опыты
Катца с сотрудниками [11], исследовавших конденсацию
фреона-12 на шести оребренных трубках,
расположенных в одиночном ряду. Обнаруженное в опытах
незначительное изменение коэффициента теплоотдачи по высоте
пучка можно объяснить, если предположить, что на
нижележащие трубки попадает только часть стекающего
конденсата вследствие разбрызгивания при ударе о
поверхность трубок. Конденсат, натекающий на
нижележащие трубки, не заливает боковую поверхность ребер, а
лишь утолщает пленку на горизонтальном участке. Если
принять во внимание, что в эксперименте [11] боковая
поверхность ребер составляла 80% от всей поверхности,
станут понятными полученные результаты.
32
Чомео трубь
Рис. 5. Результаты опытов на пучке оребренных A и 6)
и гладких B—5 и 7—9) трубок:
/ — по Катцу [11] (фреон-12, одиночный вертикальный
ряд); 2 — по Кутателадзе [4] (водяной пар, шахматный
пучок); 3 — по Юнгу и Бриггсу [12] (водяной пар,
одиночный вертикальный ряд); 4 — по Шорту и Брауну
[13] (фреон-11, одиночный вертикальный ряд); 5 — по
ОС/
Нуссельту [ —=/°.75—(/—IH»75]; 6 — опыты авторов;
7 — по Юнгу и Уоленбергу [14] (фреон-12, одиночный
вертикальный ряд); 8 — опыты Гудемчука в ВТИ
(водяной пар, шахматный пучок, скорость пара перед первым
рядом «0=13,6 м/сек)\ 9 — опыты Бермана и Фукса в
ВТИ (водяной пар, шахматный пучок, ы0=10,5 м/сек).
В условиях работы стесненного пучка, приведенного
на рис. 2, предполагается, что при разбрызгивании
конденсат заливает близлежащие трубки и боковую
поверхность ребер. Именно этим можно объяснить полученную
авторами зависимость (кривая 6, рис. 5).
Выводы
Результаты расчетов по известным методам
коэффициентов теплоотдачи на оребренных трубных пучках
неудовлетворительно согласуются с опытными данными.
При конденсации на тесном пучке оребренных трубок
Исследование
термоэлектрических
холодильников
с принудительной
циркуляцией воздуха
в. с. орлов
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Г. Л. СЕРЕБРЯНЫЙ
НИИавтоприборов
621.565.83
В термоэлектрических холодильниках целесообразно
применять принудительную циркуляцию холодного
воздуха: воздух из холодильной камеры засасывается
вентилятором, проходит через теплообменник холодных
спаев термоэлементов и возвращается во внутренний объем
холодильника.
коэффициент теплоотдачи наиболее резко падает с I по
5 ряд, дальнейшее увеличение числа рядов не
уменьшает коэффициента теплоотдачи.
Результаты опытов могут быть использованы при
проектировании подобных многорядных пучков.
ЛИТЕРАТУРА
1. Холодильная техника. Энциклопедический справочник.
Кн. 1. Госторгиздат, 1960.
2. Данилова Г. Н., Филаткин В. Н., Щер-
б о в М. Г. Сборник задач и расчетов по
теплопередаче. М., Госторгиздат, 1961.
3. С л е п я н Е. Е. Определение коэффициентов
теплопередачи при конденсации пара фреона-12 на
гладкой и ребристой трубках. «Холодильная техника»,
1952, № 1.
4. Кутателадзе С. С. Теплопередача при
конденсации и кипении. М., Машгиз, 1952.
5. Данилова Г. Н., Иванов О. II, X и ж н я-
к о в С. В. О методике расчета коэффициента
теплоотдачи при конденсации фреонов на пучке
оребренных труб. «Холодильная техника», 1968, № 6.
6. Б у з н и к В. М., Смирнов Г. Ф., Лука-
нов И. И. Исследование теплообмена при
конденсации фреона. «Судостроение», 1969, № 1.
7. Beatty K.f Katz D. „Chem. Engng Progr.'1, 1948,
Vol. 44, January.
8. Henri ci H. „Kaltetechnik", 1963, Bd. 15, Heft 8.
9. Б е р м а н Л. Д. Сб. «Конвективная теплопередача
в двухфазном и однофазном потоках». М., Энергия,
1964.
10. Katz D., Hope R., Datsco R. „J. of the ASRE",
1947, April.
11. Katz D., Geist J. „Trans, of the ASME", 1948,
November.
12. Young E, В г i g g s D. „Amer. Inst. Chem. Engng J.",
1966, Vol. 12, January.
13. S h о r t В., Brown H. General Discussion on Heat
Transfer, 1951, London, Section I.
14. Young F„ Wahlenberg W. "Trans, of the
ASME", 1942, November. f
Благодаря уменьшению термического сопротивления
между холодными спаями термоэлектрической батареи
и охлаждаемым объектом в холодильниках подобной
конструкции обеспечивается большая скорость
охлаждения по сравнению с холодильниками с внутренней
металлической обшивкой, контактирующей с батареей и
служащей пространственным ребром холодных спаев.
Для быстрого охлаждения необходимо применять
термоэлектрические батареи большой холодопроизводи-
тельности, способные создавать значительные перепады
температур. Однако в этом случае пропорционально
возрастает теплопроводность батарей, поэтому в
холодильник с охлаждаемой внутренней обшивкой при
отключении электропитания будет поступать через
термоэлектрические батареи значительное количество тепла.
Следовательно, увеличение темпа охлаждения в таких
холодильниках связано с сокращением времени термостати-
рования после отключения электропитания.
В холодильниках с принудительной циркуляцией
холодного воздуха при отключении питания термобатарей
и вентиляторов термическое сопротивление теплообмену
резко возрастает. Термоэлектрические батареи можно
вынести за пределы холодильного шкафа, при этом ¦
случае отключения электропитания они не будут источником
теплопритоков в холодильник. Следовательно,
становится возможным применение мощных термоэлектрических
батарей для ускорения темпа охлаждения продуктов,
загруженных в холодильник.
зз
Расчет стационарных режимов работы холодильников
с принудительной циркуляцией холодного воздуха
существенно не отличается от расчета холодильников с
внутренней охлаждаемой обшивкой [I]. Основные различия
проявляются в нестационарных режимах.
При рассмотрении режимов работы холодильника
с принудительной циркуляцией холодного воздуха
(рис. 1) принимаем, что теплоемкость охлаждаемого
объекта Сх вт-ч/град постоянна и намного больше
теплоемкости циркулирующего воздуха Св вт-ч/град и
термоэлектрического охладителя (квазистационарный режим),
а охлаждаемый объект изотермичен. Согласно расчетам
и эксперименту последнее условие справедливо для
жидких продуктов (в бутылках), а для твердых
соблюдается, если характерный линейный размер в направлении
теплопередачи меньше 10—15 мм.
Расчет основан на совместном решении уравнений
0)-C):
dx
aS
" Сх
W
~V'-t")-^-[tH-o,5(t'+n),
Ьх ^x
[tK-0,5(? + t")] =
kF
A)
где rx — температура охлаждаемого объекта, °С;
т — время, ч;
aS — удельная теплоотдача охлаждаемого объекта,
вт/град;
г', t" — температура воздуха на входе в холодильный
шкаф и выходе из него, °С;
Wx — водяной эквивалент циркулирующего воздуха,
вт/град;
kF — удельный теплоприток из окружающей среды
к воздуху со средней температурой 0,5
(t' + t"), вт/град;
tH — температура окружающей среды, СС.
Уравнение теплового баланса холодного воздуха в
системе батареи
t" — t' =
_Qx_
Wx
B)
где Qx — холодопроизводительность батареи, вт.
Выражение для Qx, полученное из совместного
решения уравнений теплоотдачи и теплового баланса
батареи, циркулирующего воздуха и теплоносителя у
горячих спаев при условии линейного изменения температур
теплоносителей вдоль спаев, имеет вид
+ 45[*г-0,5(*' + Г)]. C)
Здесь /г — температура теплоносителя на входе в
теплообменник горячих спаев, °С;
А\—Л5 — коэффициенты, являющиеся функциями
Рис. 1. Схема холодильника
с принудительной циркуля-
. л Цией холодного воздуха:
* / — теплообменник горячих
спаев; 2 —
термоэлектрическая батарея; 3 —
теплообменник холодных спаев; 4—
охлаждаемый объект; 5 —
изолированный холодильный
шкаф.
34
среднеинтегральных характеристик
термоэлектрической батареи (омического
сопротивления Rom» коэффициента термо-э.д.с.
Е в /град, теплопроводности К вт/град,
добротности Z 1/град), термических
сопротивлений теплообмену у холодных Rx град/вт
и горячих Rr град/вт спаев, а также
напряжения VB-
А = И •
1 ?(Ях+Лг)'
ERr
А3 =
2 E(RX + Rr) '
~~ Е
Е \ Rr
[1 + /С(/?х + ЛгI;
R
'¦ — 1
1 +
R*
E*Rr
1
А, = -
tr + 273 + -j);
1
Rx + Rv
Путем решения уравнений A)—C) при реальном
допущении Й4| > \tT ~~0,5 (Г + t")\ получаем зависимости
температуры охлаждаемого объекта и циркулирующего
воздуха от времени
0,5(/г.2 + /-4)
*х =
*хо
ехр
1— 0,5 (^ +k-.)
a S f kx -f- &ч \ '
Г^7 X~~T~L
0,5fe-f-*4)
1-0,5(^4--^) '
r = kLtx + k2,
f = к3*Х. + #4-
- +
D)
E)
F)
Здесь Гхо—температура охлаждаемого объекта в
начальный момент времени;
ki—&4 — коэффициенты:
аь а3 — #!
^i= ; kA— ; fe3 = «5 + ^i;
^ = аг + aAk2;
t»
0,5(Л45 + Л8) + ЛГС*
Л^х~0,5(^Д5-ЬЛ)
а о \ а о
—^ + 0,5 1 + —-
(>)
aS
-0,5 1 +
U7X
-0,5 1 + —
\ a6
Из граничных условий следует, что при т-^оо /х =
=^х.уст (^х-уст — температура охлаждаемого объекта
8 установившемся режиме). Обозначив (?н—*х)=Эх,
(/н—*хо)=в0, (*н—*х.уст)ввх.уст. уравнение D) можно
представить в виде
Если теплоемкость воздуха внутри холодильника
намного меньше теплоемкости охлаждаемого объекта, то
*±(.,Сп_ кР_
,1=_ — 1+ +а5
"х.уст *
МЧ'
"х.уст
Г aS
ехр
и-
КЛ-К
(8)
Сх V 2
Установившиеся температуры охлаждаемого объекта
и циркулирующего воздуха tycT и ?уст составят
0,5 (&2-М4)
*х.уст — *н "
^уст — *н.уст :
1 —0,5(^4-А3)
(9)
kF(f„-
ьх.уст,
*уст — ^х.уст +
2ГХ
^' (*Н *Х.уСт)
2WX
Изменение разности температуры окружающей среды
и температуры продуктов во времени 0х = /(т) при
отключении термоэлектрического воздухоохладителя
находится решением системы дифференциальных уравнений
-Cx^ex = ^x[aSFx-8B)]
- cBd eB = d т [kF eB - a 5 (вх - ев)]
)•
A0)
Уравнения записаны при допущениях изотермичности
охлаждаемого объекта, отсутствия циркуляции воздуха
через термоэлектрический охладитель, а также
постоянства во времени характеристик теплообмена.
Решая систему уравнений A0) путем
последовательного дифференцирования, получаем выражения для
разности температур окружающей среды и загрузки
(П)
0х=Лг/'х + Лг2е*2Т,
а также разности температур воздуха снаружи и внутри
холодильника
1 +
В формулах A1), A2)
(9во —
kF
aS
+ Nzeb*
A2)
aS
ЛГ1=-
'xo) n + uxo
Cx
вхо b*
bi—b2
6xcA — (9во — 0xo)
olS
N,
bi — b2
N* = \
aS
AU {aS + kF) '
^во=(^н—^во); вхо=(/н—/x0) — перепады температур при
т=0;
aS
kF
X
^--*al+*+7s'*
Cx
1 +
Cx
+ •
kF
b* =
1 + ^+^5.
aS Cx
+ ~
^x Cb
Полученные расчетные соотношения проверяли в
ходе экспериментальных исследований автомобильного
термоэлектрического холодильника емкостью 12 л [2, 3].
В режимах охлаждения, а также при последующем
отключении электропитания исследовали изменения
температуры в незагруженном холодильнике и в случаях
загрузки одной и двумя бутылками воды емкостью по
0,5 л.
Температурный режим регистрировали электронным
потенциометром ЭПП-09.
При /н—25°С средняя температура воздуха в
незагруженном холодильнике составляла через 0,5; 1,0; 1,5 и
2 ч после включения соответственно 9,5; 6,8; 5,0; 4,5°С.
Через 0,5; 1,0; 1,5 ч после отключения электропитания
температура в холодильнике поднималась соответственно
до 12,2; 16,5 и 19°С.
Изменения температуры во времени при испытании
холодильника, загруженного двумя бутылками с водой
(емкость бутылки 0,5 л), даны на рис. 2.
В этом опыте теплоемкости (вт • ч/град) составляли:
загрузки 1,34, термобатареи 0,02, холодного
теплообменника 0,15, горячего теплообменника 0,25. Таким образом,
условие, что Сх намного больше теплоемкости
охлаждающего агрегата, для которого получены расчетные
соотношения, выполнялось не совсем строго. Однако, как
следует из рис. 2, начальная нестационарность влияла
лишь в течение незначительного отрезка времени:
температура теплообменника горячих спаев устанавливалась
практически постоянной за 5—10 мин.
Входящие в расчетные соотношения характеристики
термоэлектрической батареи были измерены по методи-
зоУ
15
20
ft
W
5
1 г з * 5 s 7 г.ч
Рис. 2. Изменения температуры во времени при
испытании загруженного холодильника:
1,2 — температура основания теплообменника горячих
спаев в местах выхода и входа теплоносителя; 3 —
температура окружающей среды; 4 — температура воды в
бутылках; 5, 6,7 — температура воздуха соответственно
на выходе из холодильника, в центре его и на входе в
холодильник; 8 — температура основания холодных
радиаторов.
f
гтГ"
/
Л
хГТ
"*^?
*?Г^
У ~"
§
jgKjj
1 * ggl -r-
^чр^
1
-1
3
/,/
7
J>_^
д^—
6
35
ке [3] и составляли: #=2,6 ом; Z= 1,7 • Ю-3 \/град; Е—
?2
=0,06 в/град; К = ~^г = 0,815 вт/град.
Величину удельного теплопритока из окружающей
среды к циркулирующему воздуху определяли в
отдельных опытах, в которых термоэлектрическую батарею и
холодный теплообменник заменяли тепловой изоляцией
и во внутреннем объеме холодильника помещали
электронагреватель. Опыты проводили при работающих
вентиляторах, причем для циркуляции холодного воздуха в
изоляционной вставке предусматривался канал с таким
же живым сечением, как и в холодном теплообменнике.
Измеренную величину kF проверяли по результатам
испытаний холодильника в режиме охлаждения с
термоэлектрической батареей, зависимость холодопроизводи-
тельности которой от разности температур оснований
теплообменников была установлена экспериментально в ходе
стендовых испытаний термобатареи. Найденная таким
образом величина kF составила 0,4 вт • ч/град.
Величины R* и Rr определяли расчетом с
использованием измерений расходов теплоносителей и уточняли
по результатам измерений температуры теплообменников
и циркулирующего воздуха при испытании
холодильника в стационарном режиме. При этом учитывали
термические сопротивления контакта батареи с теплообменником.
Были получены следующие значения: i?x=0,4 град/вт,
Яг=0,23 град/вт, Wx = 3 вт/град.
Неизвестной величиной, входящей в расчетные
соотношения, являлась теплоотдача от охлаждаемого
объекта к циркулирующему воздуху, поэтому ее оценивали по
результатам опыта. В ходе эксперимента проверяли
справедливость формы зависимостей температуры
продуктов и воздуха на входе в охлаждаемый объем и
выходе из него от времени.
Как следует из рис. 3, зависимости E) и F)
подтверждаются экспериментально. Форма линейной
связи f и t" с tx нарушается лишь в начальный момент
охлаждения в связи с нестационарным режимом батареи,
имеющей теплообменники. Входящие в уравнения E) и
F) коэффициенты к\—&4, полученные графически (см.
рис. 3) по результатам эксперимента для случая
охлаждения двух бутылок с водой, были равны: &i=0,5, &2=3,2,
&з=0,38, #4=1,2. Рассчитанный по этим значениям
перепад по формуле (9) составил 0х.Уст = 21,7°С, что
согласуется с результатами определения установившегося
перепада @х.уст=20,5°С), а также с результатами расчета
по методике [1] с использованием указанных выше
характеристик батареи и теплообмена @ = 22,9°С).
Из сравнения опытной кривой и результатов расчета
0xS=,/(t) по формуле (8) с использованием найденных,
экспериментально коэффициентов k\—&4 получено значен
aS
ние -т- =0,554. Графики на рис. 4 подтверждают
Сх
экспоненциальную форму зависимости D). Оценка
величины коэффициента теплоотдачи со стороны воды к
циркулирующему воздуху дала значение 16 вт/(м2-град).
tH:°c
20
15
10
5
"'
srfr
--"U
•0,5 ->
¦0,38
г'^ш
t"J\
о
10
15
я*ь:с
Рис. 3. Зависимость температур воздуха на
входе и выходе из холодильника от
температуры воды в бутылках.
Рис. 4. Зависимость
"х.уст "о
In
"х.уст"
-t [1+0,6 (*! + *,)]
ц:с
ю
5
~7ч
•
»
•3 %ч
вх,в/),'С
в
10
ГЧ.» . . , . , _,
vCSo + 1 HtNs*^ l
ГЧ
?
Рис. 5. Сравнение расчетных и экспериментальных
кривых изменения температуры воды и воздуха
в холодильнике:
а — в режиме охлаждения; б — при отключенном
электропитании; • • • — опытные значения 0Х;
+ + + опытные значения 0В; расчетные
aS
кривые при величине— » равной: 1 — 0,184; 2—
0,277; 3 — 0,37.
36
Результаты расчета по формулам G) и (8)
изменения разности температур окружающей среды и
охлаждаемого объекта в режиме охлаждения с использованием
aS
величины —^— = 0,554 сопоставлены с
экспериментальных
ной кривой на рис. 5, а. Экспериментальные кривые
изменения разности температур 0Х и 8В после отключения
электропитания сравнивали с результатами расчета по
формулам (9) и A0) при Св=0,0033 вт • ч/град и
значениях aS в 1,5; 2 и 3 раза меньших, чем в режиме
охлаждения (рис. 5, б).
Сравнение экспериментальных данных с расчетом
указывает на удовлетворительное совпадение результатов.
Различие опытных и расчетных кривых в режиме
охлаждения получается из-за расхождения
экспериментальных и расчетных значений установившейся разности
температур и коэффициентов k\—&4- Полученные по
формуле G) коэффициенты имели следующие значения: k\=*
=0,475, ?2=3,24, /г3=0,382, ?4=0,6.
Наибольшее расхождение результатов отмечено для
0в, причем в начальный отрезок времени после
отключения электропитания. Это вызвано прежде всего тем,
что в испытанном образце холодильника
термоэлектрическая батарея с теплообменниками, имеющими
значительную теплоемкость, была расположена
непосредственно в крышке холодильника. При выводе расчетных
зависимостей принимали, что термоэлектрический охладитель
вынесен за пределы холодильного шкафа и после
отключения электропитания циркуляция воздуха через
холодный теплообменник батареи полностью отсутствует.
Учитывая, что существенные расхождения между
результатами расчета и эксперимента имеются лишь в
начальные моменты времени, причем не для наиболее
характерной величины разности температур окружающей
среды и охлаждаемого объекта, можно сделать вывод,
что предложенная методика позволяет с
удовлетворительной точностью рассчитать неустановившиеся
температуры в холодильниках с принудительной циркуляцией
холодного воздуха.
В холодильниках этого типа, как следует из
эксперимента, скорость нагревания продуктов после отключения
электропитания значительно меньше, чем темп их
охлаждения в рабочем режиме. Скорость нагревания будет сни-
kF
жаться при уменьшении отношения-рг" • Поскольку с
увеличением емкости холодильного шкафа
(соответственно с возрастанием Сх) теплопритоки
возрастают в меньшей степени, целесообразно применять
принудительную циркуляцию холодного воздуха в
транспортных холодильниках большого объема.
Экспериментальная проверка макета холодильника
емкостью 50 л с использованием воздухоохладителя тер*
моэлектрического кондиционера ТК-03, [4] показала, что
при загрузке холодильника 10 л воды в бутылках
обеспечивалось понижение температуры воды на 15°С за
3,5 ч. После отключения электропитания
воздухоохладителя температура воды повышалась через 1; 2; 3; 4 и
5 ч соответственно на 0,5; 1,0; 1,8; 2,8 и 3,5°С.
ЛИТЕРАТУРА
1. Орлов В. С, Серебряный Г.
термоэлектрических холодильников,
техника», 1969, № 12.
2. И о ф ф е Д. М., Ломакин В. И.} Орлов В. С.
Автомобильный термоэлектрический холодильник. Сб.
«Новые исследования в холодильной
промышленности». М., 1970.
3. Отчеты ВНИХИ № 3237, 1969; № 3338, 1970.
4. Барулин Н. Я., Иоффе Д. М., Короб а-
н о в С. В., Орлов В. С. Термоэлектрический
локальный кондиционер. «Холодильная техника», 1968,
№ 10.
Л. К расчету
«Холодильная
К сведению авторов!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для
разделов «Обмен опытом», «Консультация» и др. — 7 стр. машинописного текста, число
рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются в статью разборчиво, с указанием прописных и
строчных букв, с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим
карандашом — букв латинского алфавита.
4. В списке латературы к статье приводятся: фамилия и инициалы автора,
название книги, статьи, реферата, диссертации, а также издательство, год издания (или
название журнала, год выпуска и номер).
5. Рисунки и фотографии к статье прилагаются в двух экземплярах. Чертежи
и схемы выполняются четко карандашом или тушью, согласно правилам черчения.
Представляемые светокопии должны быть ясными. Допустимый наибольший размер
чертежа 407x576 мм.
Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице и прилагаются
к статье.
6. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем излагается
существо статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее результаты.
Таблицы, графики, схемы, цифровые данные и т. д. допустимы лишь в том случае,
если обобщают материал статьи и сокращают текст реферата. Формулы приводятся
только тогда, когда они необходимы для понимания реферата, при этом изменение
принятых в статье обозначений не допускается. Объем реферата не должен превышать
3/4 страницы машинописного текста, отпечатанного через два интервала.
7. Представляемая в редакцию статья должна быть дописана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва, И-434, ул. Костикова, 12.
Редакция журнала «Холодильная техника».
ОБМЕН ОПЫТОМ
Точное измерение скорости вращения компрессоров
621 57.041:213.3
I. СООБЩЕНИЕ ВНИХИ
Для измерения скорости вращения
компрессора любого типа во ВНИХИ был
использован индукционный отметчик (датчик)
положения ОП, обычно применяемый при индици-
ровании холодильных компрессоров
пьезоэлектрическим индикатором ВНИХИ.
Сигнал от отметчика положения можно
параллельно использовать для измерения
скорости вращения вала. Наличие отметчика
положения, необходимого для обработки диаграмм
давления и температур, позволило разработать
и внедрить в практику исследования
герметичных и полугерметичных многоцилиндровых
машин прибор для измерения скорости
вращения, работающий совместно с отметчиком
положения. Этот прибор имеет погрешность
±2%.
Для повышения точности измерения
в 1970 г. был использован серийный электрон-
ноцифровой счетчик типа ЕСА-3. Чтобы
применить его для работы с отметчиком
положения в прибор были внесены небольшие
изменения, которые не исключают возможности
использования прибора по назначению.
Вместо фотодиода на клеммы S и 9 внешней
колодки разъема устанавливают резистор
#1 = 50-М00 типа МЛТ-0,12 (рис. 1). К
клеммам 3 и 4 подключают отметчик положения
поршня ОП, От базы транзистора Пх делают
отвод и через емкость Ci = 10 мкф (типа ЭМ,
ЭТО) подключают к клемме 3 внутренней
части разъема.
Клемму 4 в этой части разъема соединяют
с питанием входного каскада счетчика, а клем-
г да
ч> ы Стоп
мы 8 и 9 — с нормально разомкнутыми
контактами кнопки «Стоп» прибора.
При проверке работы прибора в целом
было установлено, что для четкого срабатывания
прибора величина сигнала от отметчика
должна быть 2—3 в.
Так как счетчик ЕСА-3 практически не
имеет погрешности (по паспорту), то
погрешность измерения скорости вращения вала
зависит в основном от синхронности включения
и выключения счетчика и секундомера, а
также от длительности времени отсчета.
Время отсчета может быть задано с
помощью реле времени, нормально замкнутые
контакты Р\ которого включаются
параллельно резистору R\. В этом случае время отсчета
соответствует времени, в течение которого
указанные контакты разомкнуты. Погрешность
измерения зависит от погрешности
временного интервала реле и его величины.
Работу прибора проверяли при индицирова-
нии компрессора ФГ-0,7 и с помощью
звукового генератора. Разброс показаний прибора при
установившемся режиме работы компрессора
не превышал ±0,1%.
Л. С. ПЕРСИЯНИНОВ, В. С. ЗАХАРОВ
II. СООБЩЕНИЕ ВНИИХОЛОДМАША
Во ВНИИхолодмаше для измерения
скорости вращения компрессора разработано
измерительное устройство, в состав которого
входит индуктивный датчик, формирующее
устройство и электронносчетный цифровой
частотомер1 (рис. 2).
Датчик представляет собой катушку
индуктивности, сердечником которой является
постоянный магнит. На роторе двигателя укред-
ляется стальной флажок, который при
вращении периодически попадает в поле датчика,
изменяя его. В результате в обмотке датчика ин-
Рис. 1. Схема включения прибора ЕСА-3.
1 Работа доложена А. С. Злобиным на конференции
молодых специалистов ВНИИхолодмаша 26 ноября
1970 г.
38
Рис. 2. Схема устройства для
измерения скорости вращения:
1 — формирующее устройство; 2 —
датчик; 3 — флажок; 4 — частотомер.
дуктируется э.д.с. в виде коротких импульсов.
Частота следования импульсов равна частоте
вращения вала компрессора.
В качестве вторичного прибора применен
серийно выпускаемый промышленностью элек-
тронносчетный частотомер 43-28 с цифровым
отсчетом. Частотомер может давать показания
непосредственно в оборотах в минуту.
Между датчиком и вторичным прибором
включено формирующее устройство,
позволяющее улучшить форму импульсов и подавить
помехи, наводимые полем двигателя.
Измерение скорости вращения состоит в
подсчете числа импульсов за единицу
времени. Для этого частотомер снабжен узлом
отсчета времени, опорный сигнал для которого
вырабатывается кварцевым генератором.
Если параметры импульсов, генерируемых
индуктивным датчиком (крутизна переднего
фронта, длительность импульса и его
амплитуда) находятся в допустимых пределах, по^
грешность всего измерительного устройства не
превышает погрешности вторичного прибора.
Проведенные исследования1 показали, что
фактически импульсы удовлетворяют всем
требованиям со значительным запасом.
Максимальная абсолютная погрешность
измерений равна допустимой погрешности
частотомера и вычисляется по формуле
Ап=±(б0^+1/4зм)±1,
где An — абсолютная погрешность, об/мин;
бо — относительная погрешность частоты
опорного кварцевого генератора;
п — измеренная скорость вращения,
об/мин;
^изм — время отсчета, мин.
Относительная погрешность частоты
кварцевого генератора не превышает ±10-5.
Поэтому даже при п = 3000 об/мин
Ь0п = 3000 • 10 = 0,03 об/мин.
Для практических измерений эта величина
мала и ею можно пренебречь.
Тогда
ДЛ=±1/*изм±1-
Частотомер позволяет установить время
отсчета, равное 1 мин. При этом условии .\п =
= ±2 об/мин и практически не зависит от
числа оборотов.
Относительная погрешность для разных
чисел оборотов имеет следующие значения:
п, об/мин .
Ал/я-100%
500
0,4
750 1000
0,27 0,2
1250 1500 3000
0,16 0,13 0,07
Указанная погрешность гарантируется при
непрерывной работе в течение 8 ч работы при
напряжении сети 220 в (±10%), частоте сети
50 (±0,5) гц, температуре окружающей среды
5—40°С.
Анализ погрешностей показывает, что
предложенный измеритель скорости вращения по
своим техническим характеристикам
приближается к образцовым мерам. Представляется
возможным расширить диапазон измерений до
10—15 тыс. об[мин.
Важным достоинством измерителя является
возможность его использования при
исследованиях бессальниковых и герметичных ком-
1 Научно-технический отчет ХУ-Б № 2118.
Разработка методики и аппаратуры для исследования поршневых
холодильных компрессоров. М., ВНИИхолодмаш, 1970.
Рис. 3. Общий вид частотомера и
крышки компрессора с вмонтированным
индуктивным датчиком.
39
прессоров на стадии, когда можно встроить
внутрь компрессора индуктивный датчик.
Следует учесть, что аналогичный датчик
обычно встраивают в компрессор для
получения отметок мертвых точек при индицирова-
нии. Поэтому после проверки качества
импульсов этот датчик можно использовать и для
измерения скорости вращения.
Описанное устройство было испытано на
опытном образце герметичного компрессора
I. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1. 1. Настоящие рекомендации обобщают
отечественный и зарубежный опыт автоматизации аммиачных
холодильных установок. Работоспособность и
эффективность излагаемых в рекомендациях технических
решений подтверждены опытом эксплуатации
автоматизированных аммиачных холодильных установок
производственных и распределительных холодильников в СССР и
за рубежом.
1. 2. Рекомендации содержат изложение основных
технических решений по автоматизации оборудования
холодильных установок. Они предназначаются для
применения при разработке принципиальных технологических
схем проектов автоматизации и распространяются на
аммиачные холодильные установки производственных и
распределительных холодильников, оборудованные
безнасосными системами непосредственного охлаждения и
системами с промежуточным хладоносителем, а также
блок-картерными прямоточными компрессорами без
регулирования холодопроизводительности и без
специальных разгрузочных пусковых устройств, с приводом от
асинхронных короткозамкнутых двигателей мощностью
до 150 кет.
типа КМХА-151, работающем на фреоне-22
с числом оборотов 3000 в минуту.
Испытания подтвердили стабильность
работы и удобство пользования.
На рис. 3 показан частотомер 43-28 и
датчик, размещенный на крышке компрессора.
Канд. техн. наук В. С. УЖАНСКИЙ, В. А. ХРОМОВ,
А. С. ЗЛОБИН
Примечание. Вопросы автоматизации
компрессоров -других типов, не указанных в
пункте 1, 2, должны решаться в
зависимости от их конструкции
(система смазки, способ охлаждения
рубашек и т. п.).
1.3. При проектировании автоматизации
холодильных установок следует учитывать требования
действующих нормативных документов:
а) «Правил техники безопасности на аммиачных
холодильных установках компрессионной и абсорбционной
систем»;
б) «Правил устройства и безопасной эксплуатации
сосудов, работающих под давлением»;
в) «Правил технической эксплуатации и безопасного
обслуживания электроустановок промышленных
предприятий»;
г) «Противопожарных норм строительного
проектирования промышленных предприятий в населенных
местах»;
д) «Санитарных норм проектирования промышленных
предприятий»;
е) «Правил устройства электроустановок».
Рекомендации по проектированию автоматизации
аммиачных холодильных установок с безнасосными
и рассольными системами охлаждения
Рекомендации разработаны Всесоюзным
научно-исследовательским институтом холодильной промышленности (ВНИХИ)
и Всесоюзным проектно-конструкторским и научно-исследо-.
вательским институтом автоматизации пищевой
промышленности («Пищепромавтоматика»).
В составлении Рекомендаций принимали участие от
ВНИХИ — канд. техн. наук И. А. Павлова, Ю. Я. Сенягин и
Ф. И. Андросов; от института «Пищепромавтоматика» — канд.
техн. наук Я. М. Зильберберг, А. П. Блетницкий, В. П. Иржев-
ский, В. С. Мацкин.
40
1.4. Автоматизация холодильной установки
обеспечивает:
а) сохранение качества и сокращение естественной
убыли продуктов при хранении;
б) повышение безопасности и облегчение труда
обслуживающего персонала;
в) сокращение эксплуатационных затрат;
г) увеличение срока службы холодильных машин;
д) повышение культуры производства.
Технико-экономические показатели эффективности
автоматизации холодильных установок приведены в
приложении 1.
II. ТРЕБОВАНИЯ К ОБЪЕКТАМ АВТОМАТИЗАЦИИ
А. Общие требования
2. 1. Автоматизация холодильной установки может
быть осуществлена только при техническом состоянии
машин, оборудования, изоляции и технологической
схемы, удовлетворяющем требованиям эксплуатации.
2. 2. Эффективное осуществление системой
автоматизации холодильной установки функций, перечисленных в
п. 1, 4, возможно только при строгом соблюдении всех
технологических нормативов, особенно норм загрузки
холодильных камер.
2.3. Для экономичной работы автоматизированной
холодильной установки необходимо соответствие
производительности холодильной машины и поверхностей
охлаждающих приборов расчетным тепловым
нагрузкам.
2. 4. Схемы трубопроводов должны составляться так,
чтобы арматура (соленоидные и регулирующие
вентили, обратные клапаны и т. д.) и приборы автоматики,
входящие в систему автоматизации, размещались в
местах, удобных для обслуживания (наладка, ремонт,
профилактика). Кроме того, необходимо так размещать
запорную арматуру, чтобы можно было отделить для
ремонта любой из участков трубопроводов с
расположенной на нем автоматической арматурой.
Б. Требования к технологическому оборудованию
2. 5. При проектировании автоматизации действующих
холодильных установок с безнасосными системами
охлаждения необходимо предварительно провести
мероприятия по упорядочению аммиачной схемы. При этом
обязательно:
а) установить на всасывающих магистралях каждой
системы температуры кипения защитные ресиверы и
отделители жидкости;
б) установить эффективные маслоотделители
(например, промывного типа).
Примечания. 1. Пункты (а) и (б) необходимо
выполнять и при проектировании
новых холодильных установок с
безнасосными системами
охлаждения.
2. При проектировании новых
холодильных установок
рекомендуется применять автоматизированные
компрессоры и компрессорные
агрегаты.
2. 6. При проектировании автоматического управления
компрессорами следует жестко закреплять последние за
соответствующими испарительными системами.
Примечание. При работе компрессоров на
несколько систем охлаждения
автоматическое управление ими
рекомендуется предусматривать только на
основную систему охлаждения.
2. 7. При автоматизации агрегатов двухступенчатого
сжатия следует устанавливать индивидуальный
промежуточный сосуд для каждого агрегата.
2. 8. При размещении оборудования в компрессорном
цехе должно быть специальное место для установки
пультов управления в непосредственной близости от
компрессоров (при проектировании местной и смешанной
систем компоновки — см. раздел IX).
В. Требования к электрооборудованию
2. 9. При автоматизации следует предусматривать
отдельный электросчетчик, регистрирующий расход
энергии электрооборудованием холодильной установки.
III. АВТОМАТИЗАЦИЯ ИСПАРИТЕЛЬНЫХ СИСТЕМ
А. Общие положения
3. 1. Безнасосная испарительная система
непосредственного охлаждения содержит следующие основные
элементы:
— охлаждающие приборы (батареи и
воздухоохладители) ;
— отделитель жидкости (при системе питания
охлаждающих приборов жидкостью через него);
— вертикальные защитные ресиверы (или
горизонтальные с дополнительным отделителем
жидкости);
— дренажный ресивер.
3. 2. Автоматизация безнасосных испарительных
систем непосредственного охлаждения обеспечивает:
а) автоматическое регулирование температуры
воздуха в охлаждаемых помещениях (кроме камер
замораживания и охлаждения);
б) автоматическое регулирование заполнения
охлаждающих приборов жидким хладагентом;
в) автоматическое регулирование температуры
кипения в испарительной системе;
г) контроль уровней хладагента в отделителях
жидкости и защитных ресиверах;
д) контроль уровней хладагента в дренажном
ресивере.
3. 3. Система охлаждения с промежуточным хладоно-
сителем содержит следующие основные элементы:
— охлаждающие приборы (батареи и
воздухоохладители) ;
— испарители (для охлаждения промежуточного
хладоносителя);
— отделитель жидкости (при необходимости);
— насосы для циркуляции промежуточного
хладоносителя.
3. 4. Автоматизация систем охлаждения с
промежуточным хладоносителем обеспечивает:
а) автоматическое регулирование температуры
воздуха в охлаждаемых помещениях;
б) автоматическое регулирование температуры
промежуточного хладоносителя;
в) автоматическое регулирование заполнения
испарителей жидким хладагентом;
г) контроль уровней жидкого хладагента в
испарителе и отделителе жидкости;
д) автоматическое управление работой рассольных
насосов;
е) автоматическую защиту кожухотрубных
испарителей от замерзания хладоносителя.
Б. Автоматическое регулирование температуры воздуха
в охлаждаемых помещениях
3. 5. Автоматическое регулирование температуры
воздуха в охлаждаемых помещениях осуществляется с
помощью двухпозиционных индивидуальных или многото-
чечных регуляторов температуры с малым
дифференциалом @,5—1,0°С).
3.6. Чувствительные элементы (датчики)
температуры устанавливаются в точке, характеризующей среднюю
температуру воздуха в помещении. Рекомендуется
устанавливать датчики на колоннах или стенах камеры, по
возможности, в центральных проходах, на 2/з высоты от
пола. Для защиты от механических повреждений
датчики должны иметь специальные ограждения.
41
Примечание. При воздушном охлаждении
датчики температуры следует защищать
от непосредственного обдува.
3,7. Вторичные приборы регуляторов температуры
рекомендуется размещать в помещениях
командно-сигнального щита (КСЩ) автоматизированной холодильной
установки.
3. 8. В качестве исполнительных органов регуляторов
температуры воздуха в охлаждаемых помещениях
предусматриваются вентили с электромагнитным приводом
(соленоидные), устанавливаемые вне камер на
трубопроводах подачи жидкого хладагента в охлаждающие
приборы.
Примечания. 1. При питании охлаждающих при-,
боров камер через отделитель
жидкости, расположенный над ними для
автоматического регулирования
температуры воздуха в камерах,
следует применять соленоидные
вентили, работающие без перепада
давлений.
2. Система регулирования
температуры сблокирована с системой
регулирования заполнения
охлаждающих приборов камер.
В. Автоматическое регулирование заполнения
охлаждающих приборов жидким хладагентом
3.9. Автоматическое регулирование заполнения
охлаждающих приборов жидким хладагентом
рекомендуется производить одним из трех описанных ниже
способов:
а) по перегреву паров хладагента на выходе из
охлаждающих приборов — с помощью терморегулиру-
ющих вентилей (рис. 1, 2).
Примечание. Терморегулирующие вентили
необходимо устанавливать вне
охлаждаемого помещения; для их
надежной работы испарительная система
должна быть свободна от масла и
загрязнений;
б) по перегреву паров хладагента на выходе из
охлаждающих приборов — с помощью комбинированных
термореле, выполняющих одновременно функции
регулятора температуры воздуха в охлаждаемом помещении и
Приборы по
месту
7
|_
_1_
At
—
j i
la
i 5
Li
6
^ t
-p
? 9 Ю
(j
\L8
ту
42
Рис. 1. Схема автоматического регулирования температуры в камерах
и автоматического заполнения охлаждающих устройств через
отделитель жидкости с помощью ТРВА:
1, 2, В — регулирование заполнения охлаждающих устройств
хладагентом; 4 — управление соленоидным вентилем подачи хладагента
в отделитель жидкости; 5, 7 — регулирование температуры в камерах;
6, 8 — управление соленоидными вентилями подачи хладагента в
охлаждающие устройства; 9, 10 — измерение температуры в камерах;
ОЖ — отделитель жидкости; ПБ —• потолочная батарея; ПРБ —
пристенная батарея; МО — маслоотделитель; ДРВ — защитный
вертикальный ресивер; ДР — дренажный ресивер (условные обозначения
см. в конце статьи).
Камера Н2
От регулирующей станции
1 2 3 4 5 6 7 в 9 10 11 12
5°
L3
Рис. 2. Схема автоматического регулирования температуры в камерах
и автоматического непосредственного заполнения охлаждающих устройств
с помощью ТРВА:
/, 2, 3, 6,7,8 — регулирование заполнения охлаждающих устройств; 4,
9 — управление соленоидными вентилями; 5, 10 — регулирование
температуры в камерах; 11, 12 — измерение температуры в камерах.
регулятора перегрева паров на выходе из охлаждающих
приборов (рис. 3, 4). Возможен и вариант
использования отдельных реле перепада температуры и реле
температуры.
в) по уровню жидкого аммиака — с помощью
поплавковых реле уровня, устанавливаемых на специальном
сосуде, присоединяемом к охлаждающим приборам (рис. 5).
Примечание. Питание охлаждающих приборов
может производиться
непосредственно от регулирующей станции или
через отделители жидкости,
расположенные над ними.
Г. Автоматическое регулирование температуры
(давления) кипения в испарительной системе
3. 10. Автоматическое регулирование температуры
(давления) кипения в испарительной системе
осуществляется с целью согласования холодопроизводительности
компрессоров с тепловой нагрузкой.
3. 11. При регулировании температуры кипения
датчики температурных регуляторов устанавливают на
специальных колонках с жидким аммиаком, находящихся
под давлением всасывания.
При регулировании давления кипения датчики
регуляторов давления устанавливают на соответствующих
всасывающих магистралях.
Примечание. Давление кипения целесообразно
использовать в качестве
регулируемого параметра при температурах
кипения выше —15°С.
3.12. Если к испарительной системе присоединен один
компрессор, то автоматическое регулирование
осуществляется двухпозиционно, путем его пуска и остановки. С
изменением нагрузки изменяется коэффициент рабочего
времени компрессора, т. е. отношение длительности
рабочей части цикла к продолжительности всего цикла.
3. 13. При присоединении к испарительной системе
двух или более компрессоров предусматривается
ступенчатая система автоматического регулирования.
3.14. Ступенчатое регулирование температуры
кипения рекомендуется осуществлять:
— при числе компрессоров до четырех — с
помощью изменения значений настроек
регулятора (температур или давлений пуска и
остановки) для каждого компрессора (ступени)
индивидуально;
— при числе компрессоров больше четырех — с
помощью импульсной (шаговой) системы
регулирования при одинаковых значениях
настроек регулятора (температур или давлений
пуска и остановки) для каждого компрессора
(ступени).
43
Камера Ni
I
Приборы no
месту
Приборы на
шите
Ы
\п
Ш
9
з ¦
п
и
5
Е
и.
5
7 <!
[Л
I]
2г
?
? /0
(ЮМ
Рис. 3. Схема регулирования температуры в камерах и автоматического
непосредственного заполнения охлаждающих устройств с помощью
комбинированных термореле:
1, 2, 5, 6 — регулирование заполнения охлаждающих устройств; 3, 7 —
регулирование температуры в камерах; 4, 8 — управление соленоидными
вентилями; 9, 10 — измерение температуры в камерах.
3. 15. При ступенчатом регулировании с
индивидуальными настройками для каждого компрессора
рекомендуется применять один из следующих вариантов
настроек:
а) значения температур (давлений) пуска и
остановки каждого из последующих компрессоров
соответственно выше температур пуска и остановки предыдущего
компрессора, т. е.
t\ < tU < tu\ t\v
ьвкл ^ *вкЛ ^ *вкл ^ ''вкл'
tl < tu < tIU < tw
''ОТКЛ ^ *ОТКЛ ^ ''ОТКЛ ^ *"ОТКЛ*
A)
С понижением нагрузки средняя температура
кипения понижается как в пределах каждой из ступеней, так
и по мере перехода с одной ступени регулирования на
другую;
б) значения температуры (давления) пуска каждого
из последующих компрессоров выше температуры пуска
предыдущего, а температура остановки последующего
компрессора ниже температуры остановки
предыдущего, т. е.
/Ш
AV
ВКЛ ^ ''ВКЛ ^ *"ВКЛ ^ ''ВКЛ'
tl > tu > tm > tw
•"откл ^ ''откл ^ ''откл -^ ''откл.
B)
При понижении нагрузки средняя температура
понижается только в пределах каждой из ступеней. При
переходе от одной ступени к другой значения средних
температур повторяются.
Из условия B) вытекает: дифференциал каждого
последующего регулятора больше предыдущего, т. е.
C)
24 < 24Г < 2х
,Ш
<
где
xN -
*ВКЛ *"ОТКЛ
Из рассмотренных вариантов настроек второй
является энергетически более выгодным. Применение этого
варианта целесообразно при соблюдении условия
D)
2*0max < 5° С,
где 2х0тах —максимальный дифференциал регулятора.
Примечания. 1. Порядок автоматических пуска
и остановки компрессоров — см.
раздел IV.
2. Графики настройки регуляторов
для обоих вариантов приведены на
рис. 6, 7.
Д. Контроль уровней хладагента в отделителях жидкости
и защитных ресиверах
3. 16. Для предотвращения попадания жидкого
хладагента во всасывающие трубопроводы компрессоров каж-
44
Камера N2
LXsxoJ
I—Xh
- Иг -
ft ДР
1 §*
* г ^
J_
• t
г
_3
/
5
г
_3
У
п
7 8 9
(к)ив
Рис. 4. Схема регулирования температуры в камерах и автоматического
заполнения охлаждающих устройств через отделитель жидкости с
помощью реле перепада температур:
1,2 — регулирование заполнения охлаждающих устройств; 3,5,7 —
управление соленоидными вентилями; 4, 6 — регулирование температуры
в камерах; 8, 9 — измерение температуры в камерах.
дый вертикальный защитный ресивер (либо отделитель
жидкости с горизонтальными защитными ресиверами)
снабжается сигнализаторами уровня (рис. 8, 9),
осуществляющими:
а) сигнализацию верхнего предельного уровня (с
подачей светового и звукового сигналов);
б) контроль аварийного уровня с отключением
компрессоров, подачей светового и звукового сигналов.
3. 17. Для предотвращения попадания паров
высокого давления в испарительную систему при передавлива-
нии жидкого хладагента из защитного ресивера каждый
защитный ресивер снабжается сигнализатором уровня,
осуществляющим сигнализацию нижнего предельного
уровня (с подачей светового сигнала по месту) либо
регулятором уровня высокого давления (ПРУДВ).
3. 18. Сигнализацию предельных уровней
рекомендуется осуществлять с помощью поплавковых реле уровня.
Для аварийного отключения компрессоров
устанавливаются два реле уровня, дублирующие друг друга. Они
не должны зависеть друг от друга и содержать общих
элементов. Выходные контакты реле соединяются
последовательно и воздействуют на систему управления
компрессорами. При недопустимом повышении уровня в
защитном ресивере (отделителе жидкости)
останавливаются все компрессоры.
Примечание. При применении горизонтальных
защитных ресиверов с отделителем
жидкости прибор, сигнализирующий
предельный уровень в защитном
ресивере, дает предупреждающий
сигнал, а защитные приборы,
устанавливаемые на отделителе жидкости,
при появлении уровня в ОЖ
отключают все компрессоры.
Е. Контроль уровней хладагента в дренажном ресивере
3. 19. Дренажные ресиверы оборудуются
сигнализаторами, контролирующими нижний и верхний
предельные уровни жидкого хладагента. Достижение верхнего
уровня сопровождается звуковым и световым
сигналами по месту и на КСЩ, нижнего — световым сигналом
по месту.
Ж. Автоматизация систем охлаждения с промежуточным
хладоносителем
3. 20. Автоматическое регулирование температуры
воздуха в холодильных камерах и температуры
промежуточного хладоносителя осуществляется аналогично пп. 3. 5,
3.6, 3.7, 3.8 (кроме примечаний), 3. 10, 3. 12, 3. 13, 3 14
и 3. 15 (рис. 10 и 11).
45
Камера А/'
Камера N2
ГЙ2э l\
ЦД-ЛЦ
Уг сегулирухжй
1 2 3 4 5 6 7 6
U
Рис. 5. Схема регулирования температуры в камерах и автоматического
непосредственного заполнения охлаждающих устройств с помощью реле
уровня:
1,4 — регулирование температуры в камерах; 2, 5 — регулирование уровня
жидкого хладагента в охлаждающих устройствах камер; 3, 6 —
управление соленоидными вентилями; 7, 8 — измерение температуры в камерах.
Рис. 6. Схема настройки регулятора
при статической системе
регулирования.
Рис. 7. Схема настройки регулятора
при астатической системе
регулирования.
имечание. При регулировании температуры 3.21. Для автоматического регулирования заполне-
промежуточного хладоносителя ния испарителя жидким хладагентом рекомендуется при-
датчики температурных регулято- менять:
ров устанавливаются на магистра- в качестве датчиков — сигнализаторы уровня жидко-
лях входа хладоносителя в испа- го аммиака в испарителе либо перегрева паров аммиака,
рители и выхода из них. выходящих из испарителя;
С;: капер
Рис. 8. Схема автоматического контроля уровней хладагента в отделителе
жидкости и защитных горизонтальных ресиверах и автоматизации одноступенчатых
компрессоров:
/ — управление электродвигателем компрессора; 2— контроль протока воды
через охлаждающие рубашки компрессора; 3 — контроль разности давлений в
картере и на напорной линии масляного насоса; 4, 5 — контроль давлений
всасывания и нагнетания; 6 — контроль температуры нагнетания; 7,8 — контроль
аварийного уровня хладагента в отделителе жидкости; 9 — управление
соленоидным вентилем подачи воды в охлаждающую рубашку компрессора; 10 —
управление соленоидным вентилем байпаса; 11, 12, 13, 14 — контроль верхнего
и нижнего уровней хладагента в защитных ресиверах.
в качестве исполнительных органов — вентили с
электромагнитным приводом, устанавливаемые на
трубопроводе подачи жидкого аммиака в испаритель или
отделитель жидкости, в сочетании с ручным регулирующим
вентилем, монтируемым после вентиля с
электромагнитным приводом (по ходу жидкости).
3.22. Безопасность работы холодильной установки
обеспечивается контролем и сигнализацией уровня
жидкого аммиака в испарителе или отделителе жидкости,
осуществляемыми с помощью двух реле уровня,
дублирующих друг друга и выдающих команду на
аварийную остановку компрессора с подачей светового и
звукового сигналов.
Примечание. При недопустимом повышении
уровня предусматривается аварийная
остановка всех компрессоров,
которые могут быть присоединены к
данному отделителю жидкости или
испарителю.
3. 23. Автоматическое управление работой рассольных
насосов осуществляется по команде соответствующих
потребителей холода: при необходимости включения
охлаждающих приборов хотя бы одной камеры — пуск, при
отключении охлаждающих приборов всех камер —
остановка.
3.24. Для предотвращения слива хладоносителя из
трубопроводов и батарей открытой системы при
остановке насоса, а также при автоматическом управлении
группой насосов на напорных линиях каждого насоса
устанавливают обратные клапаны.
3.25. Контроль работы насоса и его аварийное
отключение при срыве струи осуществляется с помощью
реле давления. Аварийное отключение насоса
сопровождается световым и звуковым сигналами на КСЩ.
3.26. Схемы управления работой насосов должны
обеспечивать:
а) возможность выбора любой последовательности
включения;
б) возможность работы любого из насосов в
качестве резервного;
в) автоматическое включение резервного насоса при
аварийной остановке любого из рабочих насосов.
IV. АВТОМАТИЗАЦИЯ КОМПРЕССОРОВ И
КОМПРЕССОРНЫХ АГРЕГАТОВ
А. Общие положения
4. 1. Автоматизация компрессоров и компрессорных
агрегатов предусматривает:
— автоматическое управление;
— автоматическую противоаварийную защиту.
4.2. Схемы автоматизации должны запрещать
одновременный пуск более двух электродвигателей.
Б. Автоматическое управление компрессорами
4.3. Схема автоматического управления
компрессорами предусматривает три режима управления:
а) режим автоматического управления, когда пуск и
остановка осуществляются приборами автоматики и
функционирует система защиты;
б) режим полуавтоматического (дистанционного)
управления, когда пуск и остановка осуществляются
кнопками с пульта управления; в остальном режим
аналогичен режиму автоматического управления;
в) режим местного управления, при котором все
операции управления выполняет обслуживающий персонал;
система защиты при этом функционирует.
47
Рис. 9. Схема автоматического контроля уровней хладагента в вертикальных защитных ресиверах
и автоматизации двухступенчатых компрессоров:
1, 4, 5, 8 — контроль аварийных уровней хладагента в вертикальных защитных ресиверах; 2, 3, 6,
7 — контроль допустимых предельных уровней хладагента в вертикальных защитных ресиверах;
9, 20 — контроль протока воды через охлаждающие рубашки компрессоров 1 и II ступеней; 10,
21 — контроль разности давлений в картере и напорной линии масляных насосов компрессоров
I и II ступеней; 11, 22 — управление электродвигателями компрессоров I и II ступеней; 12 —
контроль давлений всасывания и нагнетания компрессора I ступени; 13 — контроль разности давлений
в промежуточном сосуде и испарительной системе; 14, 23 — контроль температуры нагнетания
компрессоров I и II ступеней; 15 — управление разгрузочным соленоидным вентилем; 16 —
регулирование уровня хладагента в промежуточном сосуде; 17, 18 — контроль аварийного уровня
хладагента в промежуточном сосуде; 19 — управление соленоидным вентилем подачи жидкого
хладагента в промежуточный сосуд; 24 — контроль давления нагнетания компрессора II ступени;
25 — управление соленоидным вентилем байпаса компрессора II ступени; 26 — управление
соленоидным вентилем подачи воды в охлаждающие рубашки компрессоров I и II ступеней; ПС —
промежуточный сосуд.
Примечания. 1. Режим местного управления
предназначен исключительно для
выполнения наладочных операций и
послеремонтной обкатки.
2. Независимо от выбранного
режима управления компрессоры
должны отключаться нажатием кнопки
«Стоп».
4. 4. Система автоматического управления
предусматривает работу компрессоров при постоянно открытых
всасывающих и нагнетательных вентилях.
Для предотвращения перетекания паров со стороны
высокого давления в испарительную систему при
остановке на нагнетательных линиях компрессоров, за
запорным вентилем, устанавливаются обратные клапаны
(кроме ступеней низкого давления поршневых
компрессоров, если несколько компрессоров не работает на
один ПС).
4. 5. Предварительным условием пуска первого по
порядку компрессора любой системы охлаждения является
включение первого по порядку водяного насоса,
подающего охлаждающую воду на конденсаторы, и работа
насоса промежуточного хладоносителя (при системе
охлаждения с промежуточным хладоносителем). При
наличии испарителей с мешалками их двигатели
пускаются одновременно с двигателями рассольных насосов.
4. 6. Последовательность автоматического пуска
компрессоров данной системы охлаждения задается
оператором.
Примечание. Последовательность пусков может
жестко задаваться схемой
управления (специальным переключателем
либо обеспечиваться изменением
настройки регуляторов).
4. 7. Автоматический пуск компрессора
одноступенчатого сжатия осуществляется в следующей
последовательности.
1. Поступление команды на пуск.
2. Проверка готовности холодильной установки к
пуску компрессора.
3. а) открытие вентиля с электромагнитным приводом
на линии подачи охлаждающей воды в рубашки
компрессора;
б) блокирование на время пуска защит от понижения
разности давлений в системе смазки и отсутствия
протока воды через охлаждающие рубашки;
в) пуск электродвигателя компрессора;
г) начало отсчета времени с момента прохождения
команды на пуск.
4. Окончание отсчета времени.
5. а) закрытие вентиля с электромагнитным
приводом на байпасе компрессора;
б) ввод в действие защит, перечисленных в п. 3. б.
Примечание. Время ввода в действие защит
определяется появлением давления
в системе смазки и протока воды
через охлаждающие рубашки
(ориентировочно 5—10 сек).
4. 8. Порядок остановки компрессора
одноступенчатого сжатия следующий.
1. Поступление команды на остановку.
2. а) остановка электродвигателя компрессора;
б) закрытие вентиля с электромагнитным приводом
на линии подачи охлаждающей воды в рубашки
компрессора;
Рис. 10. Схема автоматического
заполнения кожухотрубного испарителя
по перегреву паров на выходе из него
с помощью реле перепада температур:
1,2 — регулирование заполнения
хладагентом испарителя; — 3
управление соленоидным вентилем подачи
жидкого хладагента в испарителе;
4 — контроль верхнего допустимого
уровня хладагента в испарителе; 5,
6 — контроль аварийного уровня хладагента в
отделителе жидкости; 7, 8, 9 — измерение температуры в
трубопроводах; ИКТ — кожухотрубный испаритель.
в) открытие вентиля с электромагнитным приводом
на байпасе компрессора.
Примечание. При срабатывании автоматической
противоаварийной защиты
остановка компрессора осуществляется
аналогично описанному.
4.9. Автоматический пуск компрессора (агрегата)
двухступенчатого сжатия (с одним двигателем)
осуществляется в следующем порядке:
1. Поступление команды на пуск.
2. Проверка готовности холодильной установки к
пуску компрессора (агрегата).
3. а) открытие вентиля с электромагнитным приводом
на линии подачи охлаждающей воды в рубашки
компрессора (агрегата);
б) блокирование на время пуска защит от понижения
разности давлений в системе смазки и отсутствия
протока воды через охлаждающие рубашки;
•в) пуск электродвигателя компрессора (агрегата);
г) закрытие вентиля с электромагнитным приводом
на разгрузочной линии промежуточного сосуда;
д) начало отсчета времени с момента прохождения
команды на пуск.
4. а) окончание отсчета времени;
б) закрытие вентиля с электромагнитным приводом на
байпасе ступени высокого давления;
в) ввод в действие регулятора уровня жидкого
аммиака в промсосуде;
г) ввод в действие защит, перечисленных в п. 3. б.
Примечание. Время ввода в действие защит
определяется достижением рабочего
давления в системе смазки
компрессора (агрегата).
4. 10. Порядок остановки компрессора (агрегата)
двухступенчатого сжатия следующий.
1. Поступление команды на остановку.
2. а) остановка электродвигателя компрессора
(агрегата) ;
б) закрытие вентиля с электромагнитным приводом
на линии подачи охлаждающей воды в рубашки
компрессора (агрегата).
в) открытие вентиля с электромагнитным приводом
на линии разгрузки промежуточного сосуда;
г) открытие вентиля с электромагнитным приводом
на байпасе ступени высокого давления;
д) блокирование регулятора уровня жидкого
аммиака в промежуточном сосуде.
Примечание. Имеет силу примечание к п. 4.8.
4. 11. Порядок пуска агрегата двухступенчатого
сжатия с индивидуальным приводом высокой и низкой
ступеней аналогичен описанному в п. 4. 9 с учетом
следующих особенностей:
а) пуск электродвигателя высокой ступени
осуществляется с выдержкой времени, отсчитываемой от момента
пуска двигателя низкой ступени.
Примечания. Допускается обратный порядок
пуска электродвигателей агрегата.
2. Выдержка времени определяется
появлением давления в системе
смазки и протока воды в ступени,
электродвигатель которой
включается первым.
б) наличие индивидуальных датчиков разности
давлений масла в системах смазки высокой и низкой
ступеней;
в) раздельный ввод в действие защиты от понижения
разности давлений в системах смазки высокой и низкой
ступеней.
4. 12. Порядок остановки агрегата двухступенчатого
сжатия аналогичен описанному в п. 4. 10 с
одновременной остановкой обоих электродвигателей.
В. Автоматическая противоаварийная защита
компрессоров
4. 13. Автоматическая противоаварийная защита
компрессоров включает в себя:
а) защиту от попадания жидкого хладагента во
всасывающий трубопровод компрессора;
б) защиту от недопустимых отклонений режимных
параметров компрессоров от нормальных рабочих
значений.
4. 14. Защита от попадания жидкого хладагента во
всасывающий трубопровод компрессора обеспечивается
путем осуществления автоматического контроля уровней
в аппаратах стороны низкого давления; при достижении
недопустимых уровней предусматривается аварийная ос-
49
1Ц 10 15 12 11 15
I I ik/^l 3a\ 4a| 5б\
_L J_ JL nq pg m m Dl
щ щ щ ЕЛ vcn гш gy ГЦ
Ф
ф Ф
Рис. 11. Схема автоматического заполнения кожухотрубного испарителя
по уровню жидкого хладагента и управления рассольными насосами:
1,3 — контроль давления на напорных линиях рассольных насосов № 1
и 2; 2, 4 — управление рассольными насосами; 5 — регулирование
уровня хладагента в испарителе; 6 — управление соленоидным вентилем
подачи жидкого хладагента в испаритель; 7,8 — контроль аварийного
уровня хладагента в испарителе; 9 — регулирование холодопроизводительно-
сти компрессора по температуре рассола; 10, 15 — контроль давлений
всасывания и нагнетания; 11 — управление соленоидным вентилем подачи
воды в охлаждающие рубашки компрессора; 12 — контроль разности
давлений в картере и напорной линии масляного насоса компрессора; 13 —
управление соленоидным вентилем байпаса компрессора; 14 —
управление электродвигателем компрессора; 16 — контроль протока воды через
охлаждующую рубашку компрессора; 17 — контроль температуры
нагнетания.
тановка компрессоров и подача сигнала в схему
аварийной сигнализации.
Примечание. При возможности переключения
компрессора с одной испарительной
системы на другую следует
отключать его при достижении
недопустимого уровня в любом из
отделителей жидкости (защитных
ресиверов) соответствующих систем.
4. 15. Защита компрессора одноступенчатого сжатия
от недопустимых отклонений рабочих параметров
должна предусматривать отключение его электродвигателя
при отклонениях:
— ниже допустимого значения
а) давления всасывания;
б) разности давлений в системе смазки;
— выше допустимого значения
в) давления нагнетания;
г) температуры нагнетания,
а также при прекращении протока воды через
охлаждающие рубашки компрессора.
Примечание. Защита электродвигателей
компрессоров выполняется в
соответствии с требованиями «Правил
устройства электроустановок».
4. 16. Защита компрессора (агрегата)
двухступенчатого сжатия от недопустимых отклонений рабочих
параметров должна предусматривать отключение компрессора
(агрегата) при отклонениях:
— ниже допустимого значения
а) давления всасывания низкой ступени;
б) разности давлений в системе смазки (для
агрегата) двухступенчатого сжатия, составленного из двух
компрессоров (для каждой ступени отдельно);
— выше допустимого значения
в) давлений нагнетания низкой и высокой ступеней;
г) температур нагнетания низкой и высокой
ступеней;
д) уровня жидкого хладагента в промежуточном
сосуде,
а также при прекращении протока воды через
охлаждающие рубашки компрессора (агрегата).
Примечание. Имеют силу п. 4. 14 и примечание
к п. 4. 15.
4.17. Система автоматической противоаварийной
защиты компрессора должна запрещать самопуск машины
после изменения значения параметра, вызывавшего
срабатывание защиты, до допустимого значения.
Примечание. Съем указанной блокировки
осуществляется вручную.
V. АВТОМАТИЗАЦИЯ КОНДЕНСАТОРНОЙ ГРУППЫ
5. 1. Конденсаторная группа холодильной установки
(рис. 12) включает следующие основные элементы:
— маслоотделитель;
— конденсатор;
— линейный ресивер;
— водяные насосы (рабочие и резервный);
— устройство обратного охлаждения воды.
50
Рис. 12. Схема автоматизации конденсаторной группы:
1,2,3 — управление водяными насосами № 1, 2, 3; 4, 5, 6 — контроль давления
воды на напорных линиях насосов № 1, 2, 3; 7, 8 — контроль допустимых
уровней хладагента в линейном ресивере; 9, 10 — измерение температуры воды на
входе и выходе из конденсатора; КД — конденсатор; РЛ — линейный ресивер.
5. 2. Система автоматизации конденсаторной группы
предусматривает:
а) контроль уровня жидкого аммиака в линейном
ресивере;
б) автоматическое управление работой водяных
насосов;
в) автоматическое регулирование уровня воды в
бассейнах или резервуарах;
г) автоматическое управление вентиляторами
испарительных конденсаторов и вентиляторных градирен.
5. 3. Уровень жидкого аммиака в маслоотделителе
промывного типа поддерживается с помощью
уравнительного сосуда или поплавкового регулятора уровня
(ПР-14), или реле уровня (ПРУ-5) и соленоидного
вентиля (СВМ-15).
Примечание. Расстояние между нижней
образующей конденсатора и линией
поддержания уровня жидкого аммиака
в маслоотделителе должно быть
около 1,5 м.
5. 4. Контроль нижнего и верхнего уровней жидкого
аммиака в линейном ресивере осуществляется с
помощью поплавковых реле уровня.
Достижение контролируемых уровней
сигнализируется на КСЩ с помощью сигнальных ламп; одновременно
подается звуковой сигнал.
5.5. Схема автоматического управления работой
водяных насосов имеет два режима управления —
автоматический и местный.
Примечание. Имеет силу примечание 1 к п. 4. 3.
5. 6. Система автоматического управления
предусматривает работу насосов при постоянно открытых
задвижках на всасывающих и нагнетательных трубопроводах.
Для предотвращения слива воды из нагнетательной
магистрали через насос при его остановке или при
работе другого насоса следует устанавливать обратный
клапан на нагнетательном трубопроводе каждого насоса.
5. 7. Система автоматического . управления работой
водяных насосов должна обеспечивать возможность их
включения в любой последовательности.
Последовательность включения насосов задается с
помощью специального переключателя на КСЩ.
Примечания. 1. Последовательность включения
рабочих насосов, начиная со
второго по порядку, может задаваться
настройкой регуляторов.
2. Схема выбора
последовательности включения должна
предусматривать возможность работы
любого из водяных насосов
холодильной установки в качестве
резервного (если это возможно по
технологической схеме).
5. 8. Первый по порядку водяной насос должен
включаться по команде на включение любого компрессора.
При наличии испарительных конденсаторов или
вентиляторных градирен вентиляторы пускаются одновременно
с первым водяным насосом.
5.9. Для согласования производительности водяных
насосов с тепловой нагрузкой на конденсатор
рекомендуется применять систему автоматического
регулирования заданной разности температур воды, отходящей и
поступающей на конденсатор.
5. 10. Система автоматического регулирования
заданной разности температур воды, отходящей и
поступающей на конденсатор, должна быть позиционной.
5.11. Позиционное регулирование разности
температур воды, отходящей и поступающей на конденсатор,
рекомендуется осуществлять способом последовательных
автоматических включений и отключений водяных
насосов.
5. 12. Для управления работой водяных насосов
применяют регуляторы разности температур, датчики
которых устанавливают на трубопроводах воды, отходящей
и поступающей на конденсатор. Число регуляторов
должно быть на единицу меньше числа рабочих
насосов.
5. 13. Автоматическое включение резервного водяного
насоса предусматривается при аварийном отключении
любого из рабочих насосов.
5. 14. При «срыве» (падении давления) в
нагнетательном трубопроводе водяного насоса должно
осуществляться аварийное отключение последнего с подачей
соответствующего сигнала в схему управления
компрессором и включением резервного насоса.
Примечание. Для вертикальных кожухотрубных
конденсаторов в связи с двойной
перекачкой воды следует
предусматривать взаимную блокировку
водяных насосов.
51
5. 15. Контроль наличия давления воды в
нагнетательном трубопроводе насоса осуществляется датчиком
давления. Отборное устройство давления
устанавливается на нагнетательном трубопроводе насоса до обратного
клапана (по ходу воды).
5. 16. Для компенсации потерь воды в системе
оборотного водоснабжения рекомендуется:
а) при периодической добавке воды из водопровода —
ЕЯ
В
®
№
ПЗ
1Й1
л
?l
Обозначения
»** электрический вид передачи
дистанционного действия
— пневматический вид передачи
— магнитный пускатель
— ключ электрических цепей
управления
— сигнальная лампа
— кнопка двухштифювая
— кнопка одноштифтовая
— переключатель
— термометр сопротивления
— реле температуры манометрическое
— реле температуры электрическое
) — комбинированное термореле
— логометр
— отбор импульса давления
— реле давления манометрическое
— реле перепада давлений
манометрическое
автоматическое регулирование уровня в бассейнах и
резервуарах с помощью регуляторов уровня.
Примечание. Наиболее целесообразно для этой
цели применять регуляторы
прямого действия,
б) при постоянной добавке воды через рубашки
компрессоров и переохладители — сигнализацию понижения
уровня в бассейнах и резервуарах.
(Продолжение следует)
— реле уровня поплавковое
ш
Сг_
Х\ Н I гЬ — регулятор уровня поплавковый
Щ.
г
-СХ-
-СХЬб
-11ж -
-Иг -
- 1т-
©
— реле протока воды
— соленоидный вентиль
— обратный клапан
— запорный вентиль
— регулирующий вентиль
— запорный угловой вентиль
— вентили компрессора Aз —
всасывающий, 2в — нагнетательный,
Зз — на байпасе)
— масло
— рассол
— аммиак жидкий
— аммиак газообразный
— вода теплая
— вода холодная
— шестеренчатый масляной насос
— электродвигатель
— бачок для врезки термометра
сопротивления (d=150 мм, 1 = 500 мм)
ХРОНИКА
Научно-техническая конференция молодых специалистов
Во ВНИИхолодмаше состоялась
вторая научно-техническая
конференция молодых специалистов, в
которой приняли участие представители
ВНИХИ и московского завода
«Компрессор».
Было заслушано 18 докладов:
Испытаниям и доводке опытного
образца поршневого компрессора
новой градации производительностью
220 тыс. ст. ккал/ч был посвящен
доклад Т. Л. Кузнецовой. В нем
приведены результаты испытаний
восьмицилиндрового непрямоточного
компрессора с водяным охлаждением и
конструктивные мероприятия, ^
позволившие снизить температурный
уровень машины, повысить объемные и
энергетические характеристики.
В докладе Л. Н. Окунева,
Л. М. Домниной и В. М.
Бесфамильного сообщалось о разработке нового
ряда герметичных компрессоров хо-
лодопроизводительностью от 5 до
10 тыс. ккал/ч, в частности о
требованиях, предъявляемых к
компрессорам нового ряда, о построении ряда и
конструктивных решениях машин.
Об испытаниях бессальниковых
компрессоров 2ФУБС12 и 2ФУУБС25 с
новыми электродвигателями
рассказала Н. П. Максимова.
В докладе С. С. Борзяковой
проведено сравнение температурных
уровней низкотемпературного
бессальникового компрессора при работе на фре-
онах-22, 502 и 13 Вг1.
Доклады В. П. Пытченко
(ВНИХИ) и Т. В. Лейн (ВНИИхолодмаш)
были посвящены работам по
ротационным пластинчатым
поджимающим компрессорам: первый —
исследованию компрессоров, второй —
испытанию материалов для пластин.
Некоторые вопросы повышения
эффективности аммиачных
маслоотделителей и их автоматизации были
рассмотрены в докладе С. Р. Гопина
(завод «Компрессор»).
В. Г. Досов (ВНИХИ) доложил
о результатах экспериментов по
изучению теплоотдачи при кипении
насыщенной жидкости фреона-22,
стекающей по наружной
поверхности вертикальной трубы.
Возможность получения низких
температур с помощью
абсорбционных холодильных машин,
работающих на растворах фреона-22 в дибу-
тилфталате и в диметиловом эфире
тетраэтиленгликоля, была
рассмотрена в докладе канд. техн. наук.
В. П. Латышева и В. А. Рогозянова
(ВНИХИ).
И. Д. Бейлинсон рассказал об
использовании аппаратов с воздушным
охлаждением в абсорбционных
холодильных машинах.
Доклад Е. П. Уткина был
посвящен конструктивным особенностям и
результатам испытаний автономного
кондиционер а производительностью
12 тыс. ккал/ч.
На примере автомобильного
холодильника «Прохлада» В. А.
Цыганков познакомил собравшихся с
методом
художественно-конструкторской разработки промышленных
изделий.
О некоторых проектных решениях
холодильных установок для депера-
финизации масел и выделения парак-
силола на нефтеперарабатываюших
заводах, а также перспективных
направлениях развития таких
установок сообщила В. М. Колотова.
В докладе Г. А. Лаптева
рассмотрены возможные области применения
эффекта Ранка и дано сравнение
установок с трубкой Ранка с
компрессорными и турбовоздушными
холодильными машинами.
О новой технологии изготовления
ребристой теплообменной аппаратуры
с применением автоматизированного
оборудования для сборки рассказал
В. П. Григоров.
Доклад Л. О. Голубевой был
посвящен новому способу
изготовления для теплообменной аппаратуры
алюминиевых ребер, защищенных от
коррозии специальным покрытием, а
также оборудованию для
изготовления таких ребер.
А. В. Злобин сообщил о методе
точного измерения числа оборотов
бессальниковых и герметичных
компрессоров.
В докладе Т. В. Грузинцевой были
представлены результаты работ по
унификации систем автоматизации
одноступенчатых холодильных машин
с поршневыми компрессорами,
позволившей сократить общее
количество шкафов управления для машин
такого типа с 28 до 5.
Жюри конференции, возглавляемое
директором ВНИИхолоДмаша
А. В. Быковым, отметило высокий
уровень представленных докладов и
решило их издать отдельным
сборником.
Лучшие доклады премированы.
Компрессорно -
конденсаторные агрегаты АК-АУУ-90.
Предназначены для холодильных
установок фруктовых холодильников.
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Теплоотдача при кипении холодильных агентов
в горизонтальных гладких и оребренных трубах
Г. ХОММЛН
536.24:621.643
В последнее десятилетие благодаря исследованию
фреонов-11, 12 и 22 были получены простые уравнения
для определения среднего коэффициента теплоотдачи
при полном испарении жидкости, которые обычно
изображаются в виде формулы a = Cqn.
При исследовании фреонов-12 и 22 в диапазоне
температур кипения /о=—20н—10°С и тепловых потоков
<7=20004-26000 ккал/(м2-ч) Бо Пиерре [1] получено
следующее уравнение:
а = 1,95 • 10~2 ( ——) ' ккал!{м? • ч • град), A)
\xc9d J
где
^р = 4,9^(^H,5; B)
d — внутренний диаметр трубы, м;
Ал: — изменение паросодержания;
L — длина трубы, м.
Результаты опытов могут быть представлены в
критериальном виде
Nu = ~ = 0,0075 (Re2 К/H'4 , C)
Л
где Я — коэффициент теплопроводности ккал/(м-чХ
Хград);
427 A i
К/ = —"— — критерий кипения; D)
At — изменение энтальпии.
По сведению Бо Пиерре [1], предложенное им
уравнение очень хорошо согласуется с результатами работ
Эшли, Брайана и Квейнта.
Альтман, Ыоррис и Штауб [2] внесли поправки в
результаты исследований Бо Пиерре и предложили
следующее уравнение:
Nu = 0,0082 (Re2 К/H'4 . E)
Лютин и Слипцевич [3], исследуя кипение фреона-22,
получили аналогичное уравнение
Nu = 0,00375 Re0'8 К0/5. F)
Богданов [4] исследовал влияние на теплоотдачу
свойств холодильного агента, скорости его течения,
температуры и величины теплового потока. На основе своих
опытов он нашел следующее выражение для
определения среднего коэффициента теплоотдачи:
G0,2 0,6
а = А Л— втКм2 • град)у G)
^0,6
где G — расход холодильного агента, кг/ч.
Влияние свойств холодильного агента и температуры
кипения учитывается величиной А, которая на основе
исследования фреонов-11, 12, 22, 113 и 142 дана для
четырех различных температур.
Чаддок и Джонстон [5] получили уравнения
для фреона-12
Nu = 0,000634 Re К0/5, (8)
для фреона-22
Nu = 0,000711 Re К0/5. (9)
Все названные выше уравнения очень просты по
своей структуре. Однако они имеют ограниченную
применимость, так как получены из определенных опытных
условий.
Широкое представление о механизме теплоотдачи при
двухфазном течении можно получить только в том
случае, если существенно расширить количество влияющих
на теплоотдачу переменных и рассматривать локальные
соотношения.
Хавла [6] проводил измерения локальных
коэффициентов теплоотдачи и потерь давления для фреона-11 в
зависимости от расхода холодильного агента, теплового
потока, паросодержания, давления насыщения,
шероховатости труб и их диаметра.
На рис. 1 изображена зависимость локального
коэффициента теплоотдачи а от теплового потока q при
постоянных температуре кипения, паросодержании,
диаметре трубы и расходе холодильного агента.
Для того чтобы показать влияние на теплоотдачу
паросодержания, сравниваются соотношения при х=0,1
(рис. \,а) и я=0,8 (рис. 1,6). На рис. 1,а видно, что
коэффициент теплоотдачи а возрастает с увеличением
теплового потока q. Влияние расхода холодильного
агента при этом незначительно. Как видно на рис. 1,6, при
малых тепловых потоках последние не оказывают
влияния на коэффициент теплоотдачи а. Это влияние
заметно только при более высоких тепловых потоках. На
теплоотдачу существенно влияет расход холодильного
агента.
Данный пример показывает необходимость
расчленения теплоотдачи на область конвективной теплоотдачи
при высоком паросодержании и соответствующих
тепловых потоках и область пузырькового кипения при низких
паросодержаниях.
Для определения потери давления на трение Хавла
[6] применил параметр двухфазного течения е,
учитывающий импульсный обмен между паром и жидкостью.
Для исследованной области кипения приводится
следующее уравнение для е:
54
w
ь
1
1'
I
!
I
/И
a
^
i—-—j
r \
J
j
\
i
i
I
i
L. 1
10°
Тепло боа поток <
5
10*
где Яж — коэффициент теплопроводности жидкости;
рп — плотность пара, кг/мК
Уравнения, применяемые для расчета теплоотдачи
при пузырьковом кипении в большом объеме жидкости,
нельзя переносить на пузырьковое кипение при течении
жидкости внутри труб. Исследованиями Хавлы [6]
установлено, что теплоотдача при пузырьковом кипении в
трубах по сравнению с кипением в большом объеме
дополнительно зависит от критериев Рейнольдса и Фруда.
Результаты опытов обрабатывались с использованием
уравнения Стефана [7].
A5)
a=aCT29Re-°>3Fr?2,
где аСт — коэффициент теплоотдачи в большом объеме,
ккал/(м2-ч-град).
Хавла и др. [8] расширили область применимости
полученных уравнений на фреоны-12, 21 и 22 благодаря
тому, что была введена зависимость параметра
двухфазного течения 8 и соответственно конвективного коэффи-
Рж
циента теплоотдачи от соотношения плотностей — *
Рп
62-
(Ъеж?гж)
-0,9
A6)
Рис. 1. Зависимость локального коэффициента
теплоотдачи а от теплового потока q по данным
Хавлы [6]. На рис. 1—За—вккал/(м2-ч-град),
q — в ккал/(м2-ч):
а — дг=0,1;
б — х=0,8.
е = 0,27-
Уж
(Яеж?гж)
(ю);
где г]ж, т]п
динамическая вязкость соответственно
жидкости и пара, кг/(м-сек);
Яеж =
Fr« =
M(l— x)d
"Пж
М2A— х?
&8*
— критерий Рейнольдса; A1)
— критерий Фруда; A2)
М — расход жидкости, кг/(м2-сек);
рж — плотность жидкости, кг/л*3;
g — ускорение силы тяжести, ж/сек2.
Так как возрастание конвективной теплоотдачи при
двухфазном течении объясняется прежде всего турбули-
зацией пленки жидкости, параметр е может быть
перенесен на уравнение теплоотдачи. Поэтому опытные
данные по теплоотдаче фреона-11 могут быть представлены
в виде уравнения
*)ж
Nti* =0,035
%i
1-х
Re'
0,825 pf0,475
A3)
В этом уравнении критерий Нуссельта Миж
образован при помощи эквивалентного гидравлического
диаметра для кольцеобразной пленки жидкости
Nuw = •
1-/1 +
1
х г ¦
Рп
-0,5
A4)
Nu* =0,935- 10"
"Пп
Re!
0,825 р.0,475
ж
Fr
Ж
х0,6
Рп
A7)
Чтобы получить средние значения коэффициентов
теплоотдачи, необходимо провести интегрирование
локальных коэффициентов теплоотдачи как по длине трубы, так
и по паросодержанию х. При этом следует применять
уравнения A5) и A7) (рис. 2). Для определения
функции a=if\(x) должно быть применено в каждом
отдельном случае то уравнение, по которому получаются более
высокие значения коэффициентов теплоотдачи.
Для повышения коэффициентов теплоотдачи при
полном испарении жидкости в гладких трубах (в первую
очередь для охладителей жидкости) применяется
внутреннее оребрение.
Шлюндер и Хавла [9] перенесли уравнения,
полученные для гладких труб, на трубы, оребренные изнутри.
Из опытов, проведенных для трех типов труб при
кипении фреона-11 (/о=10°С), получено следующее
уравнение для параметра двухфазного течения:
_ L
1 -
:0,54
(Иеж Fr*)
A8)
Результаты исследования конвективной теплоотдачи
представлены в виде уравнений
Уж
Nu* =0,23
"Пп
1
Re^Fr*™, A9)
Киж = -т—
Рп
-0,5
B0)
где dv — гидравлический диаметр, м.
Зависимости для теплоотдачи при пузырьковом
кипении были найдены так же, как и для гладких труб.
55
а
600\
500
400
300
200}=
WO
D
Г^
/
/
/
/
/
/
~Zi
у/.
—^.^
' 1
г
i^^.—
5!4\l
vlll
^4\ 4
Расчет
^ \
\v
o,z
OM 0,6 0,8 x
Рис. 2. Зависимость локальных
коэффициентов теплоотдачи а от паросо-
держания х при постоянных тепловом
потоке и расходе холодильного
агента по данным Хавлы [6]:
J — по уравнению A7); 2 — по
уравнению A5).
Для того чтобы распространить уравнения,
полученные для труб, сребренных изнутри, на соотношении для
других холодильных агентов, целесообразно
использовать зависимость параметра двухфазного течения и ко-
эффициента теплоотдачи от отношения плотностей
Рп
аналогично гладким трубам. Такой метод не является
абсолютно точным, однако вследствие отсутствия
соответствующих опытных данных может быть оправдан, так
как появляющаяся при этом ошибка вероятно
находится в пределах обычных погрешностей измерения.
Предлагаются следующие уравнения:
7* = 123-^(КежРгж)";(^)-0'9
„ Чж \ Рп /
B1)
%
Num = 6,15 . 10
х Т|ж
-3—^ Re?575 F4-775 (-^ '
1-х ж ж \ р„
B2)
__ Для гладких труб средний коэффициент теплоотдачи
а, полученный интегрированием, идентичен
коэффициенту теплоотдачи внутренней поверхности трубы at-. Для
получения коэффициента теплоотдачи аг- внутриоребрен-
ных труб необходимо корректировать средний
коэффициент теплоотдачи а в соответствии с коэффициентом
эффективности ребра rjp по уравнению
^Р
1-A-Чр)
а, = а
Лэбщ
B3)
где Fv — поверхность ребер, м2/м;
^общ — суммарная внутренняя поверхность трубы,
м2/м.
56
На рис. 3 показана зависимость среднего
коэффициента теплоотдачи а от теплового потока q по данным
различных авторов (холодильный агент — фреон-22, /0 =
= ±0°С, длина трубы 1=2 м, внутренний диаметр трубы
d=20 мм). Различие в значениях коэффициентов
теплоотдачи объясняется тем, что исследовались различные
области кипения и применялись различные методы
исследований. В то время, как некоторые авторы измеряли
средний коэффициент теплоотдачи преимущественно в
конвективной области, результаты других базируются на
исследованиях в области пузырькового кипения.
Большинство исследователей проводили свои опыты в
практических условиях, т. е. холодильный агент был
перегрет в конце трубы на 5—7°С и потому средние
коэффициенты теплоотдачи включают в себя как процесс
кипения, так и перегрева. Так как Хавла и Шлюндер [6, 8,
9] исследовали обе эти области кипения и определили
локальные соотношения теплоотдачи, результаты их
работ ближе всего подходят к действительно
протекающим процессам. Структура предложенных ими
уравнений относительно сложна, однако применение средств
вычислительной техники позволит осуществить быстрый
расчет.
Исследование в последние годы теплоотдачи при
пузырьковом кипении в большом объеме жидкости
показало, что уравнения, предложенные Стефаном [7], не
согласовываются с достаточной точностью с
результатами других авторов для других давлений и холодильных
агентов.
Результаты исследования по кипению фреона-11 при
давлении 1ч-3 кгс/см2 и воды при давлении 1 кгс/см2
представлены Стефаном [7] в виде следующего
уравнения (о шибка ±9%):
Nu =
ad*
:0,071
qd* \o>7 / gTpXjK \о»з
^(Дм
ж /
X
х
>*Pn#n
1?ж<**(/**I
0,133
: Ci/>op g0J R°n>01*3 ккал&м* • ч . град),
где а* — диаметр пузыря, м;
Т0 — температура насыщения, °К;
5 10° 3 5 10
Теплобой потоп, q
Рис. 3. Зависимость среднего коэффициента
теплоотдачи а от теплового потока q по
данным различных авторов:
/ — Богданов; 2 — Хавла; 3 — Лютин, Слип-
цевич; 4 — Альтман и др.; 5 — Бо Пиерре.
От — поверхностное натяжение жидкости, дин/см;
v,k — кинематическая вязкость жидкости, м2/сек;
г — теплота парообразования, ккал/ке;
Япоъ — шероховатость поверхности, мкм;
f — частота отрыва пузырей, сек~х;
ро — давление насыщения, кгс/см2;
с ж — теплоемкость жидкости, ккал/(кг-град).
Влияние давления на теплоотдачу при пузырьковом
кипении исследовалось Мюллером [10] при кипении
воды между давлениями 1, 52 и 181 бар. Функциональная
связь выбранных безразмерных комплексов физических
величин устанавливалась с помощью теории
размерностей. При этом наряду с собственными результатами по
кипению воды использовались заимствованные данные
по кипению бензола и фреона-113:
N
X
и=( 0,096 + 0,058
qd*
Рпа»
]
Рж </<*•) 2рж*г1 ^У
X
Л133 Г./*?п^10'22рг0.54
i*y ]
Следующее обобщенное уравнение по теплоотдаче при
пузырьковом кипении принадлежит Хиршбергу [11],
который проводил систематическое изучение влияния
различных величин по данным различных авторов.
о
Им предложено простое уравнение в виде а = В2 q ,
j_
l/— п 3
где В= 1,85 • 10"
П V]
X
S
X аж 1-1—
L \ РжУ
Коэффициенты теплоотдачи, полученные из трех
приведенных выше уравнений для условий опыта Хавлы
[6] (фреон-11 и ?0=10°С), оказались равными. Это
позволяет получить коэффициенты теплоотдачи при
пузырьковом кипении для других холодильных агентов
непосредственной подстановкой уравнений Мюллера [10]
или Хиршберга [11] в уравнение A5).
ЛИТЕРАТУРА
6.
1. Во Pierre. „Kyltekn. tidskr.", 1957, Nr. 3, S. 129-137.
2. Altman M., Norris R, Staub F. „ASME J. of
Heat Trans.", 1960, August, S. 189—198.
3. Luthin M, Slip ce vie B. „Die Kalte", 1967, Bd.
20, Nr. 9, S. 425—432.
4. Богданов С. Н. Определение коэффициентов
теплоотдачи при кипении фреонов внутри
горизонтальных труб. «Холодильная техника», 1966, № 10.
5. Chaddock. "ASHRAE Trans.", 1964, Vol. 70, S.
163—172.
С h awl a J. „VDI-Forschungsheft", Nr. 523. „Kaltetech-
nik", 1967, Bd. 19, Nr. 8, S. 246—252.
7. Stephan K. Beitrag zur Thermodynamik des War-
meuberganges beim Sieden. Abhandlung des DKV, 1964,
Nr. 18.
8. Chawla J. „Chem.-Ingr-Techn.", 1968, Bd. 40, Nr. 5,
S. 229—234.
9. Schlunder E., Chawla J. International Kaltekon-
grefi, 1967.
10. Mulle r F. Warmeubergang bei der Verdampung
unter hohen Driicken. Diss. TU, Berlin, 1965.
11. Hirschberg G. „Kaltetechnik", 1966, Bd. 18, Nr. 4,
S. 155—160.
Перевод Ю. К. СОЛОМАХИ
,,Luft-und-Kaltetechnik", 1970, Nr. 2.
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Фреоновая холодильная машина ХМВ-ФУБС9
621.572:621.564.25
Мелитопольский завод холодильного машиностроения
имени 30-летия ВЛКСМ выпускает холодильные
машины ХМВ-ФУБС9, предназначенные для охлаждения и
поддержания необходимой температуры воздуха в
стационарных торговых холодильных камерах
продовольственных магазинов и предприятий общественного
питания.
Машина состоит из компрессорно-конденсаторного
агрегата, комплекта испарительных батарей
непосредственного охлаждения, воздухоохладителей, арматурного
щита, теплообменника, фильтра-осушителя, запорной
арматуры, щитов управления и сигнализации и
соединительных трубопроводов.
Она работает в диапазоне температур кипения
—25-=—10°С при температуре воздуха, охлаждающего
конденсатор, не выше 40°С и при условии, что разность
между давлениями конденсации и кипения не
превышает 12 кгс/см2, а отношение этих давлений не более 9.
Холодильная машина ХМВ-ФУБС9 обеспечивает
температуру 0°С в камерах хранения мяса, —2°С — рыбы,
5°С — фруктов, 2°С — молока. Холодильный агент —-
фреон-12.
Принципиальная схема холодильной машины
изображена на рис. 1.
Работа холодильной машины автоматизирована.
Машина предназначена для охлаждения четырех
камер. В каждой камере установлен терморегулирующий
вентиль, который регулирует заполнение испарительных
батарей и воздухоохладителей фреоном в зависимости
от перегрева паров на выходе из них.
57
Рис. 1. Принципиальная схема холодильной машины:
/ — компрессор; 2 — испарительные батареи; 3 — воздухоохладители; 4 —
конденсатор; 5 — ресивер; 6 — фильтр-осушитель; 7 — теплообменник:
/ — камера для мяса, /Кам=0°С; // — камера для фруктов, ?Кам=5°С; /// —
камера для рыбы, /кам=-2°С; IV — камера для молока, /Кам=2°С.
Температура воздуха в камерах регулируется путем
отключения испарительных батарей или
воздухоохладителей вентилем СВМ с электромагнитным
приводом по сигналу датчика термореле Тр, чувствительный
патрон которого установлен в камере охлаждения. При
достижении требуемой температуры воздуха в камере
любое последнее термореле отключает компрессор, а при
повышении температуры воздуха в камере до
установленного предела любое первое термореле включает
компрессор.
Схемой предусмотрена автоматическая аварийная
остановка компрессора с помощью реле давления РД при
превышении давления конденсации свыше 11 кгс/см2 и
понижении давления всасывания ниже установленного.
При срабатывании защитных приборов включение
установки обслуживающим персоналом возможно лишь
после устранения причин, вызвавших аварийное
отключение.
Компрессорно-конденсаторный агрегат АКВ-ФУБС9
(рис. 2) состоит из компрессора, воздушного
конденсатора, ресивера и реле давления. Все это оборудование
смонтировано на специальной сварной раме.
Техническая характеристика агрегата
и комплектующей его аппаратуры
Холодопроизводительность машины
при температуре кипения /0——-15°С
и температуре воздуха,
охлаждающего конденсатор, ?B=20°C, ккал\я 9300
Электрическая мощность при
аналогичных условиях, кет 5,3
Бе (сухой) машины, кг 900
Компрессорно-конденсаторный агрегат:
марк АКВ-ФУБС9
вес (ухой) кг 445
Компрессор
марка 2ФУБС9
число цилиндров, шт 4
диаметр цилиндра, мм 67,5
ход поршня, мм 50
теоретический объем, описанный
поршнями, м3/ч 41,2
вес (сухой), кг 210
Электродвигатель
марка АПВ2-51-6ф
скорость вращения, об/мин ... 960
номинальная мощность, кет ... 5
напряжение, в 220/380
Конденсатор
марка кВ-60
наружная теплообменная
поверхность, м2 60
вес, кг 87
Вентилятор
тип ЦАГИ-5
число, шт 2
диаметр, мм 500
число лопаток, шт 6
производительность, м3/ч 5000
Электродвигатель вентилятора
марка АОЛ2-11-4
число, шт 2
номинальная мощность, кет . . . 0,6
скорость вращения, об/мин . . . 1440
напряжение, в 220/380
Ресивер
маРка РЛ-0,02
емкость, л 23
вес, кг . . 39
Реле давления РД-3-01
Испарительная батарея
марка ИРСН-12,5С
теплообменная поверхность, м2 . . 12,5
число, шт 5
вес, кг 33,6
Воздухоохладитель
марка . „ ЛВ09
58
теплообменная поверхность, м2 . . 9,6
число, шт 2
производительность вентилятора,
мг\я 1000
вес, кг 32
Воздухоохладитель*
марка ЗВ091
теплообменная поверхность, м* . . 9,6
число, шт 2
производительность вентилятора,
м*\ч 1000
Электродвигатель вентилятора
воздухоохладителя:
марка МО-50М
номинальная мощность, кет . . . 0,05
скорость вращения, об/мин . . . . 1440
напряжение, в 220/380
Электронагреватели воздухоохладителя
общая мощность, кет 2,9
вес, кг 47
Терморегулирующий вентиль:
марка . ТРВ-4М
число, шт 4
Термореле двухпозиционное со шкалой
— 20-г- + 10°Сс ребристым
термобаллоном:
марка ТР-1-02
число, шт 4
Щит арматурный
марка Ща-15а
вес, кг 45
Теплообменник:
марка ТФ2-32
теплообменная поверхность, м2 . . 0,3
вес, кг 16
Фильтр-осушитель
марка ОФФ-15
условное проходное сечение по
жидкости, мм 15
Соленоидный вентиль
• марка СВМ-6
число, шт 4
Мановакуумметр
марка МТК
ЮОБ-015
число, шт 2
Щит управления:
марка Щу-ФУБС9
габаритные размеры, мм 380X48QX
Х800
вес, кг . . 4,5
Щит сигнализации
марка Щс-ФУБС9
габаритные размеры, мм 140Х150Х
Х410
вес, кг 2,5
Зарядка машины, кг
фреоном-12 24
маслом
в картер компрессора 5
в ресивер 3
* Воздухоохладитель 3B09I поставляется вместо
воздухоохладителя ЗВ09 только по требованию заказчика.
Компрессор 2ФУБС9 — одноступенчатый, фреоновый,
поршневой, непрямоточный, блок-картерный,
бессальниковый с воздушным охлаждением цилиндров.
Блок-картер чугунный, литой, с установленными в нем
сменными цилиндровыми гильзами, облегчающими
ремонт компрессора. Коленчатый вал стальной,
штампованный, двухколенный, с расположением колен под углом
180°. Вал опирается на два коренных подшипника
качения. Шатунно-поршневая группа применена от
двигателя автомобиля «Москвич 401».
Шатуны стальные, штампованные с разъемными
нижними и неразъемными верхними головками. В верхние
головки шатунов запрессованы бронзовые втулки,
нижние головки залиты баббитом. Поршень непроходной,
выполнен из алюминиевого сплава, имеет в верхней
части два уплотнительных кольца и одно маслосъемное.
Всасывающие и нагнетательные клапаны
смонтированы на клапанной плите, которая крепится к блоку.
Клапанная плита одна на два цилиндра. Всасывающие
клапаны ленточные, полосовые, нагнетательные —
пятачковые, пластинчатые, нагруженные пружинами.
Система смазки в компрессоре комбинированная:
принудительная от масляного насоса — для шатунных
шеек — и разбрызгиванием — для коренных подшипников,
зеркала цилиндров, поршней пальцев и т. д. Смазочное
масло ХФ12-18.
Масляный насос реверсивный, шестеренчатый,
расположен под уровнем масла в картере компрессора.
Масло из насоса подается в коленчатый вал через
ложный подшипник. Для регулирования давления масла,
поступающего в коленчатый вал, предусмотрен
перепускной клапан. Уровень масла в компрессоре
контролируется через смотровое стекло.
Компрессор снабжен запорными вентилями на линии
всасывания и нагнетания, а также штуцерами для
подсоединения реле высокого давления, реле низкого
давления и манометров давления всасывания и нагнетания.
Конденсатор воздушный, змеевиковый, ребристый,
с принудительным воздушным охлаждением. Ресивер
стальной, сварной, горизонтальный.
Испарительная часть холодильной машины состоит
из шести настенных змеевиковых батарей
непосредственного охлаждения ИРСН-12,5С (рис. 3), двух
воздухоохладителей ЗВ09 (рис. 4), выполненных в виде
ребристой батареи непосредственного охлаждения с
вентилятором, смонтированным на кожухе аппарата.
По требованию заказчика воздухоохладитель ЗВ09
может быть заменен воздухоохладителем ЗВ091 (рис. 5),
в котором для оттаивания инея с батареи встроены
электроподогреватели внутри объема батареи и на
поддоне.
Воздухоохладитель ЗВ09 рекомендуется применять в
камерах с температурой 5—2°С, в которых снеговая
шуба успевает оттаивать во время автоматического
отключения камер. Воздухоохладитель ЗВ091 применяется
для камер с температурой + 2ч—5°С.
Щит арматурный (рис. 6) состоит из рамы /, на
которой смонтированы фильтр-осушитель 2, теплообменник
3, распределительный коллектор 4, четыре терморегули-
рующих вентиля 5 и два мановакуумметра о.
В комплект поставки машины входят также щит
управления Щу-ФУБС9 и щит сигнализации Щс-ФУБС9.
По требованию заказчика щиты поставляются на
напряжение 220 или 380 в переменного тока с нулевым
проводом. Если в заказе напряжение не указано, то щиты
поставляются на 220 в.
В заводскую поставку входят соединительные
трубопроводы (медные трубы) диаметрами: 9X1E0 м), \SX
XlE0 м), 36X2D м) и 6X1F м). Если общая длина
соединительных трубопроводов при монтаже превышает
заданную выше величину, то это дополнительное
количество трубопроводов укомплектовывается самим
заказчиком.
Поставляются также специальные прокладки,
накидные гайки и фреон в количестве 24 кг в баллонах
емкостью 12 л.
59
Рис. 2. Компрессорно-конденсаторный агрегат АКВ-ФУБС9:
/ — конденсатор; 2 — вентилятор; 3 — электродвигатель вентилятора; 4 —
диффузор; 5 — ресивер; 6 — компрессор; 7 — рама.
Жидкий
Нот5. 013
^ЗЖ31 Г
VWJ
160
Рис. 3. Испарительная батарея ИРСН— 12,5С.
625
U75
467
Ооздух
Парообразный
««с —
шреон By 15
Жидкий )
срреонЛуб
238
Рис. 4. Воздухоохладитель ЗВ09:
/ — электродвигатель вентилятора; 2 — диффузор; 3 — теплообменная поверхность
воздухоохладителя; 4 — вентилятор; 5 — рама; 6 —- терморегулирующий вентиль.
Монтажная схема
лодогребат&лей на 220 6
Вариант
380 6
Рис. 5. Воздухоохладитель
ЗВ091:
1 — электродвигатель вентиля-
/г сети тора; 2 — диффузор; 3 — теп-
380 6 лообменная поверхность
воздухоохладителя; 4 — вентилятор;
5 — рама; 6 —
терморегулирующий вентиль; 7 —
электронагреватели.
Рис. 6. Щит арматурный.
Рис. 7. Зависимость холодопроизводительно-
сти и электрической мощности агрегата
АКВ-ФУБС9 от температуры кипения при
различных температурах воздуха,
охлаждающего конденсатор.
Зависимость холодопроизводительности и
электрической мощности агрегата АКВ-ФУБС9 от температуры
кипения при различных температурах воздуха,
охлаждающего конденсатор, приведена на рис. 7.
Все составные части машины, кроме соединительных
трубопроводов, осушены, заглушены и заполнены сухим
азотом до давления 0,3—1 кгс/см2. Соединительные
трубопроводы осушены и заглушены.
В комплект поставки входят запасные части,
инструмент, техническая и отчетная документации.
Завод-поставщик гарантирует надежную работу холодильной
машины с использованием комплектующих запасных
частей в течение двух лет со дня отгрузки (но не более
8000 ч работы) при условии соблюдения правил
хранения и эксплуатации.
О. В. КОЗЛОВА, В. В. КАТЕРУХИН — ВНИИхолодмаш
В. Я. ПАНЧЕНКО — Мелитопольский завод
холодильного машиностроения им. 30-летия ВЛКСМ
3 ¦ > ' ' ' ¦
-25 -Z0 -15 . -10 -5 О
t0;o
Рефераты
536.24.002.5:621.564.25
Новые конструктивные элементы фреоновой
ребристой теплообменной аппаратуры. СЕРГЕЕВ О. А., БЕЛ-
КОВСКИЙ И. С, КРОТКОВ В. Н. «Холодильная
техника», 1971, № 5.
Описаны результаты исследований по унификации
теплообменной оребренной фреоновой аппаратуры и
разработке технологии ее изготовления. Приведены примеры
компоновки аппаратов из унифицированной секции,
конструктивные решения узлов аппаратов. Иллюстраций 2.
621.575.001.5
Испытание абсорбционной холодильной установки на
растворе фреона-22 и диметилового эфира тетраэтилен-
гликоля. УСЮКИН И. П., ЧУМАЧЕНКО А. Д.,
КОЛОСКОВ Ю. Д. «Холодильная техника», 1971, № 5.
Показана практическая возможность использования
раствора фреон-22—ДМЭТЭГ в качестве рабочего
вещества для АХУ в области умеренно низких отрицательных
и невысоких плюсовых температур. Библиографий 6.
Иллюстраций 6.
621.575:661.715
О применении углеводородных абсорбционных
холодильных машин. ФРИДШТЕЙН В. И., АЭРОВ М. Э.,
ЗЕЛЕНЦОВА Н. И., ФИЛИЧ Л. Е. «Холодильная
техника», 1971, № 5.
Рассмотрены возможности применения углеводородных
абсорбционных холодильных машин. Установлено, что
наиболее перспективными АХМ для получения холода
умеренного потенциала при температурах греющего
источника <100°С на предприятиях нефтехимической
промышленности являются углеводородные AXiM с
поджимающим компрессором. Таблиц 3. Библиографий И.
Иллюстраций 4.
621.57.045:621.577
Испытание регенеративного теплообменника теплового
насоса НТ-40. ЯПУНОВ И. Ф., ИВАНОВ И. Н.
«Холодильная техника», 1971, № 5.
Проведены исследования теплообменников,
работающих в системе теплового насоса на фреоне-12.
Установлено, что оптимальной для теплового насоса НТ-40
является поверхность теплообменника 5 м2. Иллюстраций 2.
CONTENTS
Implement in Life the Programme of Communist
Creation Determined by 24th Congress of CPSU 1
0. A. Sergeyev, I. S. Belkovsky, V. N. Krotkov.
New Construction Elements of Freon Finned
Heat Exchange Equipment 5
1. P. Usyukin, A. D. Chumachenko, U. D. Koloskov.
Tests of Absorption Refrigerating Plant
Operating with Solution of Freon-22 and Dimethyl
Ether of Tetraethylene Glycol 7
V. I. Friedstein, M. E. Aerov, N. I. Zelentsova,
L. E. Filich. Utilisation of Hydrocarbon Absorption
Refrigerating Machines 10
I. F. Yatsunov, I. N. Ivanov. Tests of Heat Pump
Type NT-40 Regenerative Heat Exchanger ... 14
U. D. Nikolayev, V. I. Peshel. Transport Air
Coolers with Unified Thermoelectric Battery 16
621.565.945:621.565.83
Транспортные воздухоохладители с унифицированной
термоэлектрической батареей. НИКОЛАЕВ Ю. Д.,
ПЕШЕЛЬ В. И. «Холодильная техника», 1971, № 5.
Статья представляет собой обобщение многолетних
работ ВНИИавтоприборов по применению
термоэлектрического охлаждения для улучшения условий труда на
транспорте. Описываются унифицированная
термоэлектрическая батарея и конструкции воздухоохладителей,
предназначенных для локальной подачи охлажденного и
очищенного воздуха к рабочему месту водителей
автобусов, больших грузовых автомобилей, тракторов и т. п.,
работающих в условиях повышенных температур
окружающего воздуха. Иллюстраций 4.
621. 175.3
Методика расчета вентиляторных градирен с
орошаемыми регулярными насадками. КОКОРИН О. Я., ГОГО-
ЛИН В. А. «Холодильная техника», 1971, № 5.
Описана методика расчета противоточных
вентиляторных градирен с помощью чисел единиц переноса полного
тепла и энтальпийного к.п.д. по испарительному
охлаждению. Даны результаты теплотехнических испытаний
вентиляторной градирни с сотоблочной насадкой.
Таблиц 1. Библиографий 5. Иллюстраций 4.
57:543.8.037.5
Исследование эвтектических зон замороженных
биологических объектов. ПОДОЛЬСКИЙ М. В., ЛАКОВ-
СКАЯ И. А. «Холодильная техника», 1971, №5.
Проведено исследование эвтектических зон
замороженных биологических объектов. Установлено, что
эвтектическая температурная зона эритроцитной массы
находится в пределах от —38 до —28°С. Увеличение конечной
концентрации ограждающих компонентов (полиглюкина
и поливинилтерролидана) перемещает эвтектическую
температурную зону в область более низких температур.
Библиографий 7. Иллюстраций 5.
634.11.037.5
Интенсивность выделения этилена яблоками при
холодильном хранении. КОЛЕСНИК А. А., ДОРОФЕЕВА Е. В.
«Холодильная техника», 1971, № 5.
Изучено изменение интенсивности выделения этилена
яблоками разных сортов при холодильном хранении.
Исследования свидетельствуют о полном совпадении
изменения интенсивности выделения этилена и дыхания.
Наибольшее количество этилена как в процессе
холодильного хранения, так и при 20°С яблоки выделяют в период
полного созревания. Яблоки лежкоспособных сортов
обладают более высоким уровнем синтеза и выделения
этилена, чем плоды нележких сортов. Таблиц 2.
Библиографий 11. Иллюстраций 1.
СОДЕРЖАНИЕ
Воплотить в жизнь программу коммунистического
созидания, начертанную XXIV съезд ж КПСС 1
О. А. Сергеев, И. С. Белковский, В. Н. Кротков.
Новые конструктивные элементы фреоновой
ребристой теплообменной аппаратуры 5
И. П. Усюкин, А. Д. Чумаченко, Ю. Д. Колосков.
Испытание абсорбционной холодильной
установки на растворе фреона-22 и диметилового эфира
тетраэтиленгликоля 7
В. И. Фридштейн, М. Э. Аэров, Н. И. Зеленцова,
Л. Е. Филич. О применении углеводородных
абсорбционных холодильных машин 10
И. Ф. Яцунов, И. Н. Иванов. Испытание
регенеративного теплообменника теплового насоса
НТ-40 : 14
Ю. Д. Николаев, В. И. Пешель. Транспортные
воздухоохладители с унифицированной
термоэлектрической батареей 15
63
О. Y. Kokorin, V. A. Gogolin. Method of
Calculating Induced Draught Cooling Towers with
Sprayed Regular Filling
M. V. Podolsky, I. A. Lakovskaya. Investigation of
Eutectic Zones of Frozen Biological Objects . .
A. A. Kolesnik, E. V. Dorofeyeva. Intensity of
Ethylene Evolution by Apples During Cold
Storage
From dissertations
G. F. Smirnov, I. 1. Lukanov. Investigation of Heat
Transfer at Condensation of Freon-II on Bundle
of Finned Tubes
V. S. Orlov, G. L. Serebryanij. Investigation of
Thermoelectric Refrigerators with Forced Air
Circulation
Practice exchange
Precise Measuring of Compressor Speed
L. S. Persiyaninov, V. S. Zakharov. I. Report of
VNIKHI
V. S. Uzhansky, V. A . Khromov, A. S. Zlobin.
II. Report of VNIIkholodmash
Recommendations for Projecting Automatization of
Ammonia Refrigerating Plants with Pumpless
and Brine Cooling Systems
Miscellany
Scientific-Technical Conference of Young Refri-
gerationists
Foreign technical news
G. Hommann. Heat Transfer at Evaporation of
Refrigerants in Horizontal Bare and Finned
Pipes
Reference data
O. V. Kozlova, V. V. Katerukhin, V. V. Panchenko.
Freon Refrigerating Machine Type HMV-FUBS9
Summaries
О. Я. Кокорин, В. А. Гоголин. Методика расчета
вентиляторных градирен с орошаемыми регуляр-
19 ными насадками 19
М. В. Подольский, И. А. Лаковская. Исследование
23 эвтектических зон замороженных биологических
объектов 23
A. А. Колесник, Е. В. Дорофеева. Интенсивность
27 выделения этилена яблоками при холодильном
хранении 27
Из диссертационных работ
Г. Ф. Смирнов, И. И. Луканов. Исследование теп-
31 лоотдачи при конденсации фреона-11 на пучке
оребренных трубок 31
B. С. Орлов, Г. Л. Серебряный. Исследование тер-
33 моэлектрических холодильников с
принудительной циркуляцией воздуха 33
Обмен опытом
Точное измерение скорости вращения компрессо-
38 Ров
Л. С. Персиянинов, В. С. Захаров. I. Сообщение
38 ВНИХИ 38
В. С. Ужанский, В. А. Хромов, А. С. Злобин.
II. Сообщение ВНИИхолодмаша 38
4П Рекомендации по проектированию автоматизации
аммиачных холодильных установок с
безнасосными и рассольными системами охлаждения . 40
Хроника
53 Научно-техническая конференция молодых
специалистов 53
Новости иностранной техники
Г. Хомман. Теплоотдача при кипении холодиль-
54 ных агентов в горизонтальных гладких и
оребренных трубах 54
Справочный отдел
О. В. Козлова, В. В. Катерухин, В. Я. Панченко.
57 Фреоновая холодильная машина ХМВ-ФУБС9 57
63 Рефераты : 63
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: В. М. Шавра (главный редактор),Д. Г. Рютов (зам.
главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Б. С. Вейнберг, А. А.
Гоголин, В. А. Дедух, М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С. Мартынов, проф.
В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34, доб. 49
Т—08035 Сдано в набор 3/111—1971 г. Подп. к печ. 29/IV—1971 г.
Объем 4 п. л. Уч.-изд. л. 8.30 Усл. л. 6,72 Формат 84Xl08!/i6
Тираж 17730 Заказ 933
Типография изд-ва «Московская правда». Потаповский пер., 3.