Автор: Чумак И.Г. Чепуренко В.П. Ларьяновский С.Ю.
Теги: пневмоэнергетика машины и инструменты холодильная техника холодильное оборудование теплоэнергетика теплотехника учебник для вузов
ISBN: 5—10—000035—X
Год: 1991
Текст
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение .............................. ... 3
Раздел I. Теоретические основы процессов и аппаратов холодильных
установок ...................... 5
1. Назначение холодильных установок, их классификация и
характеристики.................... . . . 5
1 i. Определение холодильной установки ................ 5
1.2. Промышленные технологии, применяющие холод 5
1.3. Классификация холодильных установок и станций 9
Контрольные вопросы и задания 11
2. Основные теплообменные аппараты холодильных установок . . 12
2.1. Назначение и роль теплообменных аппаратов в схеме
холодильной установки . . ... 12
2.2 Испарители ................. 15
2.3. Воздухоохладители и охлаждающие батареи . 19
2.4. Конденсаторы.............. ... 23
Контрольные вопросы и задания 33
3. Системы и устройства подвода и отвода теплоты 33
3.1 Системы охлаждения 33
3.2. Безнасосные системы непосредственного охлаждения 37
3.3. Насосно-циркуляционные системы охлаждения 41
3.4. Системы с промежуточным хладоиосителем . . 49.
3.5 Системы с аккумулятором холода . . .' 7 . . 55
3.6. Фреоновые системы охлаждения . 62
3.7. Системы отвода теплоты конденсации . 72
Контрольные вопросы и задания ..................... 81
4. Основы теплового и гидродинамического расчетов теплообмен-
ных аппаратов холодильных установок ........................ 81
4 1 Общие положения по проектированию теплообменных
аппаратов ....................... ... 81
4.2. Выбор, расчет и конструирование теплообменного
аппарата.......................................... 84
4.3. Уравнение балансов теплообменной аппаратуры ... 86
4.4. Способы представления характеристик теплообменных
аппаратов без фазовых превращений теплоносителей . 90
4.5. Тепловой расчет рекуперативных теплообменных ап-
паратов ...... 99
4 6. Тепло- и массообмен и гидродинамика двухфазных
потоков в трубах..................................... 107
4.7. Низкотемпературные тепловоды .................... 118
4.8. Тепловой расчет регенеративных теплообменных аппа-
ратов .... ......................... 125
4.9. Теплообмен, и гидравлические сопротивления в псевдо-
ожиженных слоях......................................... 130
4.10. Оптимизация температурного перепада в воздухоохла-
дителе морозильного аппарата . . ... 136
4.11. Теоретические основы процесса тепло- и массообмена
в градирнях........................................... 143
4.12. Гидравлическое ' сопротивление теплообменных аппа-
ратов 147
Контрольные вопросы и задания....................... 157
5. Машинные отделения холодильных установок и станций . . (57
5.1. Общие принципы компоновки машинных отделений
(залов) .............................................. 157
5.2. Выбор испарителей и конденсаторов. Агрегатиро-
вание ...........................". 159
5.3. Планировки машинных отделений . 161
5.4. Разводка и прокладка трубопроводов 165
Контрольные вопросы и задания .'.... . 168
6. Изоляция и теплоизоляционные' конструкции холодильников 168
6.1. Теплоизоляционные материалы 168
6.2. Тепло- и массообмен в изоляции..................... 171
6.3. Коэффициент теплопроводности изоляции . 172
6.4. Расчет зоны конденсации в изоляции . 173
6.5. Расчет и выбор изоляции ... ........... 177
6.6. Расчет судовых изоляционных конструкций 182
Контрольные вопросы ц, задания...................... 184
7. Компоновка холодильных установок для различных технологи-
ческих процессов . . 184
7.1. Технологические процессы........................... 184
7.2. Компоновка камер холодильной обработки с использова-
нием поточных методов.................................. 189
7.3. Компоновка камер хранения.......................... 191
7.4. Компоновка камер хранения фруктоовощехранилищ . 192
7.5. Расчет систем воздухораспределения ... 193
7.6. Компоновка систем отвода теплоты конденсации . 199
7.7. Воспомогательное оборудование . 200
Контрольные вопросы и задания ...................... 206
Раздел П. Применение холода в различных отраслях промышленности 207
8. Холодильники . .......... . . . 207
8.1. Классификация холодильников ......... 207
8.2. Классификация камер холодильников . 214
8.3. Характеристика камер холодильников................. 216
8.4. Тепло- и массообмен при холодильной обработке и
хранении продуктов ... . . 218
8.5. Системы внекамерного отвода теплоты................ 236
8.6. Системы охлаждения камер холодильной обработки
плодов и овощей....................' 240
Контрольные вопросы и задания . 245
9. Проектирование холодильников ..... 246
9.1. Общие положения по проектированию ...... 246 .
9.2. Определение вместимости холодильника............... 248
9.3. Основные планировочные решения холодильников . . . 250
9.4. Определение тепловых нагрузок на холодильное обору-
доваиие ........................ - • •
9.5. Подбор ' оборудования машинных и аппаратных от-
делений . .............................................
9.6. Борьба с промерзанием грунта под полами холодиль-
ников ......................................
. Контрольные вопросы и задания ..............
10. Холод в нефтяной, газовой и химической промышленности
10.1. Общие требования к охлаждающим системам .
10.2. Нефтяная промышленность .
10.3. Газовая промышленность .
10.4. Химическая промышленность .
Контрольные вопросы и задания .
11. Холод в машиностроении и металлургии .
11.1 . Обработка металлов холодом.....................
11.2 . Стабилизация и восстановление размеров стальных
деталей охлаждением..................
11.3 . Охлаждение ванн анодирования..............
11.4 . Осушение сжатого воздуха холодильным'и машинам .
I 1.5. Гибка труб с замороженной в них водой .
'Контрольные вопросы и задания .
12. Холод в строительной технике.............
12.1. Искусственное замораживание грунтов.............
12.2. Основы теплового расчета при замораживании грунтов
12.3. Замораживание грунтов жидким азотом.............
12.4. Льдогрунтовые хранилища для жидких углеводородов
12.5. Сезоннодействующие установки для замораживания
грунтов .............................
12.6. Охлаждение бетонных сооружений.............
Контрольные вопросы и задания . ..............
13. Холод в метрологической службе при аттестации оборудования
13.1. Классификация установки . ...........
13.2. Климатические установки
13.3. Высотные установки.........
Контрольные вопросы и задания . . .........
Раздел III. Холодильное и технологическое оборудование предприятий
промышленности и торговли..............
14. Технологическое холодильное оборудование
14.1. Морозильные аппараты . .
14.2. Сублимационные установки
14.3. Технологические кондиционеры
14.4. Торговое холодильное оборудование
Контрольные вопросы и задания .
15 Производство водного льда ... ...
15.1 . Основные физические свойства водного льда
15.2 . Физические основы образования льда ....
15.3 . Теплопередача и льдообразование у охлаждаемых
стенок .... г ............
15.4 . Льдогенераторы
Контрольные вопросы и задания .
16. Сухой лед I............................
16.1. Общие сведения..................................
16.2. Технологические схемы производства жидкого диоксида
углерода . . ...........
16.3. Технологические схемы производства сухого льда
16.4. Применение сухого льда ....
Контрольные вопросы и задания
17. Концентрирование вымораживанием . •
17.1. Концентрирование жидких пищевых продуктов . .
I 17.2.^Физические основы ...
17.3. Технология 'производства . . . .................
17.4. Промышленные способы концентрирования выморажи-
ванием ................................................ ggg
Контрольные вопросы и задания .... 389
18. Холодильный транспорт ggg
18.1. Общие сведения . >. ............... ggg
18.2. Железнодорожный холодильный транспорт 390
18.3. Автомобильный холодильный транспорт . 393
18.4. Водный холодильный транспорт 39g
18.5. Рефрижераторные контейнеры 39g
Контрольные вопросы и задания . 400
Раздел IV. Эксплуатация и ремонт холодильных установок . 401
19. Основы эксплуатации холодильных установок ... 401
19.1. Общие положения................................. 401
19.2. Поддержание оптимального режима работы холодиль-
ных установок.......................................... 402
19.3. Неполадки в работе холодильных установок 404
19.4. Повышение надежности холодильных установок . . . 409
19.5. Повышение безопасности эксплуатации холодильных
установок ..............................................410
19.6. Особенности эксплуатации фреоновых холодильных
установок . ... . 4]4
19.7. Методы определения и предотвращения утечек- хлад-
агента во фреоновых холодильных установках . . . . 417
19.8. Влага и воздух в системе фреоновых холодильных
установок ............................................. 418
19.9. Масло в системе фреоновых холодильных установок . 422
19.10. Особенности эксплуатации малых холодильных уста-
новок .......................... . 429
Контрольные вопросы и задания......................430
20. Основы технического обслуживания и ремонта холодильных
установок ...... . . 430
20.1. Понятие об износе . ................430
20.2. Эксплуатационные показатели качества компрессоров 43g
20.3. Неисправности механизмов, сопряжений и деталей . 437
20.4. Виды ремонта.......................... . . . 439
20.5. Дефектация и методы дефектоскопии . 441
20.6. Ремонт поршневых компресссоров . . 446
Контрольные вопросы и задания . . 455
21. Энергосберегающие холодильные системы .... 455
21.1. Преобразование энергии в тепловых насосах .... 455
21.2. Термодинамические основы энергетического анализа
теплонасосных установок ... 458
21.3. Источники низкопотенциальной теплоты . 465
21.4. Схемные решения по устройству ТНУ.................467
21.5. Технико-экономические предпосылки развития тепловых
насосов . . 479
21.6. Применение тепловых насосов . 480
21.7. Системы аккумулирования и транспортирования теплоты 481
Контрольные вопросы и задания . 486
Основные обозначения ...... ........... 487
Список рекомендуемой литературы.....................................490
Раздел I
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
1. НАЗНАЧЕНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК,
ИХ КЛАССИФИКАЦИЯ И ХАРАКТЕРИСТИКИ
1.1. Определение холодильной установки
Холодильные установки представляют собой комплекс, вклю-
чающий холодильные машины, аппараты и сооружения, пред-
назначенный для получения, транспортирования и использования
искусственного холода в технологических процессах в пищевой,
химической, металлургической, горной, нефтяной, газовой и
медицинской промышленности. В этом смысле холодильная уста-
новка в дополнение к четырем основным элементам, составляю-
щим холодильную машину (или в дополнение к основным эле-
ментам безмашинного охлаждения), включает еще аппараты,
приборы, трубопроводы и даже сооружения, необходимые как
для совершения технологических процессов при низких темпера-
турах, так и для рациональной эксплуатации холодильного
оборудования в течение длительного времени. Холодильные
установки используют также для аккумулирования, транспорти-
рования и хранения вторичных энергоресурсов. Для этого при-
меняют повышающие или понижающие термотрансформаторы с
использованием хемотермических реакций, например водоам-
миачные абсорбционные холодильные установки. Используются
гелиоустановки в комплексе с фреоновыми котлами для получе-
ния и преобразования энергии, т. е. развивается низкотемпера-
турная энергетика.
1.2. Промышленные технологии, применяющие холод
Осуществление различных технологических процессов при
температурах ниже температуры окружающей среды связано с
производством искусственного холода. Этих технологий стано-
вится все больше, и они находят все большее применение во
многих отраслях народного хозяйства. Остановимся на рас-
смотрении наиболее важных технологий по отраслям промышлен-
ности.
Холодильная технология пищевых продуктов охватывает
сельское хозяйство; перерабатывающую — мясную и молочную
промышленность; торговлю; транспорт (автомобильный, желез-
нодорожный и водный); рыбодобывающую и рыбоперерабаты-
вающую с рыбопромысловыми и перерабатывающими базами
и судами.
Для осуществления холодильной технологии пищевых продук-
тов в СССР создана холодильная цепь, звенья которой пред-
назначены для создания необходимых температурно-влажност-
ных режимов для холодильной обработки, хранения, транспорти-
рования и реализации пищевых продуктов.
С целью обеспечения длительного сохранения высокого
качества скоропортящихся продуктов холодильные установки
должны поддерживать нужный технологии температурный режим
среды: для охлаждения до —5 °C, замораживания —35 -4 40,
хранения продуктов в охлажденном виде 0 4--2, в заморожен-
ном —20 4----------------------------------30 °C. Температурный режим транспортных рефри-
жераторов зависит от вида перевозимых продуктов и предвари-
тельного (дэ перевозки) процесса холодильной технологии — их
охлаждения или замораживания.
Перерабатывающая промышленность и торговля являются
крупными потребителями холода. С помощью холодильной техно-
логии в этих отраслях обрабатывают не менее 50 млн т различ-
ных продуктов животного и растительного происхождения. По-
требность в холоде непрерывно возрастает. Именно из-за недо-
статочного использования искусственного холода в мире теряется
в среднем 25—30 % произведенных пищевых продуктов.
Развивающейся отраслью промышленности является кон-
центрирование соков, получение сухих порошков из концентри-
рованных соков, а также продуктов с промежуточной рлаж-
ностью с целью их хранения при обычных температурах, субли-
мационная сушка.
Холодильная цепь пищевой технологии использует различные
холодильные установки: одно- и двухступенчатого сжатия
(см. 1.3). Для осуществления технологии обработки холодом
используют как холодильники, так и различные морозильные
аппараты.
В технологических процессах в нефтяной, газовой и химиче-
ской промышленности применяют искусственный холод в диапа-
зоне умеренных температур (примерно до —100 °C).
В нефтяной промышленности искусственное охлаждение ис-
пользуют в технологических процессах, где применяют в основ-
ном системы непосредственного кипения холодильного агента в
поверхностных аппаратах. Выбор холодильного агента опреде-
ляется условиями работы предприятий. Чаще всего используют
углеводороды, которые имеются в достаточном количестве на
данном производстве. Они имеют высокую молекулярную массу,
и поэтому возможно применение в холодильной установке цент-
робежных компрессоров. “
В газовой промышленности искусственный холод применяют
при подготовке газа к транспортированию и при переработке
нефтяных и природных газов газоконденсатных месторождений.
При этом используют как внешние, так и. внутренние холодиль-
ные циклы, в которых холод получают в процессе переработки
газа (дросселирование жидкостей или расширение газа), а
также комбинированные циклы. Температура транспортируемого
газа —5 25 °C, давление 5,5 МПа. Потребность в холоде из-
меряется десятками тысяч киловатт и требует применения высо-
копроизводительного турбокомпрессорного оборудования с газо-
выми или паровыми приводами компрессоров. В холодильных
установках используют аппараты воздушного охлаждения, а в
качестве хладагента — углеводороды (этан, пропан), которые
получают при переработке газов.
Одним из основных процессов, применяемых при переработке
газа, является процесс низкомолекулярной конденсации, осно-
ванный на различии температур конденсации компонентов, вхо-
дящих в состав газа. Низкотемпературная конденсация компо-
нентов проходит при разных температурах на одно-, двух- и
трехступенчатых температурных уровнях, которые получают в
соответствующих холодильных установках.
В химической промышленности (получение этилена, фарма-
цевтических и биохимических препаратов, производство азотное,
синтетического каучука, хлора и др.) имеется многообразие
систем холодоснабжения с различным типом холодильных
машин, начиная с небольших поршневых компрессоров и кончая
крупными центробежными агрегатами производительностью в
несколько тысяч киловатт. Широко применяют абсорбционные
установки, использующие теплоту технологических процессов,
либо теплофикационные отборы ТЭЦ.
Азотное производство включает предприятия синтеза аммиака
и некоторые производства азотной кислоты. Основная часть
холода при производстве аммиака потребляется агрегатом
синтеза для конденсации аммиака из азотно-водородно-аммиач-
ной смеси высокого давления при температурах кипения хлад-
агента (—10 4---12 °C), а также для конденсации аммиака при
температурах кипения —30 4----34 °C. Для производства аммиа-
ка применяют теплоиспользующие абсорбционные водоаммиач-
ные машины и аммиачные центробежные компрессорные агре-
гаты. Для ' производства этилена используют искусственный
холод температурных уровней от 6 до —100 °C. При этом приме-
няют системы непосредственного кипения на холодильниках аген-
тах— этилене и пропилене (продуктах данного производства).
Производство синтетического каучука основано на полимери-
зации непредельных углеводородов — мономеров, для чего тре-
буется искусственный холод на температурном уровне от 7 до
—40 °C. Вторая стадия технологии получения каучука проводит-
ся при —100 °C.
Хлор выделяется из газовой смеси в результате фракционной
конденсации, где применяют абсорбционные водоаммиачные хо-
лодильные установки с температурой кипения —45 °C или фре-
оновые установки с температурным режимом 5, —20, —65 °C,
оборудованные центробежными компрессорными машинами.
Крупным потребителем холода в химической промышлен-
ности является производство химических волокон, изготовленных
из различных видов синтетических полимеров. В данной отрасли
применяют только системы охлаждения с промежуточным хладо-
носителем с температурным уровнем 20-4---10 °C. Потребность
в холоде крупных комбинатов достигает 35—58 МВт.
Технологические процессы в производстве химико-фармацев-
тических препаратов, витаминов и антибиотиков сопровождаются
потреблением искусственного холода на температурном уровне
— 10 4- —15 °C.
При получении белково-витаминных концентратов путём
синтеза смеси жидких парафинов нефти и минеральных солей
со специальной культурой дрожжей потребность в холоде
весьма значительна: 1 т продуцента в производстве белково-
витаминных концентратов выделяет 16 ГДж теплоты, производ-
ство лизина — до 54,5 ГДж. При современной мощности заво-
дов потребность в холоде измеряется десятками тысяч киловатт.
Холод применяется при термической обработке сталей, стаби-
лизации и восстановлении размеров деталей, запрессовке для
создания неподвижных посадок, для охлаждения ванн анодиро-
вания, старения алюминиевых сплавов, осушке сжатого воздуха,
гибке труб с замороженной в них водой, в установках конди-
ционирования воздуха.
Температурные режимы перечисленных холодильных техно-
логий обработки металлов находятся в пределах —30 4-120 °C.
В верхнем интервале можно использовать серийно выпускаемые
парокомпрессионные машины двухступенчатого . сжатия (до
—60 °C) и каскадные машины (до —80 °C). Возможно снижение
температурного уровня до —120 °C, если применить смеси холо-
дильных агентов.
В строительной технологии применяют искусственный и есте-
ственный холод для замораживания грунтов при строительстве
подземных сооружений (шахт, туннелей, хранилищ сжиженного
газа), для создания противофильтрационных завес в плотинах
мерзлого типа и других гидротехнических сооружениях, а также
для укрепления грунтов у основания зданий, нефте- и газопро-
водов, для охлаждения массивных бетонных сооружений (мас-
сивных плотин и т. п.). «
1.3. Классификация холодильных установок и станций
Все типы холодильных установок можно классифицировать
по ряду сходных признаков. Каждый из них отражает только
одну характерную особенность установки, поэтому в определении
холодильной установки может быть два и более признака. Холо-
дильные установки или станции могут различаться по следую-
щим показателям (признакам).
По назначению: стационарные и передвижные с централизо-
ванным и децентрализованным охлаждением для холодоснабже
ния, теплоснабжения, смешанного тепло- и холодоснабжения, для
аккумулирования тепловой энергии и ее транспорта и утилиза-
ционные энергоустановки.
По' производительности: крупные — производительностью
свыше 3,0 МВт; Средние — до 1,00 МВт, мелкие — до 60 кВт.
По температурному режиму: высокотемпературные (10 4-
----10 °C), среднетемпературные (5 4--20 °C) и низкотемпера-
турные (—20 4-------------------------120 °C).
По режиму работы: стационарные, нестационарные, непре-
рывные или цикличные, нестационарные с аккумулятором тепло-
вой энергии.
По виду холодильного агента: аммиачные, фреоновые, этано-
вые, пропановые, углекислотные, на смесях холодильных агентов.
По виду охлаждения: с непосредственным, промежуточным
охлаждением.
По виду потребляемой энергии: с приводо_м от электродвига-
теля или от газовой турбины, работающие на вторичных энерго-
ресурсах (абсорбционные холодильные установки), использую-
щие естественный холод (тепловые трубы) и гелиоустановки.
Стационарные холодильные установки с централизованным
охлаждением применяют для всех видов распределительных и
производственных холодильников, в металлургической, химиче-
ской и нефтехимической промышленности.
Децентрализованное охлаждение используют для различных
технологических процессов химической промышленности, на
некоторых типах холодильников, т. е. в основном там, где необхо-
димо создавать локальные температурные условия или где приме-
няют агрегатированные холодильные машины в блоке с испари-
телями для создания требуемого технологического режима.
Стационарные холодильные установки с централизованным
охлаждением могут быть средней и большой производительности,
причем для химических комбинатов иногда достигать нескольких
десятков тысяч киловатт. Установки децентрализованного охлаж-
дения по холодопроизводительности чаще всего относятся к
мелким и средним.
Высокотемпературные холодильные установки малой и сред-
ней холодопроизводительности работают по одноступенчатому
циклу, их комплектуют поршневыми или винтовыми компрессора-
ми. Крупные холодильные установки можно комплектовать также
турбокомпрессорами или абсорбционными холодильными маши-
нами.
Низкотемпературные холодильные установки комплектуют
двухступенчатыми или каскадными холодильными машинами, в
химической промышленности — турбокомпрессорами.
Рассматривая режимы работы холодильных установок, следу-
ет указать на условность в определении стационарного режима.
Практически режим работы холодильной установки всегда неста-
ционарный, так как наблюдаются колебания температуры с за-
данной амплитудой около среднего ее значения. Такие режимы
характерны для холодильных установок распределительных, про-
изводственных холодильников. Нестационарные режимы свойст-
венны установкам и системам, обрабатывающим тела, в которых
протекают процессы с фазовыми переходами и перемещением
зоны промораживания. Температурный режим зависит от изме-
нения тепловой нагрузки. Последняя изменяется по разным
законам, особенно при цикличных процессах загрузки аппаратов
или камер для замораживания. Для сглаживания тепловой
нагрузки и ее стабилизации применяют аккумуляторы холода.
Рассматривая особенности холодильных установок в зависи-
мости от используемого рабочего тела, следует отметить, что
их специфика определяется свойствами хладагентов. Однокомпо-
нентные чистые хладагенты, находящиеся в эксплуатации в
современных холодильных установках, хорошо изучены, и имеет-
ся достаточное количество рекомендаций, отражающих специфи-
ку холодильных установок. В Монреале подписано международ-
ное соглашение (1986 г.), которое требует постепенного
исключения применения хлорфторуглеводородов в быту и в про-
мышленности из-за разрушения озонового слоя в атмосфере
Земли. Выполняя Монреальское соглашение, в нашей стране
ведется работа по замене фреонов, сильно воздействующих на
озоновый слой в атмосфере. Предлагаются альтернативные
хладагенты (табл. 1).
Широко применяют смеси хладагентов для технологических
процессов двухтемпературных уровней (домашние холодильни-
ки), а также процессов с переменной температурой подвода и
отвода теплоты.
Аммиачные холодильные установки, самые распространенные
и экологически наиболее чистые, применяют для холодоснабже-
1. Альтернативные хладагенты
Применяемые Альтернативные
Фреон Ц, °C А* Фреон Г„ °C А*
R11 23,6 1,0 123а 27,1 0,03
R12 —30 1,0 134а —26,8 0
113 46,8 0,8 132а 46,8 0,05
114 3,6 1,0 133а 6,1 0
12В1 —3,8 3,0 142В —9 0,05
13В1 —57,8 10,0 32 —51,6 0,05
* Коэффициент, показывающий относительную активность воздействия на озоно-
вый слой Земли.
ния предприятий пищевой, химической, металлургической и дру-
гих. промышленностей. Такие холодильные установки потребляют
большое количество электрической энергии. Перед низкотемпе-
ратурной энергетикой стоит задача использовать для холодо-
снабжения, особенно централизованного и для больших потреби-
телей, абсорбционные холодильные установки, которые работают
на вторичных энергоресурсах.
Приводы от газовых либо паровых турбин используют для
высокопроизводительных центробежных компрессоров, предназна-
ченных для транспортирования охлажденных газов или для схем
газоперерабатывающих заводов.
Теплоснабжение городов за счет использования низкопотен-
циальной теплоты, а также транспортирования теплоты на даль-
ние расстояния позволяет существенно повысить энергетическую
эффективность использования топлива.
В отечественной практике отработаны основные технические
решения создания водоаммиачного транспорта теплоты (ВАТТ)
в химически связанном состоянии. Практически ВАТТ представ-
ляет собой абсорбционную холодильную установку, растянутую
в пространстве, когда между абсорбером и генератором расстоя-
ние составляет до 200 км (см. главу 21).
Контрольны е вопросы и задания
1. Какие признаки закладываются в классификацию холодильных устано-
вок?
2. Как отражается специфика промышленных технологий на конструкцию
и вид холодильной установки?
3. Назовите особенности холодильной технологии в пищевой, нефтяной,
химической, газовой промышленности.
ч 4. Дайте определение холодильной установки..
5. Изобразите основные элементы холодильной установки и доукомплектуйте
ее вспомогательными аппаратами для осуществления промышленной технологии.
2. ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
2.1. Назначение и роль теплообменных аппаратов
в схеме холодильной установки
Назначение теплообменных аппаратов состоит в том, чтобы
между потоками сред, имеющих разные исходные температуры,
осуществить передачу тепловой энергии. Участвующие в тепло-
обмене среды являются газообразными или жидкими. Теплооб-
мен в аппаратах может осуществляться конвекцией, массопере-
носом, лучистым теплообменом, теплопроводностью и при фазо-
вом переходе.
Различия в энергетических уровнях теплообменивающихся
сред, их теплофизических и химических свойствах определяют
конструкцию аппаратов. Особая специфика конструкций и усло-
вий теплообмена свойственна теплообменным аппаратам холо-
дильных машин.
В холодильной технике в большинстве типов теплообменников
среды, обменивающиеся теплом, не находятся в непосредствен-
ном контакте, исключение составляют процессы теплообмена
между несмешивающимися жидкостями, жидкостью и газом или
газом и подвижным твердым материалом. При теплопередаче
между средами, разделенными стенкой, потоки веществ движут-
ся одновременно и непрерывно. Такие теплообменники называют
рекуператорами. Однако термин «рекуператор» подразу-
мевает также и упомянутый случай, когда в теплообмене
участвует одна или две несмешивающиеся жидкости или один из
потоков состоит из кускового твердого материала. При этом
роль разделительных стенок выполняет поверхность жидкости
или твердого материала.
Теплообменники, содержащие теплоаккумулирующую массу
(насадку), называют регенераторами. Насадка чаще
всего изготавливается в виде решеток, колец, шариков, пористых
масс с проходными каналами, что создает большую теплопере-
дающую поверхность для проходящих через насадку потоков.
Регенераторы переключаются через определенные промежутки
времени. Рабочие среды попеременно проходят через одни и те
же поперечные сечения насадки. Следовательно, потоки, между
которыми осуществляется передача теплоты, разделены в регене-
раторах не пространственно, а во времени. Сначала насадка
воспринимает теплоту или холод от одного из потоков, а после
переключения отдает их другому. Для непрерывной работы
требуются по меньшей мере два регенератора.
Холодильная машина (рис' 1—3). состоит из четырех основ-
ных элементов:' испарителя, конденсатора, компрессора (для
Рис. 1. Схема и циклы регенеративной паровой холодильной машины
схемы, изображенной на рис. 3, роль компрессора выполняют
абсорбер и генератор) и дроссельного вентиля.
Испаритель — это теплообменный аппарат, в котором осу-
ществляется отвод теплоты от охлаждаемой среды к хладагенту.
Рис. 3. Абсорбционная холодильная машина с теплообменником:
а — схема машины; б—процесс для жидкой фазы раствора в £— I-диаграмме; I—
абсорбер; II—насос крепкого раствора III — теплообменник; IV—генератор; V —
конденсатор; VI— дроссельный вентиль хладагента; VII—испаритель; VIII — дроссель-
ный вентиль раствора
Конденсатор предназначен для отвода теплоты фазово-
го перехода в процессе конденсации хладагента к охлаждающей
среде. Иногда в конденсаторе осуществляется также и охлажде-
ние жидкого хладагента ниже температуры конденсации (пере-
охлаждение) .
В каскадных холодильных машинах (см. рис. 2), применяе-
мых для получения температур 170—200 К при высоких темпе-
ратурах конденсации, помимо конденсатора и испарителя имеет-
ся аппарат, называемый испарителем-конденсатором. В нем отво-
дится теплота конденсации от хладагента, осуществляющего
обратный цикл в нижней ступени каскада, к кипящему хлад-
агенту, совершающему цикл в верхней ступени каскада.
Холодильные установки включают в себя одну из холодиль-
ных машин, охлаждаемый объект, а также устройства, служа-
щие для повышения эффективности отдельных рабочих процессов
цикла. К этим устройствам относятся переохладители, рекупера-
тивные теплообменники, промежуточные сосуды, маслоотделите-
ли и др.
Основной характеристикой конструкции теплообменника явля-
ется тип относительного движения потоков сред (теплоносите-
лей), взаимная геометрия этих течений. Из курса теплопередачи
известны основные типы относительного движения: противоток,
параллельное однонаправленное течение, перекрестный ток, пере-
крестный ток с противотоком и многоходовое течение в меж-
трубном пространстве, .в трубах.
Для расчета характеристики теплообменника необходимо за-
даться схемой движения теплоносителей в нем, установить
расходы теплоносителей по выбранным направлениям и опре-
делить значения термических сопротивлений передаче теплоты
от одного теплоносителя другому в каждой точке объема тепло-
обменника.
В теплообменных аппаратах в зависимости от их вида и
технологических процессов применяют следующие типы поверх-
ностей раздела между теплоносителями:
гладкие трубы (в том случае, когда коэффициенты тепло-
отдачи а внутри и снаружи трубы одинаковы);
оребренные урубы с оребрением на наружной поверхности
(в том случае, когда ае>анаР, с оребрением внутри труб,
если авСанар). Эти ребра могут быть выполнены заодно с
трубой или же соединены с ней сваркой, наплавкой из другого
металла, пайкой. Ребра могут иметь форму кольцевых дисков
с одинаковой или переменной толщиной ребра, спиральных
пластин или плоских листов, расположенных поперек или вдоль
оси трубы;
матричные конструкции отличаются от систем с гладкими
или оребренными трубами экономичностью путей увеличения
площади теплопередающей поверхности и достижения высоких
значений объемных коэффициентов взаимодействия сред в ре-
зультате создания компактных конструкций взаимопронизываю-
щих каналов с развитыми поверхностями;
поверхность пленки тепло- или хладоноеителя, обтекаемая
потоком газа. В холодильной технике поверхности, по которым
стекает пленка, могут быть плоскими, рифлеными, в виде насадки
из колец Рашига, шайб и других нерегулярных форм. К аппа-
ратам с пленочным течением относятся градирни, воздухоохлади-
тели, абсорберы, конденсаторы, испарители, мокрые воздухоохла-
дители;
теплообменники с распылением жидкости, в которых жид-
кость находится в контакте с газообразной средой в виде капель,
созданных в распылительных устройствах типа форсунок. К ним
относятся увлажнители, кондиционеры и градирни форсуночного
типа, устройства для производства порошков молока и фруктов.
Несмотря на схожесть функционального назначения тепло-
обменников, их конструкции даже внутри одного вида существен-
но отличаются.
2.2. Испарители
Испарители классифицируют по наиболее характерным при-
знакам.
По характеру охлаждаемой среды (по назначению) различа-
ют испарители для охлаждения жидких хладоносителей и техно-
логических продуктов; для охлаждения воздуха и газообразных
технологических продуктов, т. е. когда происходит непосредствен-
ный теплообмен между охлаждаемым объектом и хладагентом;
для охлаждения твердых технологических продуктов; испарите-
ли-конденсаторы.
В холодильной технике теплообменные аппараты, используе-
мые для охлаждения жидких хладоносителей и жидких техноло-
гических продуктов, называют испарителями, а аппараты для
охлаждения воздуха — батареями и воздухоохладителями.
В зависимости от условий циркуляции охлаждаемой жидкости
испарители могут быть закрытого или открытого типов. Испари-
телями закрытого типа называют испарители с закрытой систе-
мой циркуляции охлаждаемой жидкости, прокачиваемой насосом.
К ним относятся кожухотрубные и кожухозмеевиковые испари-
тели. Испарителями открытого типа называют испарители с от-
крытым уровнем охлаждаемой жидкости, циркуляция которой
создается мешалкой. К ним относятся вертикально-трубные и
панельные испарители.
По характеру заполнения хладагентом испарители разделяют
на затопленные и незатопленные. К последним относятся оро-
сительный, кожухотрубный с кипением в трубах, а также змееви-
ковый испарители с верхней подачей жидкости.
Испарители также разделяют на группы в зависимости от
того, на какой поверхности кипит хладагент: в межтрубном
пространстве (кожухотрубные затопленные и оросительные) или
внутри труб и каналов (кожухотрубные с кипением в трубах,
вертикально-трубные и панельные). Последнее разделение важно
с точки зрения выбора модели для расчета теплоотдачи кипящей
жидкости.
По характеру движения хладагента различают испарители с
естественной и вынужденной циркуляцией.
Отечественная промышленность выпускает аммиачные кожу-
хотрубные испарители с горизонтальными трубами (ИТГ) с
площадью теплопередающей поверхности от 67 до 800 м2, рабо-
тающие на аммиаке, и фреоновые типа ИТР с площадью поверх-
ности от 12 до 1800 м2. Тип конструкций аммиачных и фреоно-
вых испарителей одинаков. Основное их отличие состоит в мате-
риале и характере поверхности теплообмена.
В отечественных испарителях принято четное число ходов, что
обеспечивает расположение рассольных подводящего и отводя-
щего трубопроводов для хладоносителя на одной стороне
аппарата. Число ходов по хладоносителю составляет от 4 до 12.
Выбирают его таким образом, чтобы обеспечить достаточно
высокую скорость движения рассола. Хладслоситель подводят к
нижнему штуцеру и отводят от верхнего.
Парожидкостную смесь от регулирующего вентиля подводят
в испаритель снизу в межтрубное пространство. В аппараты с
большой поверхностью парожидкостная смесь поступает от об-
щего коллектора в нескольких точках по длине испарителя.
Важным конструктивным параметром кожухотрубного испа-
рителя является отношение длины кожуха аппарата к его
диаметру L/DK. С увеличением отношения L/DK снижается
масса аппарата из-за меньшей относительной величины массы
крышек и фланцев. Уменьшаются также число ходов (при одина-
ковых подогревах хладоносителя) и сопротивление проходу хла-
доносителя, упрощается конструкция аппарата.
Конструкционные отличия фреоновых испарителей от аммиач-
ных зависят от теплофизических свойств хладагента. При малых
перепадах температур, при которых обычно работают испари-
тели холодильных машин, коэффициенты теплоотдачи со сторо-
ны кипящих фреонов оказываются ниже коэффициентов тепло-
отдачи со стороны хладоносителя. Для снижения термического
сопротивления со стороны кипящего фреона на трубах делают
накатные ребра малой высотой (1,45—1,6 мм) с малым шагом
(коэффициент оребрения 3,5—3,8).
Из-за более высокой стоимости медных накатных труб по
сравнению со стальными гладкими при проектировании фреоно-
вых испарителей выбирают больший перепад температур
(Д/ =6 — 8 °C), чем в аммиачных (Д/ = 4 — 6 °C).
Уровень заполнения межтрубного пространства жидкостью
во фреоновых испарителях ниже (~0,6d кожуха), чем в амми-
ачных (~0,8d), так как при кипении фреона (при температурах
до —40 °C) жидкость вспенивается из-за наличия в ней раство-
ренного масла.
В кожухотрубных оросительных испарителях, как и в затоп-
ленных, хладоноситель проходит внутри труб, а хладагент стека-
ет по поверхности труб в виде тонкой пленки. Такие испарители
не требуют большого количества хладагента для заполнения,
гидростатический столб жидкости в них мал и практически не
влияет на теплопередачу. Коэффициент теплоотдачи аа при кипе-
нии в стекающей пленке по сравнению с при кипении в боль-
шом объеме значительно больше.
В водоохлаждающих агрегатах часто применяют кожухотруб-
ные аппараты с кипением хладагента внутри труб, хладоноси-
тель движется в межтрубном пространстве. Эти аппараты могут
иметь два конструктивных исполнения: с U-образными трубами,
закрепленными в одной трубной решетке, и с прямыми трубами,
закрепленными с обеих сторон в трубных решетках.
Испарители с вертикальными трубами, работающие в основ-,
ном как погружные аппараты, имеют площадь поверхности
20—320 м2. Такие аппараты представляют собой бак с рассолом,
в который погружена испарительная система. Последняя состо-
ит из одной или нескольких секций, параллельно соединенных
между собой. Каждая секция включает в себя большое число
вертикальных коротких испарительных труб, объединенных ввер-
ху и внизу горизонтальными коллекторами. В нескольких местах
по длине секции верхний и нижний горизонтальные коллекторы
соединяются между собой вертикальными стояками большего по
сравнению с испарительными трубами диаметра. Аммиак в испа-
рителе циркулирует вследствие различного паросодержания в
смеси в испарительных трубах и стояках из-за разных их диа-
метров, что обеспечивает высокие коэффициенты теплоотдачи на
стороне кипящего аммиака.
Испарители с вертикальными трубами обладают рядом поло-
жительных свойств, в частности, при намораживании льда на
поверхности труб не происходит разрушений, что важно при
охлаждении воды в аккумуляторах. Недостатком этих аппара-
тов является большая металлоемкость и сложность сварочных
работ.
Разновидностью испарителей с вертикальными трубами явля-
ется панельный испаритель, состоящий из прямоугольного ме-
таллического или железобетонного бака," в который помещены
испарительные секции панельного типа и мешалка, создающая
циркуляцию хладоносителя. Использование панельных испарите-
лей позволяет уменьшить массу на 25—30 % (по сравнению с
трубчатыми аппаратами), в 5—6 раз снизить расход бесшовных
труб, стоимость которых почти втрое выше стоимости листового
материала, уменьшить вместимость аппарата по хладагенту
(табл. 2, 3).
2. Удельные тепловые нагрузки аммиачных испарителей, Вт/м2 3. Удельные тепловые нагрузки
фреоновых испарителей, Вт/м
Температура At, °C At, °C м/с 9гвн при
кипения /о. °C /о = — 15Ч-—5 °C
3 4 5
4 1,0 3248
1 5 4640
0 1856 2900 3400 4640
— 15 1740 2784 3000 1 5 6380
—25 1624 2204 — 6 Со 5688
1,5 7888
Примечание. А/ — величина подох-
лаждения теплоносителя; ws —• скорость
движения теплоносителя; qfbu — удельная
тепловая нагрузка.
Наиболее эффективны испарители с трубами, имеющими од-
новременно внутреннее и наружное оребрение. При проектиро-
вании аппаратов с большой плотностью теплового потока необ-
ходимо обеспечивать интенсификацию теплообмена со стороны
фреонов различными методами (использование насадок, турбу-
лизирующих поток, оребрение, режимный метод интенсификаций,
переход к насосной подаче хладагента), уменьшающими терми-
ческое сопротивление со стороны хладагента.
Конкретный выбор типа аппарата зависит от относительной
значимости отдельных факторов и назначения аппарата: стои-
мости изготовления аппарата (капитальные затраты), эксплуата-
ционных расходов (особенно расходов на прокачку теплоноси-
теля), возможности очистки аппарата, склонности к коррозии,
разности рабочих давлений сред, опасностей, связанных с утеч-
кой хладоносителя, рабочего диапазона температур, возможности
возникновения вибрации труб, и появления усталостных повреж-
дений.
2.3. Воздухоохладители и охлаждающие батареи
2.3.1. Воздухоохладители
В зависимости от вида контакта воздуха с охлаждаемой
поверхностью воздухоохладители подразделяются на поверхно-
стные, контактные и смешанные. В холодильной технике наибо-
лее широко применяют поверхностные воздухоохладители. Аппа-
раты, в трубах которых кипит хладагент, называют аппаратами
непосредственного охлаждения, а если в трубах протекает вода
или хладоноситель, — аппаратами с промежуточным хладоноси-
телем. Для -уменьшения сопротивления теплоотдаче от воздуха и
создания компактных поверхностей воздухоохладители выполня-
ют чаще всего оребренными снаружи. При больших плотностях
тепловых потоков иногда целесообразно внутренне оребрять
трубы.
В контактных воздухоохладителях воздух непосредственно
соприкасается с хладоносителей (чаще всего это вода). Конст-
руктивно их выполняют форсуночными либо с орошаемой на-
садкой.
В воздухоохладителях смешанного типа внутри трубок кипит
хладагент. Снаружи трубки орошаются рассолом либо другим
раствором, имеющим низкую температуру замерзания. В возду-
хоохладителях систем кондиционирования воздуха возможно
орошение трубок водой.
Поверхностные воздухоохладители. Поверхностные воздухо-
охладители могут быть гладкотрубными или ребристыми. Глад-
котрубные воздухоохладители используют чрезвычайно редко
(обычно для процессов со значительными влаговыделениями в
виде инея или льда). Скорость воздуха в суженном сечении
гладкотрубных воздухоохладителей достигает 6 м/с.
Ребристые воздухоохладители разделяются по типу оребрения
поверхности. Ребра могут быть пластинчатые, спирально-навив-
ные, спирально-накатные, отдельные насадные, литые из алюми-
ния на цельнотянутых стальных трубах. Литые ребра имеют
самое надежное сопряжение с трубой и позволяют создать
оптимальный профиль, обеспечивающий наибольшую эффектив-
ность теплопередачи и минимальные гидравлические сопротив-
ления.
Пластинчатое оребрение осуществляется на стальных трубах
диаметром 25X2,5 мм или медных диаметром 18X1 мм. Ребра
(стальные или алюминиевые) имеют турбулизаторы в виде от-
штампованных выступов, зигзагов, волн, расположенных перпен-
дикулярно потоку воздуха.
Спирально-навивные ребристые поверхности изготовляют на-
виванием стальной, алюминиевой или медной ленты на трубу.
Для изготовления аммиачных и рассольных воздухоохладителей
крупных холодильников применяют оребренные стальные трубы.
Во всех случаях оребрение делают из стальной ленты; шаг между
ребрами переменный (для первых рядов по направлению движе-
ния воздуха 30 мм, а остальных рядов 20 мм). Оптимальный шаг
ребер при автоматическом оттаивании инея составляет 15 мм.
Для фреоновых аппаратов применяют медные трубы, оребрение
производят медной или алюминиевой лентой.
Спирально-накатные ребристые поверхности выполняют вы-
давливанием ребер из толстостенной (толщина стенки 5 мм)
медной или алюминиевой трубы. В результате накатки получают
поверхность с трапециевидными ребрами. После накатки толщина
трубы составляет 2 мм, шаг ребер 3, высота ребер 14 мм, коэф-
фициент оребрения для таких поверхностей 19,6. Такие поверх-
ности применяют в основном для воздухоохладителей, работаю-
щих в режиме выпадения влаги в виде капель, для поверхност-
ных кондиционеров.
Основными геометрическими характеристиками воздухоохла-
дителей с оребренной поверхностью являются площадь поверхно-
сти ребер ТР, площади свободной от ребер наружной поверхности
трубок FM.p и полной наружной теплообменной поверхности
(Тор = FP -f- Тм. р), отнесенные к 1 м длины трубки, а также живое
сечение fK аппарата.
Важной характеристикой любой оребренной поверхности яв-
ляется коэффициент оребрения (р = ТОр/Твн). Для поверхностей
со спирально-навивными и накатными ребрами значение р обыч-
но составляет 6—8, с пластинчатыми ребрами 10—25; компакт-
ную поверхность с литыми ребрами можно получить при р =
= 28 — 32.
Поскольку ребристые воздухоохладители для камер охлажде-
Рис. 4. Геометрический мо-
дуль воздухоохладителя:
а — элемент-модуль; б — ячей-
ка; в — воздухоохладитель
навесной или постаментный;
Sp= const
ния и замораживания имеют шаг между ребрами 10—12 мм,
особое внимание уделяют оттаиванию их поверхности от инея.
Для камер с температурой воздуха tK = 2 °C и выше иней,
осевший на батареях воздухоохладителя, оттаивают за счет
теплопритоков от воздуха камеры.
В Одесском институте низкотемпературной техники и энерге-
тики (ОИНТЭ) разработана новая градация ребристых воздухо-
охладителей, в основу которой заложен один геометрический
модуль (рис. 4). Характеристика ребристой поверхности зави-
сят от шага ребер. Коэффициент оребрения можно изменять в
широком диапазоне.
Орошаемые воздухоохладители. В таких аппаратах поверх-
ность орошается растворами этиленгликоля или кремнийоргани-
ческой жидкостью, что позволяет повысить эффективность тепло-
обмена. Теплообмен осуществляется между воздухом и пленкой
жидкости на трубе и ребрах и между жидкостью и воздухом в
межтрубном пространстве. Орошение жидкостью предотвраща-
ет осаждение инея на трубах и ребрах.
Для воздухоохладителей, имеющих большое число рядов труб
по высоте, орошение их поверхности жидкостью при скорости
движения воздуха в живом сечении 3,5 м/с интенсифицирует
теплообмен на 10—15 % (по сравнению с сухим воздухоохлади-
телем) при скорости движения воздуха до 7 м/с и отсутствии
инея на его поверхности.
С увеличением плотности орошения гладких и ребристых труб
теплообмен в воздухоохладителе интенсифицируется за счет
дополнительной поверхности капель жидкости в живом сечении.
Минимальная плотность орошения составляет 40 кг/м*ч для
гладких труб и 100 кг/м-ч для ребристых.
В орошаемых воздухоохладителях целесообразно применять
поверхности теплообмена со степенью оребрения 20—25, с реб-
рами высотой 10—12 мм, шагом 8—10 и диаметром труб до
25 мм с накатными либо литыми ребрами. Поверхности из накат-
ных труб более компактны. В 1 м3 компактного пучка труб мож-
но получить поверхность до 200—250 м2. При орошении тепло-
съем с единицы объема пакета может достигать 50 000 Вт/м3.
Воздухоохладители с подвижной насадкой. В таких аппаратах
поверхность теплообмена набирается из гладких или оребренных
вдоль оси труб, установленных вертикально, нижняя и верхняя
части трубного пучка в воздуховоде закрываются металлической
сеткой, которая удерживает насадку из полиэтиленовых или кап-
роновых шариков. Под воздействием скоростного напора воз-
душного потока псевдоожижается насадка в объеме между дву-
мя сетками и непрерывно омывает вместе с воздухом поверх-
ность теплообмена. В результате достигаются положительные
эффекты: от воздушного потока интенсивней отводится теплота,
механически удаляется иней с поверхности теплообмена и уно-
сится в охлаждаемый объем, где в процессе подвода теплоты к
воздуху он сублимируется и увлажняет воздух. Этот эффект
можно сравнить с эффектом перехвата теплоты различными уст-
ройствами на пути к грузу, и направлен он на уменьшение усуш-
ки продукта.
По данным проф. С. Г. Дичева и С. М. Гришина, скорость
воздуха в аппаратах должна соответствовать условиям создания
устойчивого псевдоожижения частиц и будет зависеть от массы
частиц, отнесенной на 1 м2 живого сечения сетки. Насадки дол-
жны обладать небольшой плотностыр и удовлетворительной теп-
лопроводностью. При удельной нагрузке насадки qp = 30 — 40
кг/м2 и плотности полиэтилена р= 889 кг/м3 скорость воздуха
не превышает 5,3 м/с (скорость уноса 5,8 м/с). Коэффициент
теплопередачи воздухоохладителей равен 100 Вт/(м2-К), что
при разности температур между средами 10 °C подтверждает
создаваемый эффект оребрения гладких труб за счет контактной
теплопроводности между частицами и холодной поверх-
ностью теплообмена.
2.3.2. Охлаждающие батареи
Аппараты для охлаждения воздуха в камерах при естествен-
ной циркуляции называют охлаждающими батареями. Теплооб-
мен при свободном движении воздуха у поверхности приборов в
холодильной технике называют «тихим» охлаждением.
Охлаждающие батареи могут располагаться у стен камер
(пристенные батареи) и под потолком (потолочные батареи).
Пристенные'батареи бывают одно- и двухрядные, аммиач-
ные. По высоте располагается от 8 до 16 труб. Потолочные
батареи подразделяются на одно- и двухрядные, а также пучко-
вые, состоящие из трех и более рядов по высоте. Скорость дви-
жения жидкости в батареях принимают равной 0,4—0,5 м/с, а в
магистралях не более 1—2 м/с.
2.4. Конденсаторы
В зависимости от вида охлаждающей среды конденсаторы
можно разделить на следующие группы: с газовым, преиму-
щественно воздушным, охлаждением; с жидкостным, преимуще-
ственно водяным, охлаждением; с жидкостно-газовым, преиму-
щественно водовоздушным охлаждением; с охлаждением кипя-
щей жидкостью; с охлаждением путем отвода теплоты к грунту—
грунтовые.
В зависимости от условий подачи в аппарат хладагента он
может конденсироваться на наружной поверхности теплообмена
(кожухотрубные конденсаторы), внутри труб и каналов (ороси-
тельные, испарительные, воздушного охлаждения и пластин-
чатые) .
По характеру омывания поверхности теплообмена охлаждаю-
щей средой различают конденсаторы с естественной и прину-
дительной циркуляцией среды, с орошением поверхности аппа-
рата охлаждающей жидкостью, с кипением охлаждающей жид-
кости.
Комплексы конденсатор — окружающая среда либо конденса-
тор — водоохлаждающее устройство — окружающая среда пред-
ставляют так называемые конденсаторные комплексы (устрой-
ства). Возможные варианты конденсаторных комплексов показа-
ны на рис. 5.
Прямоточную схему с водяным охлаждением (рис. 5, а) ис-
пользуют в малых лабораторных, торговых и судовых установ-
ках. При этом вода пбсле конденсатора направляется в канали-
зацию.
Наиболее распространена система оборотного водоснабжения
с использованием таких водоохлаждающих устройств, как гра-
дирни, брызгальные бассейны и т. п. (рис. 5, б).
Двухконтурная система охлаждения отделяет агрессивный
теплоноситель от неагрессивного (рис. 5, в).
, Примером применения схем, в которых охлаждение осуще-
ствляется кипящей жидкостью (рис. 5, г), может служить кон-
денсатор-испаритель каскадной холодильной машины либо кон-
денсатор-испаритель ректификационной колонны блока разделе-
ния воздуха.
Схему, показанную на рис. 5, д, применяют в тех же слу-
чаях, что и с”.ему, изображенную на рис. 5, в, когда по эксплуа-
Рис. 5. Варианты конденсаторных комплексов:
1,3 — вход и выход охлаждающей среды (жидкой ►, газообразной [>); 2 — вход паро-
образного агента; 4 — выход жидкого агента
тационным или иным соображениям обосновано введение про-
межуточного теплоносителя. В данной схеме используют двух-
фазный термосифон, в котором промежуточный теплоноситель
претерпевает фазовые превращения. Эта схема выгодно отлича-
ется от двухконтурной отсутствием насоса, что обусловливает ее
более высокую надежность в сравнении с другими, использую-
щими однофазный промежуточный теплоноситель. В районах с
сухим климатом широко применяют испарительные конденсаторы
(рис. 5, е), уддчно совмещающие в одном аппарате собственно
конденсатор и вентиляторную градирню (см. рис. 5, б). Во всех
случаях вторичные аппараты конденсаторных комплексов можно
заменить аппаратами-утилизаторами либо потребителями тепло-
ты, если их удовлетворяет температурный уровень охлаждающей
среды, выходящей из конденсатора. По схеме, аналогичной при-
веденной на рис. 5, а, работают конденсаторы с воздушным ох-
лаждением. В этом случае вместо насоса устанавливают венти-
лятор.
Более подробное описание рассмотренных выше конденсатор-
ных комплексов приведено в работе О. П. Ивановна.
2.4.1. Воздушные конденсаторы
Воздушный конденсатор представляет собой пучок оребрен-
ных труб, омываемых воздухом при его естественной или вынуж-
денной циркуляции. Воздух отводит тепло конденсации хладаген-
та в окружающую среду. Конденсаторы с воздушным охлажде-
нием применяют для бытовых холодильников и'кондиционеров.
Конденсаторами воздушного охлаждения можно укомплекто-
вать компрессионные холодильные машины, использующие порш-
невые, ротационные, винтовые компрессоры и турбокомпрессоры,
а также абсорбционные и резорбционные холодильные машины.
В зависимости от хладагента конденсаторы подразделяются
на аммиачные, пропановые и хладоновые; по величине теплового
потока, отводимого в процессе конденсации, — на мелкие (до
60 кВт), средние (до 1 МВт) и крупные (3 МВт и более), кото-
рые могут состоять из двух секций: секции снятия перегрева и
секции конденсации; по конструкции они могут быть с естествен-
ной и с вынужденной циркуляцией воздуха; по типу поверхности
теплообмена — листотрубные, трубчатые с оребрением, трубча-
тые с пластинчатым оребрением, в виде змеевика.
Листотрубные конденсаторы по конструкции аналогичны про-
катно-сварным испарителям, применяемым в бытовых холодиль-
никах.
Трубчатые оребренные конденсаторы представляют собой
змеевик из стальных труб, к которому крепят ребра. Применяют
следующие типы оребрения: в виде узких пластин (6ПЛ — 0,2 —
— 0,8 мм), насаженных на однорядный змеевик перпендику-
лярно к оси труб, с шагом ребер 4—12 мм, коэффициентом
оребрения (3 = 7—20, и проволочное. Конденсаторы с проволочным
оребрением представляют собой змеевик из труб диаметром
4,8—б,5 мм, к которому точечной сваркой приварены прямые
проволоки диаметром 1,2—2,5 мм, выполняющие роль ребер.
Шаг труб змеевика 40—60 мм, шаг проволоки 6—9 мм, коэф-
фициент оребрения (3 = 3— 10. Применяют конденсаторы как с
горизонтальным, так и с вертикальным расположением труб.
Ориентация труб несущественно сказывается на процессах теп-
лообмена, а также на потерях давления в конденсаторе.
При принудительной конвекции воздуха с помощью вентиля-
тора чаще всего применяют конденсаторы из труб с пластинча-
тыми ребрами либо змеевики из овальных труб, что значительно
увеличивает надежность работы холодильного агрегата (ЗИЛ-64,
ЗИЛ-65, КШ-260П). Подобного типа конденсаторы используют в
бытовых кондиционерах.
Из конденсаторов воздушного охлаждения для малых холо-
дильных машин наиболее распространен трубчатый тип аппара-
тов со сплошным пластинчатым оребрением. Обычно на практике
трубы медные и имеют алюминиевое оребрение. Такими конден-
саторами комплектуют кондиционеры.
Скорость воздуха в узком сечении составляет 2—5 м/с. Для
различных типов конденсаторов она различна. Удельный теп-
лосъем q, отнесенный к 1 м2 наружной поверхности, составляет
170—340 Вт/м2.
Воздушные конденсаторы для установок средней и большой
производительности изготавливают из трубчатых поверхностей с
пластинчатым оребрением либо из биметаллических труб с накат-
ными ребрами. При этом компоновочные решения могут быть
различными, так же как и ориентация секций в пространстве.
В промышленности существует градация аммиачных воздушных
конденсаторов, изготовленных из биметаллических труб, состоя-
щих из труб углеродистой стали и плотно насаженной на нее
наружной большего диаметра трубы из алюминия. Наружная
труба — оребренная с накатными ребрами. Коэффициент оребре-
ния таких труб р — 9. Оребренные трубы развальцовывают в
трубных решетках прямоугольной формы. Секция имеет четыре
либо восемь рядов по фронту.
В соответствии с нормалями выпускают аппараты трех типов:
малопоточные аппараты АВМ — типоразмерный ряд охваты-
вает набор поверхностей от 12 до 630 м,
горизонтальные аппараты — типоразмерный ряд охватывает
набор поверхностей до 3550 м2;
в секциях зигзагообразных аппаратов используют трубы дли-
ной 6 м. Секции располагают зигзагообразно, по шесть штук на
один вентилятор.
Применение воздуха в качестве теплоотводящей среды кон-
денсаторов позволяет резко сократить расходы воды и улучшить
экологический баланс естественных водоемов. Широкому распро-
странению воздушного охлаждения способствуют значительное
сокращение стоимости изготовления и увеличение срока служ-
бы конденсаторов, удорожание стоимости охлаждающей воды,
уменьшение степени загрязнения теплообменной поверхности.
Конденсаторы воздушного охлаждения применяют в нефте-
перерабатывающей промышленности для конденсации техноло-
гических продуктов, в химической — для конденсации продук-
ционного аммиака, в холодильных установках — для конденса-
ции хладагента (или смесей хладагентов).
Учитывая высокую интенсивность теплообмена со стороны
конденсирующегося хладагента, наружную поверхность конден-
сатора стараются максимально развивать, доводя коэффициент
оребрения до 20—40.
Во ВНИИнефтемаше создан ряд конденсаторов площадью
поверхности от 100 до 20 000 м2, в которых используют биметал-
лические трубы:' на внутреннюю стальную трубу насаживают тол-
стостенную алюминиевую трубу. В результате накатки из алю-
миниевой трубы образуют оребренную поверхность с коэффици-
ентом оребрения 9 и 14,6. &
Поверхности из литых ребер, предложенные В. П. Чепурнен-
ко, представляют собой биметаллические элементы. Основой для
их изготовления служит стальная трубка, на внешней стороне
которой способом литья под давлением создают оребренную
поверхность с заданными геометрическими характеристиками, из
которых в последующем набираются поверхности воздушных
конденсаторов (табл. 4). Конденсатор для аммиака (образец
№ 5, табл. 4) показан на рис. 6.
Для создания циркуляции воздуха через пучок используют
низконапорные вентиляторы с диаметром рабочих колес до
20 м, производительность крупных образцов достигает 800—
1000 кг/с при напоре 10—150 Па.
4. Техническая характеристика воздушных конденсаторов с литыми ребрами
Номер образца Т.епловая нагрузка, кВт Площадь поверх- ностн теплооб- мена, м2 Компоновка пучка Масса аппарата, т
Шаг, м Число труб
попереч- ный продоль- ный по высоте по ширине
1 600 2580 0,114 0,114 5 42 16,0
2 75 300 0,110 0,095 6 8 0,4
3 780 3680 0,085 0,075 5 - 60 17,7
4 3000 15600 0,084 0,072 6 186 36,6
5 570 2100 0,114 0,114 4 42 15,0
6 765 3000 0,114 0,114 5 44 20,0
7 735 3760 0,088 0,075 7 45 20,0
8 360 1410 0,085 0,082 5 36 8,5
Компоновку теплообменной поверхности и вентилятора можно
выбрать в зависимости от площади поверхности. Для больших и
средних аппаратов целесообразно воздух просасывать через
теплообменную поверхность, т. е. вентилятор устанавливать пос-
ле пучка труб конденсатора. Для малых аппаратов располо-
жение вентилятора по отношению к поверхности не играет прин-
ципиальной роли с точки зрения теплообмена, поэтому способ
расположения вентилятора следует выбирать в зависимости от
гидравлической характеристики вентилятора и удобства экс-
плуатации.
Скорость воздуха в пучках оребренных труб составляет
5—10 м/с. В зависимости от температурных условий расход
воздуха регулируют изменением частоты вращения либо, угла
наклона лопастей рабочего колеса вентилятора.
При повышении температуры воздуха свыше расчетной и в
В.00
-1,00
Рнс. 6. Конденсатор с воздушным
охлаждением
период пиковых тепловых
нагрузок воздух перед теп-
лообменной поверхностью
дополнительно подохлажда-
ют введением в поток воды.
Для этой цели применяют
форсунки либо другие раз-
брызгивающие устройства,
например дисковые диспер-
гаторы воды. Последние
представляют собой гори-
зонтальную вращающуюся
((0=60 с-1) пластину диа-
метром 0,4—0,6 м, в цент-
ральную часть которой по-
дается вода. При работе
такого устройства получают
капли воды практически лю-
бых размеров, в результате
чего достигается полное ус-
воение влаги воздухом и
предотвращается попадание
ее на поверхность теплооб-
мена. Подобные устройства
устанавливают перед тепло-
обменной поверхностью кон-
денсатора на расстоянии
1 —1,5 м от пучка труб.
Эффективность процесса
тепло- и массообмена при
обработке воздуха в таком
устройстве оценивают с по-
мощью коэффициента
е=(/1-/2)/(6-^),
где — начальная температура
воздуха по сухому термометру, °C;
/2 и. Ог — конечные температуры
обрабатываемого воздуха по сухо-
му и мокрому термометрам, °C.
Зависимость коэффици-
ента е от степени орошения
В выражается формулой е=
= 3,1 В0,36.
Основные тенденции в конструировании воздушных конден-
саторов направлены на сокращение их габаритных размеров;
применение высокоэффективных и малошумных вентиляторов;
использование высокотеплопроводных легких металлов, а для
отдельных узлов — неметаллических материалов; обеспечение
идеального термического контакта между трубой и ребром.
2.4.2. Конденсаторы с водяным охлаждением
Конденсаторы кожухотрубные горизонтальные (КТГ) полу-
чили широкое распространение особенно в установках средней и
крупной производительности (рис. 7).
Кожухотрубные конденсаторы могут быть выполнены из труб
как прямых, так и U-образных, в последнем случае аппараты
имеют одну крышку. Трубный пучок в аммиачных конденсаторах
набирают из стальных труб.
Плотность теплового потока (удельный теплосъем) в амми-
.ачных кожухотрубных конденсаторах составляет 4—5 кВт/м2,
скорость воды 0,8—1,5 м/с. Иногда эти аппараты используют и
для R22. Однако для фреонов в большинстве случаев изготавли-
вают специальную аппаратуру, имеющую свои особенности и от-
личия по сравнению с аммиачной, в частности оребрение труб.
Профиль оребрения влияет на интенсивность процесса. Пред-
почтение отдают профилю с меньшим размером ребер: высота до
3 мм, шаг между ребрами 0,9—1,27 мм.
Конденсаторы кожухотрубные вертикальные (КТВ). Аппа-
раты этого типа представляют собой вертикальную цилиндри-
ческую обечайку с приваренными к ней решетками, в которых
развальцованы стальные трубы. Конденсация происходит на
наружной поверхности труб, а вода в виде пленки стекает внутри
труб под действием силы тяжести. На конденсаторе устанавли-
Рис. 7. Горизонтальный аммиачный кожухотрубный конденсатор:
— предохранительный клапан; 2 — уравнительная линия; 3 — вход аммиака; 4 — мано-
Метр; 5,6 — спуск воздуха; 7,8 — выход и вход воды; 9 — слив воды
вают питательный бак с отверстиями и колпачками для распре-
деления воды.
В промышленности используют аммиачные конденсаторы КВ,
которые отличаются компактной конструкцией, высокими коэф-
фициентами теплопередачи (К — 800 Вт/ (м2-К) и возможностью
использования в качестве охлаждающей среды кроме циркуля-
ционной также речной, морской и прудовой воды, даже в случае,
если она загрязнена. Средний температурный напор в таких кон-
денсаторах От = 4—7 °C.
По типу старых двухтрубных конденсаторов изготавливают
противоточный переохладитель ПП для понижения темпера-
туры сконденсированного хладагента ниже температуры конден-
сации. Переохладитель устанавливают после оросительного или
кожухотрубного конденсатора.
Пластинчатые конденсаторы. Для однофазных жидкостей
аппараты пластинчатого типа впервые начали применять в мо-
лочной промышленности, затем в химической и других отраслях
народного хозяйства. Поверхности такого типа набирают из
гофрированных пластин толщиной около 1 мм.
Различают три -типа пластинчатых аппаратов: разборный,
полуразборный и сварной. Первый тип аппаратов набирают из
гофрированных пластин, уплотняемых по периметру резиновыми
прокладками, второй тип — из попарно сваренных по периметру
пластин, уплотняемых между собой резиновыми прокладками,
третий тип — цельносварной.
В качестве конденсаторов водяного охлаждения можно ис-
пользовать цельносварные аппараты, а в качестве испаритель-
ных конденсаторов — полуразборные аппараты. Основным эле-
Рис. 8. Пространственная схема организации потоков в пластинчатом
конденсаторе:
темные стрелки — охлаждающая жидкость; светлые — пар; заштрихованные — кон-
денсат; 1, 3 — левая и правая прижимные плиты; —теплообменные гофрированные
пластины
ментом пластинчатого аппарата является гофрированная штам-
пованная пластина.
В каналах, составленных из пластин, имеются точки опоры,
что позволяет выдержать разность давлений по обе стороны
пластины, а также повышенное внутреннее давление в канале.
Пластины в пакете располагают одна относительно другой под
углом 180°. Каждая пластина омывается двумя рабочими сре-
дами. Поперечное расположение гофр способствует турбулиза-
ции потока (рис. 8).
В качестве конденсаторов холодильных машин наиболее
перспективно применение цельносварного или пакетно-сварного
варианта. В этом случае пластины с помощью попеременно
устанавливаемых прокладок сваривают в блок либо пакет, а из
пакетов набирают сам конденсатор.
Аммиачный промышленный конденсатор с площадью поверх-
ности 50 м2, разработанный УкрНИИхиммашем, был испытан в
схеме холодильной машины. Масса аппарата 1800 кг, макси-
мальная тепловая производительность Q — 500 кВт при среднем
температурном напоре 6т = 3,2 К и скорости движения воды в
каналах = 0,6 м/с.
2.4.3. Испарительные конденсаторы
К испарительным конденсаторам относятся оросительные,
которые в настоящее время сняты с производства.
Применение испарительных конденсаторов (ИК) в зонах с
сухим и жарким климатом может быть экономически более целе-
сообразным, чем кожухотрубных конденсаторов и градирен.
Они позволяют при высоких температурах наружного воздуха
получать достаточно низкие температуры конденсации 4. При
этом расход воды минимальный.
Конденсатор испарительного охлаждения (рис. 9) представ-
ляет собой расположенный в кожухе пучок гладких или ореб-
ренных труб, орошаемый рециркулирующей водой и продуваемый
воздухом. В целях экономии цельнотянутых труб поверхность
конденсатора может быть составлена из листоканальных эле-
ментов.
Хорошо обтекаемый профиль панелей позволяет осуществлять
тонкопленочное орошение. Малая толщина пленки обеспечивает
ее высокую температуру и интенсивную тепло- и массоотдачу
с поверхности панелей в воздух. Относительно низкие гидрав-
лические сопротивления панельных поверхностей позволяют уве-
личить скорость движения воздуха до 5 м/с, в результате чего
Увеличивается компактность аппарата и снижается его металло-
емкость.
В гладкотрубных испарительных конденсаторах используют
Рис. 9. Испарительный конденсаторч
1 — вентилятор с электродвигателем; 2 — корпус; 3 — каплеотбойник; 4 — форсунки;
5 — вход газообразного хладагента; 6 — выход жидкого хладагента; 7 — жалюзи;
8 — водосборник; 9 — слив воды; 10 — иасос.
трубы малого диаметра, скомпонованные в виде тесных пучков,
что позволяет увеличить их компактность. Так, компактность
современного испарительного конденсатора ИК-125, выполнен-
ного из пучка труб диаметром 22Х 1,6 мм, втрое больше, а масса
его вдвое меньше, чем у конденсаторов с трубами диаметром
38Х 3 мм.
Иногда для интенсификации теплообмена скорость воздуха в
узком сечении повышают до 10 м/с. Это требует высокой сте-
пени отделения капель воды, чтобы не допустить выноса их за
пределы аппарата.
Применение испарительных конденсаторов, выполненных из
ребристых труб, требует обязательного смягчения и фильтрации
воды, так как удаление «водяного камня» с таких поверхностей
затруднено. I
Свежую воду, восполняющую убыль циркулирующей воды ст
испарения и уноса воздухом, добавляют в поддон аппарата. На
каждые 1000 кДж отводимой' теплоты расход циркулирующей
воды составляет 0,005—0,0075 кг/с, расход воздуха 0,005—
0,01 м3/с, расход свежей воды 0,0001—0,0003 кг/с, суммарный
расход энергии на вентиляторы и насос 0,005—0,0075 кВт«ч.
Процесс теплопередачи, реализуемой в испарительном кон-
денсаторе, включает в себя конденсацию паров хладагента;
теплопроводность через стенку трубы и ребра; теплопровод-
ность и конвекцию от поверхности труб и ребер к наружной
поверхности пленки воды, покрывающей трубы и ребра; тепло- и
массообмен между смоченной поверхностью, и потоком воздуха.
Наибольшее частное термическое сопротивление создается в зо-
не контакта воды и воздуха, поэтому температура воды во время
работы конденсатора достаточно высока и приближается к
температуре конденсации. Уменьшить это термическое сопротив-
ление можно, увеличив скорость движения воздуха (обычно до
3—5 м/с), а также поверхность соприкосновения воды и воздуха
(это достигается путем применения оребренных труб).
Контрольные вопросы и задания
1. Каковы • основные конструктивные характеристики испарителей для ох-
лаждения жидких хладоносителей? Почему эти аппараты имеют несколько
ходов хладоносителя?
2. Каковы характеристики оребрения в воздухоохладителях, батареях и
хладоновых кожухотрубных испарителях?
3. Как правильно выбрать степень оребрения конденсатора воздушного
охлаждения?
4. Почему редко применяют оребренную поверхность теплообмена в испа-
рительных конденсаторах?
5. Сравните интенсивность теплообмена вертикального и горизонтального
конденсаторов. 1
6. Какое минимальное количество воды необходимо подавать на поверх-
ность ИК для отведения 1000 кДж теплоты?
3. СИСТЕМЫ И УСТРОЙСТВА подвода
И ОТВОДА ТЕПЛОТЫ
3.1. Системы охлаждения
Системами подвода и отвода теплоты в холодильных установ-
ках называют разветвленные системы испарителей или аппара-
тов, предназначенных для восприятия теплоты от жидких или
газообразных сред, а также системы конденсаторных устройств,
в которых конденсируется хладагент, отдавая теплоту окружаю-
щей среде.
Система охлаждения — это та часть холодильной установки,
которая расположена между регулирующим вентилем и всасы-
вающим патрубком компрессора. Она состоит из аппаратов,
сосудов, трубопроводов и вспомогательных элементов. Назначе-
ние охлаждающей системы — поддерживать заданные техноло-
гические режимы по температуре, скорости отвода теплоты,
давлению.
Каждая охлаждающая система включает в себя устройства
распределения рабочего вещества по системе и аппараты, отво-
дящие теплоту.
Конструкция системы охлаждения должна обеспечить:
распределение рабочего вещества по всем потребителям холо-
да пропорционально их тепловым нагрузкам, при этом приборы
охлаждения должны работать с максимальной эффективностью
при минимальной их металлоемкости;
надежное поддержание заданного технологического режима
в охлаждаемых объектах (камерах холодильников, технологиче-
ских аппаратах различного назначения);
безопасность эксплуатации (большинство аварий или аварий-
ных ситуаций на холодильных установках происходит из-за
конструктивных недостатков охлаждающей системы или непра-
вильной ее эксплуатации);
простоту и гибкость эксплуатации — удобство переключений
потребителей холода, наглядность схемы, простоту и удобство
очистки ее от загрязнений, масла, инея;
компактность и экономичность как по первоначальным затра-
там, так и в процессе эксплуатации.
Хла доноситель
Испаритель
Место
кипения
ч
Классификация охлаждающих систем:
Циркуляция
хладагента
Способ
распределения
Циркуляция
хлад оно си теля
Системы охлаждения различают по признакам, сочетание
которых характеризует их назначение.
По способу отвода теплоты они делятся на системы непосред-
ственного охлаждения и системы с промежуточным хладоноси-
телем. Каждую из них подразделяют: по способу циркуляции
хладагента — на безнасосные и насосные; по способу распределе-
ния хладагента — на прямоточные с параллельной или последо-
вательной подачей и на прямоточные с отделителем жидкости,
с напородержателями; по виду хладоносителя — на жидкостные
или воздушные; по типу испарителя; по месту кипения хлада-
гента.
Системы с промежуточным хладоносителем дополнительно
подразделяют на системы закрытые насосные и открытые с
мешалкой. Сочетание указанных признаков полностью характе-
ризует систему охлаждения и позволяет при проектировании
наметить путь ее расчета и подбор оборудования.
От охлаждаемых объектов теплоту можно отводить охлаж-
дающими системами при различных условиях. В каждом кон-
кретном случае в зависимости от условий отвода теплоты к наз-
ванию системы добавляют ее характеристику по этому при-
знаку. Так, если теплота отводится насосно-циркуляционной
системой при естественной конвекции с помощью батарей, к
названию системы «насосно-циркуляционная» добавляют слова
«с батарейным охлаждением».
Если в камерах и аппаратах создают искусственную цирку-
ляцию воздуха (включая его движение с большой, скоростью с
применением воздухоохладителей), то возможны три случая:
воздух омывает неподвижный продукт (система с воздушным
охлаждением); охлаждается подвижный слой продукта (система
с псевдоожижением); охлаждается неподвижный продукт в ус-
ловиях омывания его воздухом и псевдоожиженной насадкой.
Аппараты холодильной обработки называют по назначению,
например «морозильные аппараты». Если продукт охлаждается
непосредственно в контакте с жидкостью, то системы называют
системами с контактным охлаждением (в рассолах, криогенных
жидкостях). Если продукт охлаждается при непрямом контакте
с теплоотводящей средой, системы (или аппараты) называют
системами плиточного охлаждения (охлаждение продукта хла-
дагентом или хладоносителем через разделяющую стенку плиты
или блока); если продукт охлаждается посредством лучистого
теплообмена в воздушной среде, систему называют системой
радиационно-воздушного охлаждения; если охлаждение осущес-
твляется с помощью лучистого теплообмена с теплоотводом от
продукта или без него в вакууме — системой сублимационного
или вакуум-испарительного охлаждения.
Когда теплота от продуктов и ограждающих конструкций
холодильника отводится раздельно, т. е. внешние теплопритоки
по отношению к охлаждаемому объекту «перехватываются» спе-
циальными устройствами, то их называют системами с внекамер-
ным отводом внешних теплопритоков.
Безнасосная система непосредственного охлаждения состоит
из приборов охлаждения, в которые хладагент поступает непо-
средственно от регулирующего вентиля. Она включает в себя
все элементы, составляющие низкотемпературную часть холо-
дильной установки (от регулирующего вентиля до всасывающего
патрубка компрессора).
В насосно-циркуляционную систему непосредственного ох-
лаждения входят батареи и воздухоохладители, соединенные
между собой жидкостными и паровыми трубопроводами, в
которых с помощью специального насоса циркулирует жидкий
хладагент.
Система с промежуточным хладоносителем отличается от опи-
санных тем, что в ее приборах охлаждения циркулирует жид-
кость,. охлаждаемая в испарителях холодильной установки. Из
испарителя охлажденная жидкость подается в приборы охлаж-
дения с помощью циркуляционного насоса, а после подогрева
вновь возвращается в испаритель. Хладоноситель может нахо-
диться в непосредственном контакте с охлаждаемым воздухом
(мокрые воздухоохладители) или циркулировать в трубах (сухие
воздухоохладители).
Система смешанного охлаждения — это совокупность систем
батарейного и воздушного охлаждения, которые в зависимости
от заданного режима работы могут действовать одновременно
либо раздельно.
Каждая из перечисленных систем охлаждения имеет свою
область применения, определяемую требованиями холодильной
технологии и технико-экономическими расчетами. Например, при
батарейном охлаждении общая длина труб часто исчисляется
десятками километров, их масса составляет до 80 % массы всего
металла, расходуемого на холодильную установку в целом. Заме-
на батарейного охлаждения на воздушное значительно снижает
потребность в трубах.
Чаще всего систему охлаждения выбирают на основании тех-
нико-экономического сопоставления различных схем с учетом
затрат' на капиталовложения и эксплуатационных расходов, при
условии удовлетворения основных требований, предъявляемых
к охлаждающим системам.
3.2. Безнасосные системы непосредственного охлаждения
По способу питания охлаждающих приборов хладагентом
безнасосные системы непосредственного охлаждения подразде-
ляются на прямоточные и с отделителем жидкости. Каждая из
этих систем имеет много разновидностей.
Рис. 10. Простейшая прямоточная система
непосредственного охлаждения:
/ — компрессор; 2 — маслоотделитель; 3 —
конденсатор; 4 — регулирующий вентиль; 5 —
батареи; 6 — паровой вентиль
3.2.1. Прямоточные системы
Прямоточная система (рис. 10) предусматривает подачу
хладагента через регулирующий вентиль непосредственно в ба-
тареи и отсос из них паров в компрессор. Жидкий хладагент
подается в батареи за счет разности давлений конденсации и
испарения.
Для интенсивной теплопередачи батарей необходимо хорошее
заполнение их хладагентом. Часто это приводит к работе комп-
рессора влажным ходом, что неэкономично и опасно. Если из
батареи выходят перегретые пары, это показывает недостаточ-
ность ее заполнения хладагентом и снижение коэффициента теп-
лоотдачи от пара к поверхности трубы. Чтобы обеспечить хоро-
шее заполнение батареи жидким хладагентом и избежать всасы-
вания компрессором влажных паров, в этой системе применяют
паросушитель — сосуд, в котором капли жидкости отделяются от
пара (рис. 11). Жидкость из сосуда подается повторно в при-
боры охлаждения. Основные недостатки этой системы — большой
расход труб (на соединительные трубопроводы) . и арматуры,
неполное заполнение бата-
рей хладагентом, трудно-
контролируемое распределе-
ние хладагента по батаре-
ям, особенно в условиях не-
стационарного режима экс-
плуатации камер или объек-
та охлаждения. Поэтому та-
кие системы используют лишь
на небольших холодильни-
ках и во фреоновых уста-
новках.
Прямоточная система
имеет ряд разновидностей.
Одна из них (с аккумуля-
тором) показана на рис. 12.
Жидкий хладагент, поступа-
ющий из конденсатора, пе-
ред регулирующим вентилем
переохлаждается в змеевике
Рис. II. Прямоточная система с паро Рис. 12. Прямоточная система с акку-
сушителем: мулятором:
/ — компрессор; 2 — маслоотделитель; / — компрессор; 2 — маслоотделитель; 3 —
3 — конденсатор; 4 — регулирующий вен- аккумулятор; 4 — регулирующий вентиль,
тиль 5 — батареи; 6 — пароосушитель 5 — конденсатор; 6 — батареи
аккумулятора за счет кипения жидкости, уносимой из батареи
(парами хладагента). В результате этого температура хладаген-
та перед регулирующим вентилем понижается, что уменьшает
выделение паров при дросселировании и значительно улучшает
распределение жидкого хладагента, особенно в развитых много-
этажных схемах. В энергетическом отношении система с аккуму-
лятором никаких преимуществ не имеет, так как жидкость, по-
даваемая к регулирующему вентилю, переохлаждается за счет
испарения жидкости, отделяемой от парожидкостной смеси, по-
ступающей в аккумулятор.
Если аккумулятор представляет собой ресивер, оборудован
ный змеевиком для выпаривания части жидкости из него за счет
переохлаждения хладагента, подаваемого через дроссельный
вентиль, то в этом случае системы работают лучше. Это объяс-
няется тем, что понижается температура жидкости перед
дросселированием (в результате уменьшается парообразование
при дросселировании) и в трубы поступает двухфазная смесь
агента с малым количеством пара. Если учесть, что удельный
объем пара аммиака при to = —30 °C в 600 раз больше удель-
ного объема жидкости (для R12 в 250 раз), то в системах без
переохлаждения жидкости перед дросселированием по трубам в
основном протекает пар. Включение регенеративного теплооб-
менника в пароосушитель позволяет переохладить жидкость
перед дросселированием и сохранить однофазный псигок жид-
кости в трубе, который легче распределить в разветвленной
сети потребителей. Включение пароосушителей в прямоточные
системы допускает некоторое переполнение жидкостью приборов
охлаждения. Обеспеченность при-
боров охлаждения жидким хлад-
агентом оценивают по кратности
циркуляции.
В системе непосредственного
охлаждения с переохлажденным
хладагентом (рис. 13) по бата-
реям циркулирует переохлажден-
ный аммиак. Жидкий хладагент
из линейного ресивера дроссели-
руется в отделитель жидкости, а
пары хладагента отсасываются из
него компрессором. Жидкий хлад-
агент при температуре кипения
/к опускается по вертикальному
трубопроводу к насосу, который
подает его к приборам охлажде-
ния. Переохлаждение аммиака
достигается тем, что насос повы-
шает давление: перед насосом он
находится под давлением, превы-
шающим давление насыщения на
величину Нр, а после насоса
Рис. 13. Система охлаждения ам-
миаком, используемым в качестве
хла до носителя:
/ — отделитель жидкости; 2 — охлаж-
дающий прибор; 3 — насос
—Др + Др. В охлаждающих приборах температура жидкости
повышается на 1—3 °C, а давление несколько понижается,
что приводит к уменьшению переохлаждения.
При подъеме жидкости по вертикальному трубопроводу ее
давление падает вследствие уменьшения влияния столба жидкос-
ти и потери давления из-за гидравлических сопротивлений, а
температура намного повышается за счет притока теплоты от
окружающей среды. В результате аммиак на некоторой высоте Н
становится насыщенным, и в этой зоне он вскипает. Затем тем-
пература и давление его понижаются соответственно до to и р0,
которые задаются технологическими режимами.
3.2.2. Системы с отделителем жидкости
В системе с отделителем жидкости хладагент после регу-
лирующей станции подается в батареи через специальный со-
суд — отделитель жидкости, что позволяет улучшить заполнение
батарей жидким хладагентом и обеспечить нормальную его цир-
куляцию. Эту систему применяют только для холодильников вме-
стимостью до 1000 т. Принципиальная схема системы с отдели-
телем жидкости, используемая на трехэтажном холодильнике,
показана на рис. 14. Хладагент в системе циркулирует следую-
щим образом. От регулирующей станции парожидкостная смесь
Рис. 14. Прямоточная система непос-
редственного охлаждения с отделите-
лем жидкости:
/ — компрессор; 2 — маслоотделитель;
3 — конденсатор; 4 — регулирующий
вентиль; 5 — отделитель жидкости; 6 —
батареи; 7 — регулирующие вентили
направляется в отделитель
жидкости, где жидкость отде-
ляется от пара. Пары отсасы-
ваются компрессором, а жид-
кость самотеком направляется
в батареи камер холодильника.
В батарее хладагент, поглощая
теплоту, испаряется и в виде
влажного пара поступает об-
ратно в отделитель жидкости.
Из отделителя жидкости сухой
насыщенный пар отсасывается
компрессором, а жидкость вто-
рично направляется в бата-
реи системы.
Напор Арц, необходимый
для такой циркуляции хлад-
агента, создается разностью
плотностей столбов жидкости
и пара в трубопроводах, по-
дающих жидкость и отсасы-
вающих пар. Таким образом
А/?ц= 9,81/Л(р( —рг),
где Hi — высота уровня жидкого аммиака в циркуляционном контуре бата-
реи (рис. 15), м; pi — плотность жидкости, кг/м3; ps — плотность парожид-
костной смеси в батарее н трубопроводе отсоса паров в отделитель жидкости,
кг/м3.
При параллельно включенных батареях циркуляционный
контур распадается на ряд параллельных контуров, в которых
циркулирует парожидкостная
смесь. Обычно отделители
жидкости устанавливают на
каждом этаже холодильни-
ка, а затем их объединяют
по температурам кипения
хладагента.
Основные особенности
тепловых и гидравлических
процессов, происходящих в
этих системах, рассматрива-
ются ниже. Системы непо-
средственного охлаждения с
отделителем жидкости, не-
смотря на широкое распро-
странение на холодильниках,
имеют недостатки:
Рис. 15. Влияние гидростатического столба
жидкости на теплоотдачу батарей;
/ — отделитель жидкости.; 2 — жидкостный
трубопровод; 3 — жидкостный вентиль;
4 — батарея; 5 — паровой вентиль
трудность равномерной подачи жидкого хладагента к пот-
ребителям холода, особенно в разветвленных системах холодиль-
ников. Это приводит к недостаточно эффективному использова-
нию приборов охлаждения, нарушению температурного режима
камер, а также отрицательно сказывается на работе компрес-
сора;
возможность возникновения гидравлических ударов в ком-
прессорах. Применяемые способы предупреждения гидравличе-
ских ударов ухудшают теплопередачу приборов охлаждения
камер вследствие недостаточного заполнения их жидким аммиа-
ком. Переполнение системы или отдельных батарей хладагентом
вызывает необходимость дросселирования влажного пара на
всасывающей стороне компрессора, что приводит к снижению
мощности компрессоров и перерасходу электроэнергии;
большой расход хладагента на заполнение системы;
затруднения в автоматизации работы отдельных приборов
охлаждения и системы в целом;
ухудшение работы приборов охлаждения вследствие влияния
гидравлического столба на давление кипения агента и на их теп-
лопередачу;
значительное загрязнение системы маслом, ухудшающее
теплопередачу батарей.
Крупные аммиачные установки не всегда полностью автома-
тизированы и обычно работают при кратности циркуляции п<1,
что обеспечивает поступление в компрессор перегретых паров.
В этом случае эффективность теплопередачи батарей уменьша-
ется на 20—30%. Кроме того, при разветвленной сети раздачи
хладагента по приборам охлаждения самые отдаленные из них
всегда работают при недостаточном заполнении.
3.3. Насосно-циркуляционные системы охлаждения
Насосно-циркуляционные системы разделяют на две группы:
с напородержателями и прямоточные.
Напородержатели создают давление (за счет столба жидкос-
ти), необходимое для распределения хладагента по приборам
охлаждения. В системах с напородержателем напор насоса
используется только для подачи жидкого хладагента в верхнюю
точку системы, а затем жидкость в системе движется самотеком
(рис. 16).
В прямоточной системе жидкость после насоса поступает
параллельно либо последовательно в приборы охлаждения, из
которых частично возвращается для повторной циркуляции.
В таких системах напор, создаваемый насосом, можно полностью
использовать для изменения количества подаваемого хлад'агента
по потребителям в зависимости от величины тепловых нагрузок.
Рис. 16. Система охлаждения с бата-
реями «каскад»:
/ — жидкостный трубопровод; 2 — соле-
ноидный вентиль; 3 — циркуляционный
ресивер; 4 — дистанционный указатель
уровня; 5 — центробежный иасос; 6 —
жидкостный вентиль (байпас); 7 — сопло;
8 — распределительный сосуд; 9 — всасы-
вающий трубопровод; 10 — магистраль
горячих паров; 11 — сливиой трубопровод;
12 — запорные вентили; 13 — диафрагмы,
14 — термостаты; 15 — напородержатель
Применение насоса существен-
но усиливает циркуляцию жид-
кости. Производительность его
выбирают такой, чтобы в пе-
риод максимальной тепловой
нагрузки кратность циркуля-
ции хладагента достигала 4—5.
Кратность циркуляции
GKr/(qpF)~ G^/Gn.
Это обеспечивает хорошее за-
полнение приборов охлажде-
ния, большие значения коэф-
фициента теплопередачи, рав-
номерное распределение хлад-
агента по приборам охлажде-
ния, что особенно важно для
аппаратов, работающих при
переменных и больших удель-
ных тепловых потоках.
3.3.1. Системы с напородержателями
К системам с напородержателями относится насосно-цирку-
ляционная система с батареями «каскад». Конструкция батареи
обеспечивает каскадное течение жидкости с верхней трубы на
нижнюю при ее заполнении на 30—35 % и предусматривает про-
межуточный отбор пара.
Такую систему применяли в 60-х годах на производственных
холодильниках в камерах с резкопеременными тепловыми нагруз-
ками (камеры охлаждения, замораживания).
Жидкий аммиак из конденсатора поступает в циркуляцион-
ный ресивер. Из ресивера жидкий аммиак подается центробеж-
ным насосом в распределительный сосуд, установленный в верх-
ней точке системы (см. рис. 16). Из распределительного сосуда
жидкий аммиак поступает по сливному трубопроводу в пародер-
жатель верхнего этажа, а оттуда — в батареи камеры.
Жидкий, аммиак движется по шлангам батареи и испаря-
ется. Пары отделяются от жидкости/ отбираются через пароот-
водчики, соединяющие шланги батареи с ее паровым коллекто-
ром, и направляются через паровую магистраль в распредели-
тельный сосуд, откуда проходят по всасывающему трубопроводу
в компрессор. К паровой магистрали подключена уравнительная
линия от циркуляционного ресивера. Она служит для удаления
из него паров, образующихся как при дросселировании, так и в
результате поступления теплоты к ресиверу.
Неиспарившаяся жидкость из батарей стекает в сливной тру-
бопровод, а оттуда — в напородержатель, расположенный 'на
нижнем этаже. Таким же образом движутся жидкость и пары в
батареях камер нижних этажей. Жидкий аммиак по сливному
трубопроводу возвращается в циркуляционный ресивер.
На каждую батарею жидкий аммиак подается через диафраг-
мы и определяется высотой гидравлического напора жидкости
над ней, создаваемого напородержателем. Для обеспечения
надежной работы диаметр сечения диафрагмы должен быть не
менее 6 мм. Заменять диафрагмы регулирующими вентилями не
рекомендуется, так как при чрезмерном открытии одного из них
может быть нарушено питание жидким аммиаком остальных ба-
тарей. Уровень заполнения батарей жидким аммиаком с диамет-
ром труб 50 мм должен быть 10—15 мм. Более высокий уровень
заполнения не требуется, так как увеличивается расход жид-
кости, подаваемой в батареи.
На рис. 17 приведен график изменения коэффициента тепло-
передачи оребренных потолочной и пристенной батарей «каскад»
в зависимости от их заполнения жидким аммиаком для условий
сухого теплообмена, т. е. когда на трубах и ребрах не выпадает
конденсат, при температурном напоре 10—13 °C, при каскадном
и затопленном режимах.
Батареи «каскад» чувствительны к перебоям в подаче жид-
кого аммиака. Поэтому для нормальной работы малоемкой сис-
темы важно обеспечить бесперебойную и безотказную работу
циркуляционного насоса. При остановке насоса весь жидкий ам-
миак свободно сливается в ресивер, в связи с чем для обеспече-
ния требований безопасности вместимость ресивера должна быть
достаточной. Часто для уменьшения количества сливаемой жид-
кости при остановке насоса некоторую часть жидкого аммиака
(около 30—50%), заполняющего батареи, «запирают» в нижних
трубах, сохраняя в верхних каскадный режим течения. Для
этого к паровому коллектору батареи (на половине его высоты)
подключают переливную трубу, через которую сливается Жидкий
аммиак.
Рис. 17. Изменение коэффициента теп-
лоотдачи ребристых батарей «каскад»
в зависимости от системы заполнения
жидким аммиаком:
пристенной двухрядной батареи для
режимов:
/ — затопленного; 2 — верхней подачи;
3 — верхней подачи с затоплением ниж-
них труб батарей иа 0,46 м высоты; при-
стенной оребренной батареи для режимов-
4 — затопленного; 5 — верхней подачи;
6 — верхней подачи с затоплением ниж-
них труб батарей на 0,37 м высоты; 7 —
верхней подачи с затоплением нижних
труб батарей и а 0,63 м высоты; потолочной
трехрядиой батареи для режимов: 8 —
затопленного; 9 — верхней подачи. Сплош-
ные кривые относятся к условиям сухого
теплообмена при температурном напоре
10—13 °C, штрихпуиктирные — для темпе-
ратур воздуха в камере —18 °C при тем-
пературном перепаде 10 °C
Автоматизм в поддержании заполнения батарей на опреде-
ленном уровне создает расслоенный режим течения с неболь-
шими коэффициентами теплопередачи. Это обстоятельство, наря-
ду со сложностью изготовления батарей вынудило отказаться от
системы «каскад».
К системам с напородержателями относится также насосно-
циркуляционная с трехтрубной батареей. Конструкция батареи
обеспечивает внутреннюю самоциркуляцию хладагента за счет
частичного выброса жидкости паром из нижней трубы в верхние
(рис. 18). От таких систем также отказались из-за малоэффек-
тивной работы батарей.
Жидкий хладагент из конденсатора поступает через регули-
рующий вентиль в отделитель жидкости, из которого сливается
в циркуляционный ресивер. Из ресивера аммиак подается насо-
сом в напородержатель, установленный на верхнем этаже холо-
дильника. Из напородержателя часть жидкости поступает в бата-
реи данного этажа, а ее избыточное количество по переливному
трубопроводу — в напородержатель нижнего этажа и использу-
ется для питания батарей камер. Избыточное количество аммиа-
ка из этого напородержателя возвращается в ресивер. Перелив-
ные трубопроводы напородержателей монтируют на уровне ниж-
Рис. 18. Циркуляционная автоматизированная система охлаждения ВНИКТИхолод-
прома:
1 — циркуляционный ресивер; 2 — насос; 3, 9 — напородержатели; 4, 12 — соленоидные
вентили; 5 — охлаждающие батареи; 6 — паровые коллекторы; 7 — коллекторы для
слива жидкости после проведения оттаивания инея; 8 — подача горячих паров; 10 — от-
делитель жидкости; 11 — указатель уровня; 13, 14 — жидкостные трубопроводы;
15, 16 — магистральный и отсасывающий трубопроводы
ней образующей верхних коллекторов батарей. Из батарей пары
хладагента поступают в паровой коллектор, а из него — в маги-
стральный трубопровод отсоса паров, в отделитель жидкости,
откуда отсасываются компрессором. В случае попадания жидко-
сти в паровые коллекторы она самотеком поступает в трубопро-
вод перелива и слива и сливается в циркуляционный ресивер.
Коллекторы выполняют двойную функцию. Коллектор 6 (см.
рис. 18) служит для сбора riapa (левая его часть) и для подачи
горячих паров в батарею при их оттаивании от инея (правая
часть). Коллектор 7 предназначен для подачи жидкого хлада-
гента для питания батарей (левая его часть) и для удаления
жидкости из батарей при их оттаивании (правая часть).-
Из отделителя жидкость самотеком сливается в ресивер.
Батарею монтируют с некоторым уклоном в сторону парового
коллектора, что достигается креплением батарей на подвесках
разной длины. Последнее улучшает циркуляцию хладагента по
трубам. Жидкость подводится и сливается через специальный
штуцер в нижней трубе батареи. Пары аммиака отводятся из
батарей через штуцер в паровом коллекторе. В верхние трубы
жидкость попадает из нижней трубы в результате ее выброса,
поэтому они заполняются хладагентом на 30 % ее объема.
Коэффициент теплопередачи пристенных и потолочных ореб-
ренных батарей при температурном напоре 10 °C практически
равен 4 Вт/(мг-К). Причем коэффициент теплопередачи верхних
труб меньше, чем нижних, так как верхние трубы меньше запол-
нены жидкостью.
Первые конструкции .систем с напородержателями обладали
одинаковыми недостатками. Напор, создаваемый насосом, нельзя
было использовать для распределения хладагента по приборам
охлаждения, так как жидкость из напородержателей сливалась
самотеком так же, как из отделителя жидкости. Напор же,
создаваемый в напородержателе, всегда был недостаточным для
преодоления гидравлического сопротивления сети. Поэтому бата-
реи работали с небольшим заполнением жидкости и, следова-
тельно, с низкой эффективностью процесса теплопередачи. Дру-
гим недостатком была зависимость работы нижних батарей от
верхних и эффективность работы приборов охлаждения данного
этажа от плотности теплового потока.
Рассмотренные насосно-циркуляционные системы с батареями
«каскад» и трехтрубной конструкции, несмотря на перечисленные
недостатки, послужили основой современных охлаждающих
систем, так как в них был заложен главный принцип — создание
принудительной циркуляции неиспарившегося хладагента в низ-
котемпературном контуре с помощью насоса. Эти системы созда-
ли условия, предотвращающие гидравлические удары в компрес-
сорах за счет разделения пара и жидкости в самих приборах
охлаждения и применения
защитных емкостей — цир-
куляционных ресиверов.
3.3.2. Прямоточные системы
К прямоточным относят-
ся насосно-циркуляционные
системы с параллельной раз-
дачей жидкого хладагента.
Они могут быть с верхней и
нижней подачей (рис. 19).
Из вертикального циркуля-
ционного ресивера хлад-
агент забирается насосом и
нагнетается в трубопровод,
после чего параллельно раз-
дается по этажам и прибо-
рам охлаждения. Хладагент
подается в нижние трубы
батарей. Неиспарившаяся
часть хладагента вместе с
Рис. 19. Система охлаждения с нижней
подачей холодильного агента:
/ — насос, 2,3 — охлаждающие батареи; 4 —
циркуляционные ресиверы • ~
паром возвращается в цир-
куляционный ресивер по
одному трубопроводу, где
пар отделяется и отсасыва-
ется компрессором, а жидкость вновь насосом подается в при-
боры охлаждения. Жидким хладагентом система пополняется
автоматически через регулирующий вентиль или поплавковый
регулирующий вентиль.
Назначение коллекторов такое же, как и в предыдущих
схемах.
Для охлаждающих систем с гладкотрубными батареями,
имеющими много труб по высоте, применяют верхнюю подачу
жидкого хладагента. Эта система охлаждения отличается от
системы, приведенной на рис. 20, тем, что хладагент подается в
верхнюю часть батареи, по которой она стекает самотеком. В та-
ких системах устраняется нежелательное влияние гидростатиче-
ского столба жидкости на температуру кипения, которое стано-
вится заметным в случае применения многорядных горизон-
тально-трубных пристенных батарей при нижней раздаче жид-
кости.
Поэтому в насосных системах используют длинношланговые
одно- и двухрядные змеевиковые батареи, эффективность тепло-
передачи которых одинакова как при верхней, так и при нижней
раздаче жидкого хладагента. Выбор длинных шлангов для ба-
тарей объясняется тем, что в них формируются снарядные ре-
Рис. 20. Многоэтажная трехтрубная
рассольная система:
1 — испаритель; 2 — батареи; 5 — расши-
рительный бачок; 4 — насос
от выбранного способа раздачи
схем с верхней подачей хладагента она в
чем с нижней.
жимы течения парожидкостной
смеси. Выбор способа подачи
жидкости в батареи такой кон-
струкции определяется в основ-
ном эксплуатационными ха-
рактеристиками, условиями
слива хладагента, производи-
тельностью насоса и количест-
вом вводов жидкости на объек-
те. Применение длинношланго-
вых змеевиковых батарей поз-
волило упростить схему уста-
новок и отказаться от сложных
и малонадежных устройств для
распределения жидкого хлад-
агента по многочисленным па-
раллельным и коротким шлан-
гам батарей.
В современных системах в
целях безопасности эксплуата-
ции холодильных машин стали
применять вертикальные или
наклонные циркуляционные ре-
сиверы большой вместимости.
Кратность циркуляции зависит
хладагента по батареям. Для
1,5—2 раза больше,
Основная трудность в процессе эксплуатации систем с па-
раллельной раздачей жидкости по потребителям от насоса за-
ключается в равномерном распределении жидкости по охлаждае-
мым объектам. Поэтому в них устанавливают регулирующие
вентили либо дозирующие диафрагмы. Одновременно с дози-
ровкой жидкости они устраняют влияние избыточного давления,
создаваемого насосом, на температуру кипения хладагента в
батареях. В'разветвленных схемах для распределения хладаген-
та по потребителям этажа применяют преимущественно диа-
фрагмы, а на параллельных отводах жидкости на этаж устанав-
ливают регулирующие вентили. Такой способ раздачи был пред-
ложен и испытан ОИНТЭ как в одноэтажных, так и много-
этажных холодильниках.
Диафрагмы подбирают таким образом, чтобы при любых из-
менениях плотности теплового потока кратность циркуляции
жидкого хладагента в наиболее отдаленных приборах охлажде-
ния была достаточной.
Сечение диафрагмы рассчитывают по известному массовому
расходу хладагента Ga (в кг/с), подаваемого к данному потре-
бителю:
лр. -у2Дрдро
где р — коэффициент расхода (р = 0,62 — 0,65); Дрд — .разность давлений жид-
|кого хладагента до и после диафрагмы, кПа; ро — плотность жидкого хладагента
перед диафрагмой, кг/м3.
1 При ориентировочных расчетах потери напора на этаже мно-
гоэтажных холодильников принимают равными 40—60 кПа,
сопротивление охлаждающих приборов со стороны хладагента
5—15 кПа.
К основным недостаткам системы с верхней подачей жидкости
относятся следующие: трудность распределения жидкости
по большому количеству параллельных шлангов, увеличение
массового расхода жидкости, большая вместимость циркуля-
ционных ресиверов (они должны быть рассчитаны на прием
всего жидкого аммиака каждой системы), повышенные требова-
ния в соблюдении уклонов трубопроводов раздачи хладагента
по системе и /недопустимость отклонения шлангов батарей от
горизонтали больше чем на 0,3 диаметра трубы по их длине. По
этим причинам их не рекомендуют применять.
3.4. Системы с промежуточным хладоносителем
В системах с промежуточным хладоносителем теплота охлаж-
даемого объекта отводится с помощью жидкого хладоносителя,
в качестве которого используют водные растворы различных
солей (хлоридов натрия, кальция и магния), этиленгликоль,
кремнийорганические жидкости, R30, R11, аммиак в переохлаж-
денном состоянии. Промежуточные хладоносители охлаждаются
в испарителях.
Различают закрытые и открытые системы. В закрытых систе-
мах все приборы охлаждения камер трубчатого типа, испари-
тели кожухотрубные. Закрытая система охлаждения наиболее
распространена. Она надежна и экономична в работе. Основным
ее недостатком является возможность замерзания рассола в
трубах испарителя, когда прекращается его циркуляция или
чрезмерно понижается температура кипения.
На холодильниках иногда применяют открытые системы с
контактными приборами охлаждения, в которых холодный рассол
соприкасается непосредственно с воздухом камеры, охлаждая
и осушая его.
Получили распространение закрытые системы с потолочными
и пристенными батареями и воздухоохладителями.
Батареи изготовляют из шовных труб, которые соединяют
между собой с помощью «калачей» и фланцев в шланги длиной
до 200 м.
Батареи включают параллельно или последовательно. Парал-
лельное подключение батарей позволяет уменьшить гидравличе-
ские сопротивления и увеличить разность температур воздуха и]
циркулирующего рассола. При наличии камер с различными тем-1
пературами батареи подключают последовательно. На выходе из'|
батарей разность температур воздуха камеры и рассола должна
составлять 9—10 °C. Если это условие не выполняется, часть
батарей включают параллельно. Компоновку батарей или выбор
поверхности одной батареи производят исходя из того, что общий
подогрев рассола составляет 2,0—2,5 °C.
Наличие воздуха в системе нарушает циркуляцию жидкости,
резко увеличивает коррозию металла, затрудняет регулирование
раздачи хладоносителя и ухудшает теплопередачу испарителей
и батарей.
Для удаления воздуха из системы в верхних точках батарей
и магистралей ставят вентили для его выпуска, а движение
хладоносителя в системе (испарителе, батареях, магистральных
трубопроводах) осуществляется снизу вверх, чтобы не допустить
«мешков», вызывающих воздушные пробки. Для систематическо-
го удаления воздуха из рассола в схемах с кожухотрубными
испарителями и батареями в верхней точке системы устанавли-
вают открытый расширительный бачок, в который наливают
немного масла, чтобы предотвратить контакт воздуха с рассолом.
Системы с промежуточным хладоносителем широко, используют
в'химической промышленности при производстве хлора, смол,
пластмасс, в строительной технике, металлургической промыш-
ленности и электронике.
Систему закрытого типа применяют в небольших холодиль-
никах для хранения фруктов и овощей и на многоэтажных
холодильниках (см. рис. 20), ее называют также трехтрубной,
так как в ней трубопровод отепленного рассола подключают к
батареям системы с петлей, уравнивающей сопротивление дви-
жению хладоносителя для каждой батареи, т. е. длина пути
движения хладоносителя в таких системах для каждой батареи
одинакова.
Подачу жидкости в батареи регулируют задвижками, уста-
новленными на каждом этаже после батарей.
Преимуществами такой системы являются хорошее удаление
воздуха, облегченное регулирование подачи промежуточного
хладоносителя в батареи камер, уменьшенный расход электро-
энергии на ее циркуляцию.
В открытой системе холодная жидкость забирается насосом
из открытого бака, куда погружен испаритель, и по нагнета-
тельному трубопроводу подается в батареи. Отепленный проме-
жуточный хладоноситель из батарей по сливной магистрали
возвращается в бак открытого испарителя, причем сливную
трубу подводят к испарителю сверху. Для предотвращения раз-
рыва струи на сливной трубе перед баком испарителя устанавли-
вают задвижку, с помощью которой регулируют слив жидкости
так, чтобы магистраль всегда была заполнена.
В системах с большим количеством циркулирующего проме-
жуточного хладоносителя целесообразно увеличивать вмести-
мость бака испарителя путем установки дополнительной емкости.
Рассол, поступающий из камер, сливается не в бак испарителя,
а в меньший отсек бака дополнительной емкости, который
соединен трубой с баком испарителя. Таким образом, уровень
рассола в баке испарителя и отсеке бака поддерживается одина-
ковым. При остановке насоса уровень рассола в отсеке повыша-
ется и при достижении верхней кромки перегородки бака допол-
нительной емкости рассол переливается в больший его отсек.
В приборах охлаждения открытого типа хладоноситель ин-
тенсивно поглощает влагу из воздуха, так как его температура
ниже точки росы охлаждаемого воздуха. Причем осушение воз-
духа тем значительнее, чем выше концентрация рассола. В ре-
зультате этого циркулирующий рассол все время деконцёнтри-
руется и увеличивается в объеме. Для поддержания требуемой
постоянной концентрации влагу из рассола необходимо выпари-
вать (вымораживать) или периодически добавлять соль.
Рассолы. Основные требования, предъявляемые к рассолам:
низкая температура замерзания, большая теплоемкость, неболь-
шая вязкость, высокий коэффициент теплопроводности, химиче-
ская стойкость, безвредность. Рассол це должен оказывать
значительного корродирующего действия на материалы. Кроме
того, он должен быть недорогим и доступным для использования
в большом количестве. Практически нет таких рассолов, которые
бы полностью удовлетворяли указанным требованиям.
Основное свойство водных растворов солей состоит в том, что
температура замерзания их до известного предела (состояния
криогидратной точки*) зависит от концентрации рассола. Для
каждого из рассматриваемых рассолов эту зависимость можно
представить графически (рис. 21). На оси абсцисс отложены
значения концентрации рассола (отношение массовых частей
соли к массе раствора), на оси ординат — значения температур
рассола. По кривой выпадения льда 1 можно определить значе-
ние температуры ta, до которой можно охлаждать рассол данной
концентрации £ без выделения из него льда. Понижение темпера-
* Криогидратная точка определяет концентрацию н температуру рассола,
при которой он замерзает в виде однородной смеси обоих компонентов.
Рис. 21. Кривые льда и насыщения
водных растворов:
1', 1". V” — кривые выпадения льда;
2',.' 2", 2'" — кривые выпадения соли;
Г, 2' — для раствора NaCl; 1", 2" — для
раствора MgCl2; Г", 2"’ — для раствора
СаС12
туры рассола ниже ta будет
сопровождаться . выделением
кристаллов льда, что вызывает
повышение концентрации рас-
сола до значения Это будет
продолжаться до тех пор, пока
температура рассола не достиг-
нет криогидратной точки С.
Для NaCl она составляет
—21,2 °C, для СаС12 —55 °C,
для MgCl2 —33,6 °C при содер-
жании соли, равном соответ-
ственно 28,9; 42,5 и .27,6 мас-
совых частей на каждые 100
частей раствора.
Кривая 2, характеризую-
щая насыщение раствора, оп-
ределяет его свойства, при
концентрациях выше концент-
рации в криогидратной точке.
У таких растворов охлаждение
до температуры, лежащей ниже
линии насыщения, при данной концентрации (например, от зна-
чения температуры tb- до tb«) приводит к изменению концентрации
до соответствующей температуре tb". При дальнейшем
охлаждении рассол достигает состояния в криогидратной точке,
при котором он полностью заморозится.
Состояние рассола по линии выпадения соли изменяется
вследствие того, что при охлаждении его до температуры ниже
криогидратной выделяется избыточное количество соли. В ре-
зультате оставшаяся часть жидкого рассола будет иметь более
низкую концентрацию, определяемую для каждого значения тем-
пературы по кривой насыщения. Так, в точке Ь" температуре
tb” соответствует равновесная концентрация
Учитывая, что выпадение льда из раствора концентрирует его
и предохраняет (до определенных температур) от замерзания, ра-
бочую концентрацию растворов выбирают по кривой выпадения
льда.
Область рационального применения того или иного рассола в
качестве хладоносителя определяется его -температурой в кри-
огидратной точке. Так, раствор NaCl для температур ниже
—21 °C нельзя использовать в качестве хладоносителя. По этой
причине в промышленных холодильниках в качестве хладоноси-
теля наиболее широко распространен раствор СаС12.
Не меньшее значение для эксплуатации имеет и корродирую-
щее воздействие рассолов на металлы. Срок службы отдельных
элементов установки составляет в среднем от 5 до 15 лет. Необ-
ходимым условием для возникновения коррозии является нали-
чие кислорода. В открытых системах рассол насыщен кислородом
примерно в 4 раза больше, чем в закрытых, вследствие чего кор-
розия в них намного интенсивнее. Для уменьшения количества
растворенного кислорода в рассоле необходимо максимально
сокращать поверхности соприкосновения рассола с воздухом и
не допускать егр взбалтывания, создавать условия для полного
заполнения магистралей и батарей и непрерывного удаления
из них воздуха. Обратные трубы следует опускать ниже уровня
рассола. Над зеркалом рассола в уравнительном бачке целесооб-
разно иметь слой масла.
В концентрированных растворах растворяется меньшее коли-
чество кислорода. Поэтому в установках поддерживают высокую
концентрацию соли в растворах. Однако нужно иметь в виду, что
рассолы от этого делаются вязкими и плотными и на их переме-
щение будет затрачиваться больше энергии. С наименьшей ин-
тенсивностью коррозия протекает в растворах, где поддерживают
слабощелочную реакцию (pH 7,5—8,5), которую достигают до-
бавлением в него некоторого количества каустической соды и
известкового молока. Наиболее эффективным средством является
добавление в рассол пассиваторов: силиката натрия, бихромата
натрия, фосфорной кислоты. В закрытой рассольной системе
при использовании тщательно очищенных солей коррозия мини-
мальная.
Из других свойств рассолов для эксплуатации' имеют значе-
ния их теплоемкость и вязкость, так как они влияют на работу
рассольного насоса (табл. 5).
В рассолы иногда добавляют высокомолекулярные соедине-
ния (полиокс или полиакриламид — полимеры линейной струк-
туры) в количествах 0,03—0,07 %. Эти соединения способствуют
уменьшению потерь на трение, увеличению производительности
насосов и пропускной способности трубопроводов. Гидравличе-
ское сопротивление магистральных трубопроводов охлаждающей
системы с рассольным охлаждением снижается на 30—50 % для
развитого турбулентного режима течения и на 20—26 % для
переходного. Следует учитывать быстрое механическое разру-
шение (деструкцию) полимеров в растворе.
5. Теплофизические свойства рассолов
Свойства NaCl MgCh СаС12
Температура замерзания при соответствующей концентра- ции, °C Теплоемкость, кДж/(кг-°С) Вязкость (на кривой льда), кг/м —10-; 20 3,5—3,34 3433—6376 — 10-4-—20 3,55—3,0 3924—8338 —104-—20 3,5—3,22 4905—9319
При увеличении концентрации поверхностно-активных ве-
ществ, концентрации соли и при понижении температуры наблю-
дают уменьшение Порогового значения чисел Re, начиная с кото-
рых наблюдается снижение гидравлических сопротивлений.
С увеличением числа Re и концентрации добавки полимеров
эффект снижения сопротивления трения возрастает. С пониже-
нием температуры эффективность добавки полимеров также зна-
чительно возрастает.
Однако при добавлении этих веществ коэффициенты тепло-
отдачи жидкости к поверхности теплообмена уменьшаются
примерно на 20 %. Влияние добавок на теплообмен в батареях
незначительно из-за большого термического сопротивления со
стороны воздуха, а на теплообмен в испарителях, охлаждающих
рассол, — заметное. Причем для аммиачных систем это влияние
сильнее, что объясняется одинаковым значением сопротивления
теплоотдаче со стороны хладагента и рассола.
Этиленгликоль. Этот хладоноситель — бесцветная, не обла-
дающая запахом жидкость. Температура кипения при атмосфер-
ном давлении 197,2 °C; при 20 °C давление около 15,9 Па
(табл. 6).
6. Температуры замерзания водных растворов этиленгликоля
Концентрация, % по объему Температура начала замерзания °C Концентрация, % по объему Температура начала замерзания, °C
0 0 45 —31,1
10 —3,7 50 —57,2
20 —8,9 55 —43,0
30 — 16,0 60 —51,0
40 . —25,3 70 —67,2
Коррозию водяными растворами этиленгликоля можно в зна-
чительной мере снизить, добавляя несколько процентов этанола-
минфосфата.
Фреоны. Наиболее эффективным низкотемпературным хладо-
носителем является R30 благодаря низкой температуре замерза-
ния и малой вязкости при низких температурах.
При температуре —40 °C и скорости движения w= 1 м/с
использование R30 вместо водного раствора хлорида кальция
обеспечивает уменьшение теплопередающей поверхности втрое.
При температурах от —90 до —101 °C в качестве хладоносителя
используют R11.
Твердые хладоносители. Кроме жидких хладоносителей при-
меняют также эвтектический лед, образующий в криогидратной
точке однородную смесь льда и соли и имеющий постоянную
температуру плавления. В некоторых случаях целесообразно ис-
пользовать его в сочетании с машинным охлаждением. Времен-
ный избыток холодильной мощности обеспечивает возможность
замораживания раствора, а при повышенной тепловой нагрузке
холодильной установки эвтектический лед за счет теплоты плав-
ления поддерживает требуемые температуры.
Помимо водных растворов солей для получения эвтектическо-
го льда применяют водный раствор пропиленгликоля СНгОНХ
ХСНОН-СНз, который используют для непосредственного замо-
раживания пищевых продуктов. Этот раствор не обладает запа-
хом, не корродирует металлы (табл. 7).
7. Температуры замерзания водного раствора пропиленгликоля
Концентрация, % по объему Температура начала замерзания, °C Концентрация, % по объему / Температура начала замерзания, °C
10 —3,3 40 —20,8
20 —7,2 50 —32,2
30 — 12,8 60 —52,0
Преимущества и недостатки систем. Системы охлаждения
с промежуточными хладоносителями имеют следующие основные
преимущества: меньший расход цельнотянутых труб, так как
рассольные батареи изготавливают из шовных труб, большая
аккумулирующая способность, более простое регулирование ре-
жимов, возможность применения более простой и полной
автоматизации работы охлаждающей системы, меньшая опас-
ность в случае аварии, относительно малая вместимость по
хладагенту, отсутствие утечки хладагента в камерах, возмож-
ность получения различных температур при одной температуре
испарения.
К недостаткам таких систем относятся: для систем с раство-
рами солей — повышенная коррозия трубопроводов, аппара-
туры, арматуры, оборудования (особенно в открытых системах),
необходимость поддержания более низкой температуры кипения
для дополнительного охлаждения промежуточного хладоносителя
в испарителе с температурным напором в нем около 5 °C;
наличие дополнительных затрат энергии на работу насосов, а
также дополнительного оборудования (насосы, испарители, баки,
концентраторы рассола, бойлер) и, следовательно, большая
металлоемкость таких систем, значительная площадь машинного
отделения.
3.5. Системы с аккумулятором холода
Чаще всего аккумуляторы энергии используют в системах с
неравномерной во времени потребностью в энергии. При этом
излишек мощности можно использовать, если его можно сохра-
нить до того момента времени, когда требуемое потребление
энергии начинает превосходить мощность источника. Емкость
аккумулятора энергии при такой постановке определяется сумми-
рованием указанных излишков энергии, которые имеют место при
эксплуатации конкретной энергетической установки (см. гл. 21).
Существуют аккумуляторы-резервуары вытеснительного и
опорожнительного типов, причем для второго типа внутренние
потери меньше на величины до 20 % аккумулированной энергии.
Использование источников естественного и искусственного холо-
да для зарядки аккумуляторов холода предполагает простран-
ственное распределение источника и аккумулятора-резервуара.
Уменьшение геометрических размеров аккумуляторов-резер-
вуаров обычно достигается путем использования для аккуму-
ляции теплоты или холода теплоты фазового перехода. Не оста-
навливаясь из экологических соображений на аккумуляторах
холода с рассолами, водными растворами кристаллогидратов и
т. п., проведем анализ аккумуляторов холода, использующих
теплоту фазового перехода вода — лед. Намораживание слоя
льда на теплообменной поверхности испарителя толщиной 20—
40 мм приводит к уменьшению коэффициента теплопередачи в
2—2,5 раза и снижению температуры кипения хладагента.
Снижение же температуры кипения хладагента на 1 °C в
диапазоне —10 4----20 °C приводит к снижению холодопроизво-
дительности и соответственно увеличению расходов электроэнер-
гии на производство холода до 2 %. В итоге намораживание
льда при температурах кипения —15 4------20 °C обусловливает
потери электроэнергии до 20—35 % против значений для темпе-
ратур кипения в области —5 4 7 °C при охлаждении в испари-
теле ледяной воды. Аккумуляция холода путем производства
чешуйчатого льда при его толщине на теплообменной поверхно-
сти до 2—3 мм более экономична, поскольку коэффициент тепло-
передачи выше, чем при толщинах льда около 20—30 мм. Однако
в этом случае требуется более интенсивное намораживание льда,
которое достигается также при температурах кипения хладагента
не выше —17 4- —18 °C (иначе на'поверхности вместо кристал-
лического льда намораживается водоледяная смесь).
Отрицательную роль при использовании аккумуляторов холо-
да с намороженным льдом играет и кинетика его таяния, опреде-
ляемая разнонаправленным действием градиента температур
и подъемной архимедовой силы, обусловленной аномальной за-
висимостью плотности от температуры. Аккумулированный таким
образом холод трудно полностью использовать при резкопере-
менной в нем потребности. Последнее выражается в том, что
не удается стабилизировать температурный уровень ледяной
Рис. 22. Общая схема циркуляции
хла доносителя в системе хладо-
снабжения:
1 — аккумулятор холода; 2 — испари-
тель; 3 — технологические аппараты
Рис. 23. Раздельная схема цир-
куляции хладоносителя в системе
хладоснабжения:
1 — аккумулятор холода; 2 — испари-
тель; 3 — технологические аппараты
воды и тем самым гарантировать охлаждение жидкостей и про-
дуктов до требуемой температуры.
В связи с этим было предложено отказаться от аккумуляции
холода путем намораживания льда, использовать испарители в
системе водоохлаждающих машин. Отказ от использования те-
плоты фазового перехода вода — лед сопряжен с увеличением
объема аккумуляторов-резервуаров, а стабилизация температуры
хладоносителя в аккумуляторе холода достигается установкой
буферной емкости, в которую сливается отепленный в технологи-
ческих аппаратах хладоноситель. Системы холодоснабжения с
аккумуляторами холода можно разделить на три типа: с общей
(одноконтурной) подачей хладоносителя на технологические ап-
параты, испаритель, аккумулятор-резервуар (рис. 22); с раздель-
ной (двухконтурной) подачей хладоносителя на технологические
аппараты, испаритель, аккуму-
лятор-резервуар (рис. 23); с
независимой циркуляцией хо-
лодного и отепленного хладо-
носителя (рис. 24).
Если в этой схеме аккуму-
лятор-резервуар разделить на
т отдельных емкостей, то объ-
ем буферной емкости будет
соответственно в т раз меньше
объема аккумулятора. Уста-
новка второй буферной емкос-
ти целесообразна с позиций
более эффективной стабилиза-
ции тепловых нагрузок испари-
Рис. 24. Схема системы хладоснабже-
ния с независимой циркуляцией холод-
ного и отепленного хладоносителя:'
Е—ЕЗ — аккумуляторы-резервуары
теля при зарядке одной из емкостей аккумулятора. На рис. 24
представлен случай, когда аккумулятор состоит из двух емкос-
тей, а буферная емкость отсутствует.
Интересно сравнить три типа систем холодоснабжения между
собой по следующим наиболее важным показателям:
диапазон стабилизации температуры хладоносителя в аккуму-
ляторе холода в зависимости от его объема;
требуемая холодопроизводительность испарителя холодиль-
ной установки в сравнении с ее значениями в период пиковой
нагрузки;
возможность зарядки аккумуляторов в ночное время;
снижение финансовых расходов на потребляемую электро-
энергию;
стабилизация тепловых нагрузок на холодильное оборудова-
ние, автоматизация системы холодоснабжения;
сокращение численности обслуживающего персонала.
Для решения этой задачи на общей методологической основе
составлены математические модели трех схем холодоснабжения,
позволяющие получить закономерности изменения во времени
значений объема F(r), температуры /(т) и других характеристик
хладоносителя в аккумуляторе-резервуаре. Например, в случае
раздельной подачи хладоносителя указанные закономерности
описываются обыкновенными нелинейными дифференциальными
уравнениями с запаздывающими аргументами:
^-=7Г^)Г{р[/"(т)]0о(г) + Л, с^)р№] -
- S 6Дт)р[/(т)]}; (1)
k = о
Цт) = Go(T) - {Т - /(т) - [Т - /"(т) X
(2)
где /Дт) — температура хладоносителя, возвращающегося из k-ro технологиче-
ского аппарата в аккумулятор; t" (т) — температура хладоносителя, возвращаю-
щегося из испарителя в аккумулятор, п — общее число аппаратов; k — номер
технологического аппарата; 2Сь — время циркуляции хладоносителя в сети
аккумулятор — k-й технологический аппарат; р — плотность хладоносителя;
Т — максимально допустимая температура хладоносителя, обеспечивающего ох-
лаждение продукта до максимально допустимой температуры с — удельная
теплоемкость хладоносителя;
Г'(т) = ^(т — 2В) — A/о (т — В);
fk (т) = /(т — 2Ck) + АД (т — Ck),
где 2Z? — время циркуляции хладоносителя в сети аккумулятор — испаритель;
Д/о(т) — подохлаждение хладоносителя в испарителе; АЦ(т) — подогрев хладо-
носителя в fe-м технологическом аппарате. я
Величины Д/о(т), Д/*(т) могут быть изменены, а также рассчи-
таны в рамках математических моделей испарителя и технологи-
ческих аппаратов. На основании численного решения системы
уравнений (1, 2) можно прогнозировать закономерности изме-
нений по времени V(t), /(т), а непосредственным измерением кон-
тролировать эти величины в процессе работы системы холодо-
снабжения. В итоге соотношения (1), (2) совместно с математи-
ческими моделями испарителя, технологических аппаратов,
соотношениями гидравлики конкретных сетей движения хладоно-
сителя являются основой для создания автоматизированной
системы управления процессами зарядки и расходования холода
аккумуляторов на базе микропроцессорной техники. Для обеспе-
чения требуемых расходов хладоносителя через испаритель и тех-
нологические аппараты важно управлять работой насосов си-
стемы холодоснабжения.. Плавного регулирования расходов в
диапазоне от 0,3 до 1,2 номинального, характерного для насоса
в конкретной гидравлической сети, можно достигнуть, регулируя
частоту вращения электродвигателя с помощью преобразовате-
лей частоты тока соответствующей мощности (типа ТПТР). При
этом соответственно снижаются расходы электроэнергии на ра-
боту насосов.
С точки зрения задач проектирования необходимо выбрать
такой объем аккумуляторной емкости и холодопроизводитель-
ность испарителя, которые бы обеспечили допустимый диапазон
изменения температуры хладоносителя и зарядку аккумулятора
в условиях экстремальных нагрузок на оборудование, а именно:
температура хладоносителя не должна превысить значение
Т при максимальном его расходе С|ик на технологические аппа-
раты в течение периода пиковой нагрузки максимальной времен-
ной длительности тмакс;
зарядить аккумулятор до температуры хладоносителя to < Т в
межпиковый период минимальной длительности тмин при среднем
расходе Grjp хладоносителя на теплообменные аппараты, т. е.
подготовить систему к работе в условиях последующего резкого
возрастания нагрузки. В этом случае детальный анализ уравне-
ний (1, 2) не имеет смысла, поэтому, пренебрегая зависимостью
теплофизических свойств от температуры и величинами запазды-
вания, получаем, что dЦт)/с!т = 0, У(т) =; const. Уравнение (2)
существенно упрощается:
dt(r)
dt
2
k >= i GnAtk — Go&to
(3)
V
В период пиковой нагрузки из уравнения (3) получаем, что при
одновременной работе испарителя и технологических аппаратов
, бГикД/1 — GoAio । j ,Л\
Цт) =--------р--------т 4- to, (4)
где tB — начальная температура хладоносителя в аккумуляторе холода; AG —
равно максимальному из значений Д/*(т); Д/о равно минимальному среди
значений Д/0(т).
Из уравнения (4) легко получить величину минимального
объема аккумулятора, удовлетворяющего требованию а. Анало-
гичный анализ уравнения (3) позволяет получить величину необ-
ходимой холодопроизводительности испарителя.
В случае раздельной подачи
,, _ СГДй - СоД/о
гмин — ? -------Тмакс,
х~,ПИК
Qiicn = .срД/,; (5)
*макс Тммн
в случае общей подачи
Г г G"KK[Afl Afo] Тмакс /С\
У МИН т
a Qисп совпадает с (5).
Сравнивая У„„„ для общей и раздельной схем подачи хладо-
носителя, получаем, что при общей подаче минимальный объем
аккумулятора несколько больше. Выбор объема аккумулятора
V > Умни приведет к снижению диапазона температур хладоно-
сителя /(Тмакс) < Т. При этом больше теплоты будет отведено от
продукта, а требуемая холодопроизводительность испарителя
сохранит свое значение, определяемое уравнением (5). Посколь-
ку пиковая тепловая нагрузка определяется как
QnidK /-»ПИК д л.
исп = С 1 срЛи,
в случае общей и раздельной подачи
। Тмин
Q1 /-.ПИК т
исп ________О) 1макс______ , .
QI1HK т V 1 f
исп I | 1 мин
Тмакс
Анализ уравнения (7) на базе реальных значений Gi, тмин,
тМакс показывает, что применение аккумуляторов с ледяной водой
в качестве хладоносителя позволяет уменьшить холодопроизво-
дительность испарителя в схемах с общей и раздельной его
подачей на 10—20 % относительно величин пиковой тепловой
нагрузки. В целом эти схемы можно рекомендовать для пред-
приятий, где имеются ограничения на.^установку аккумуляторов-
резервуаров большого объема, допустимы большие колебания
температур хладоносителя. Такие схемы аккумулирования при-
меняют для процессов охлаждения молока. Известно, что моло-
ко, охлажденное до 6 °C, может храниться только 6 ч, а охлаж-
денное до 4 °C — 12 ч. Не случайно температура 4,4 °C для
охлажденного молока считается в США максимально допусти-
мой, и обычно молоко охлаждают до 2—4 °C.
Такие технологические показатели можно достичь либо с
помощью холодильной установки (QHcn — Q""K) , либо установкой
аккумулятора холода большого объема без смешения холодного
и отепленного хладоносителя (см. рис. 11), который позволяет
стабилизировать температуру хладоносителя, подаваемого на
технологические аппараты, т. е. для него в отличие от предыду-
щих схем dt/dT = 0.
Отклонения от среднего значения температуры могут быть
вызваны только процессами теплопроводности и естественной
конвекции внутри аккумулятора. Такой аккумулятор позволяет
охлаждать все поступающее молоко до температуры ^4°С, и в
этом плане подобная схема холодоснабжения экономически не-
сравнима с предыдущими. Для нее каждая из двух емкостей
должна иметь минимальный объем, обеспечивающий работу
технологических'аппаратов в течение (тмакс +тмнн), а испаритель
иметь холодопроизводительность, позволяющую зарядить вторую
емкость за тот же промежуток времени, т. е.
VMHH = 2(С;ИК Тмакс + С? Тмин) , (8)
а Онсн определяется формулой (5).
Снижение финансовых расходов за электроэнергию возможно
при наличии различных тарифов на электроэнергию в течение
суток. Снижение тарифов на электроэнергию в ночное время
позволяет существенно снизить финансовые затраты (если заряд-
ку аккумулятора производить ночью), исключая использование
холодильной установки в дневное время. В этом случае 14™ (двух
емкостей) определяется суммарной суточной потребностью в хла-
доносителе, а холодопроизводительность испарителя — временем
Тзар действия льготного, ночного тарифа стоимости электро-
энергии:
Q„cn = VailKCp'A-- - (9)
*1зар
Исключение смешения холодного и отепленного хладоносителя
с помощью буферной емкости позволяет повысить перепад тем-
ператур хладагент — хладоноситель в испарителе до оптималь-
ного уровня 10—11 °C и обеспечить более интенсивное кипение
хладагента. Считается также, что ночная зарядка аккумулятора
сопряжена с более эффективным использованием естественного
холода, снижением температуры конденсации хладагента. По-
следнее экономически выгодно, однако сэкономленная при этом
электроэнергия примерно равна ее затратам на дополнительную
перекачку хладоносителя.
3.6. Фреоновые системы охлаждения
3.6.1. Хладагенты
В последние годы наметилось сокращение использования
фреонов в качестве хладагентов. Это объясняется в первую
очередь их влиянием на окружающую среду — разрушение
озонового слоя в атмосфере Земли, особенно это касается R12,
R13B1.
Фреоны. В одноступенчатых установках, работающих при
температурах кипения —25 °C и выше, используют в основном
R12 или его аналоги. Применение R12 наиболее эффективно в
установках, работающих при высоких температурах конденсации.
Низкая объемная холодопроизводительность qv R12 (табл. 8),
а также невысокие значения коэффициентов теплоотдачи при
кипении и конденсации со стороны хладагентов в аппаратах
послужили причиной того, что R12 постепенно вытесняется R22,
особенно в средних и крупных установках. Из табл. 8 видно, что
объемные холодопроизводительности R22 и аммиака близки. Одна-
ко при-снижении температуры кипения до —70 °C qv у R22 стано-
вится в 1,5 раза выше, чем у аммиака. Поэтому R22 широко
применяют в низкотемпературных холодильных установках: в
одноступенчатых (до температур —40 °C), в двухступенчатых
(до —70 °C) , а также в верхних ветвях каскадных установок.
8. Объемная холодопроизводительность хладагентов (в кДж/м3) при /*=30 °C
/о. °C Аммиака R12 R22 R502
0 4044 2387 3836 4065
— 10 2767 1669 2710 2871
—20 1832 1124 1864 1977
—30 1168 ' 747 1243 1321
—40 714 472 798 853
R11-4 и RC318 имеют высокие температуры кипения при
атмосферном давлении, поэтому их применяют в установках
кондиционирования воздуха и в тепловых насосах.
В нижних ветвях каскадных холодильных установок при
температурах кипения от —70 до —90 °C широко используют
R13, R14, R23. В последние годы R13 начинает вытеснять R23, у
которого по сравнению с R13 при температурах от —50 до
—100 °C меньше вязкость и значительно выше коэффициенты
теплоотдачи, что позволяет уменьшить размеры теплообменных
препаратов.
Для получения низких температур в установках умеренного
холода (—90 4----140 °C) применяют R14. Он имеет весьма низ-
кую критическую температуру (—45,5 °C) , и поэтому обычно
является рабочим веществом нижних ветвёй трехкаскадных
установок.
Фреоны, являясь хорошими растворителями, легко смывают
с внутренних поверхностей холодильного оборудования и трубо-
проводов различные загрязнения, окалину.
Для предотвращения загрязнений системы компрессоры, ап-
параты и холодильные агрегаты тщательно очищают на заводах-
изготовителях, стальные трубы пассивируют. Машины, аппараты
и трубопроводы промывают хорошим растворителем, например
авиационным бензином, закрывают заглушками, которые снима-
ют непосредственно перед присоединением аппаратов к другим
элементам холодильной установки.
Все фреоновые установки имеют фильтры для тонкой очистки
хладагента в процессе эксплуатации от случайных загрязнений,
продуктов распада масла и др. Обычно фильтры устанавливают
на жидкостной линии после конденсатора, перед, приборами
автоматики, а в некоторых случаях и на всасывающих трубо-
проводах, например перед винтовыми компрессорами.
Многокомпонентный хладагент. В холодильной технике при-
меняют также смеси хладагентов. Французский ученый Л. Фи-
липп предложил использовать в компрессионных холодильниках
смесь R12 и R22 (R502) для получения двухтемпературных
уровней. Смеси с ограниченной растворимостью для трехтемпе-
ратурной машины предложил использовать А. И. Лавочкин.
Хладагенты на основе различных фреонов изучали В. Ф. Чай-
ковский, А. П. Кузнецов. Ими предложена методика расчета
энергетических характеристик дроссельных регенеративных холо-
дильных установок, работающих на смесях, при заданных тер-
модинамических свойствах рабочих веществ.
Известны каскадные установки со смешанным холодильным
агентом, состоящим из четырех углеводородов, с постепенно
понижающейся температурой кипения. Эти углеводороды участ-
вуют в комплексном цикле, который состоит, по существу, из
четырех парокомпрессионных холодильных циклов, соединенных
в каскадную схему, каждый со своими ступенями конденсации,
дросселирования и испарения. Однако холодильные агенты не
отделены один от другого, а сжатие хладагента происходит в
одном компрессоре.
Бинарные смеси в бытовых холодильных установках в связи
с наличием масла приводят к ухудшению теплоотдачи в холо-
дильных аппаратах. При выборе хладагента следует исходить
из следующих условий: обеспечение умеренной стоимости, высо-
ких значений коэффициентов теплоотдачи, создание рабочей
температуры в испарителе выше температуры замерзания при
рабочем давлении. Хладагент должен быть нетоксичен, неогне-
опасен, озонобезопасен и не должен способствовать коррозии,
что касается сложных хладагентов, то, кроме перечисленных
требований при формировании и оптимизации смесей, необходи-
мо учитывать ряд дополнительных факторов.
Количественный подход к формированию смеси хладагента
сводится к следующему:
при заданном уровне охлаждения Тх в качестве основного
компонента смеси следует выбирать такое вещество, которое
обеспечило бы максимальную холодопроизводительность цикла
с учетом объемных и прочностных характеристик компрессоров
при принятых отношениях давлений в цикле;
для увеличения теплоемкости обратного потока в состав
смеси необходимо ввести менее летучий компонент;
в состав смеси целесообразно включать небольшое количе-
ство вещества, летучесть которого выше летучести основного
компонента смеси.
Эта методика была неоднократно апробирована применитель-
но к бытовым холодильникам. Давление обратного потока долж-
но быть 0,1—0,3 МПа, поэтому необходимо, чтобы у «задающе-
го» компонента нормальная температура Го была несколько ниже
Т* или равнялась ей. «Задающих» компонентов несколько.
По термодинамическим соображениям необходимо ввести
«промежуточные» компоненты, в результате чего повышается
эффективность, расширяется зона расслоения, создаются условия
для теплообмена между прямым и обратным потоками, обеспе-
чивается незамерзаемость смеси в связи с возникновением эв-
тектики. Далее необходимо подобрать «специальные» компонен-
ты, например для получения температуры криостатирования
ниже температуры испарения «задающего» компонента, для уве-
личения давления прямого потока, предупреждения конденсации
смеси при низкой температуре окружающей среды. ,
На основании изложенной методики для бытовых холодиль-
ников с двумя температурными уровнями (0 и —24 °C)
Г. К. Лавренченко предложил для формирования хладагентов
приемлемые компоненты: «задающие» — R22, R143, R218;
«высокотемпературные» — R21, R142; «промежуточные» —
R13A; «специальные» — R13, R23, СОа.
3.6.2. Особенности фреоновых систем
Требования к фреоновым система^ охлаждения. Основные
отличия фреоновых охлаждающих систем определяются такими
свойствами фреонов, как большая текучесть, практическая не-
растворимость в воде и растворимость в смазочных маслах,
малое значение скрытой теплоты испарения.
Из указанных свойств фреонов вытекают основные требова-
ния, предъявляемые к фреоновым охлаждающим системам:
обеспечение герметичности, предотвращение попадания влаги в
установку, непрерывная циркуляция маслофреоновой смеси и
возврат масла из испарителя в компрессор.
Герметичность установки достигается применением прокладок
из маслостойкой резины или паронита, а также специальных
соединений трубопроводов с аппаратами с помощью специальных
штуцеров.
Для предотвращения попадания влаги в систему заводы-
изготовители выпускают машины и аппараты, заполненные
ине{Урным газом. В период пуска систем в эксплуатацию их
осушают, продувая инертными газами, и вакуумируют перед пода-
чей хладагента. В период эксплуатации циркулирующий хлад-
агент непрерывно осушается в специальных фильтрах-осушите-
лях, заполненных цеолитом или силикагелем.
Непрерывная циркуляция маслофреоновой смеси и возврат
масла в картер компрессора достигаются применением испари-
телей специальной конструкции, созданием условий, способст-
вующих уменьшению растворения фреона в масле в картере
компрессора. Непрерывную циркуляцию маслофреоновой смеси
и возврат масла необходимо рассматривать в связи с системой
охлаждения, конструкцией испарителей и температурным режи-
мом работы установки. В испарителях, в которых фреон кипит
внутри труб (змеевиковые охлаждающие батареи, воздухоохла-
дители и аппараты с внутритрубным кипением фреона), приме-
няют верхнюю, нижнюю и комбинированную подачи фреона.
При верхней подаче облегчается возврат масла в компрес-
сор и требуется меньшее количество фреона для заправки холо-
дильной установки, отсутствует вредное влияние гидростатиче-
ского столба жидкости на теплопередачу. Фреон и масло дви-
жутся в одном направлении сверху вниз, что способствует луч-
шей циркуляции масла в системе.
При нижней подаче фреона в испарители выше коэффициент
теплопередачи и лучше распределение фреона между парал-
лельно работающими секциями. Поэтому нижнюю подачу чаще
всего применяют в крупных, разветвленных насосно-циркуляци-
онных охлаждающих системах. Для возврата масла на трубо-
проводах отсоса пара устраивают петли для гидравлического
Рис. 25. Принципиальная схема пита-
ния многосекционного испарителя с
верхней подачей фреона:
1 — жидкостный трубопровод; 2 — тепло-
обменник; 3 — ТРВ с внешним уравни-
ванием; 4 — распределитель; 5 — секция
испарителя; 6 — всасывающий трубо-
провод
чем при верхней. Однако такие
затвора, в которых собирается
транспортируемое паром мас-
ло. Для уменьшения вредного
влияния гидростатического
столба жидкости охлаждаю-
щие приборы выполняют из
параллельных, горизонтально
расположенных змеевиков со,
слегка приподнятыми выходны-
ми концами, объединенных
коллекторами.
При комбинированной по-
даче фреон движется через
последовательно соединенные
змеевики, сначала снизу вверх,
а затем (в последних секциях)
сверху вниз. Коэффициент теп-
лопередачи при комбинирован-
ной подаче несколько выше,
испарители имеют повышенное
гидравлическое сопротивление. Поэтому комбинированный спо-
соб подачи фреона применяют лишь в некоторых испарителях,
работающих при высоких температурах кипения, возврат масла
из таких систем осуществляется легче, чем при нижней
подаче хладагента.
Способы подвода фреона к испарителям. Фреон подводят
через дроссельные устройства, конструкцию которых выбирают
в зависимости от вида датчика. Последние могут срабатывать
при изменении перегрева пара (ТРВ) или уровня жидкости в
испарителе — поплавковые регулирующие вентили или соленоид-
ные вентили и дроссельные устройства, получающие сигнал от
электронных указателей уровня.
Питание многосекционных испарителей с верхней подачей
хладагента осуществляют с помощью специальных распредели-
телей, устанавливаемых на жидкостном трубопроводе непосред-
ственно после ТРВ (рис. 25). Принцип действия распределителя
основан на том, что его гидравлическое сопротивление в 10 и
более раз превышает сопротивление секции испарителя. Поэтому,
если падения давления фреона в различных секциях испарителя
отличаются, например на 10 %, то суммарное падение-, давления
в комплексах распределитель плюс секция испарителя будет
отличаться не более чем на 1 %. Распределители фреона уста-
навливают вертикально над верхней секцией испарителя.
Во фреоновых холодильных установках с несколькими охлаж-
даемыми объектами хладагент между ними распределяют путем
установки индивидуальных ТРВ перед каждым испарителем.
Питание испарителей, в которых фреон кипит в мёжтрубном
пространстве (кожухотрубные и кожухозмеевиковые испарите-
ли), осуществляется с помощью ТРВ. или поплавковых регуля-
торов уровня.
Особенности устройства систем для циркуляции масла. Если
применяют маслофреоновые смеси с ограниченной взаимной
растворимостью, то фракция, богатая маслом (как более лег-
кая), собирается слоем в верхней части испарителя. Для обес-
печения возврата масла в компрессор необходимо, чтобы темпе-
ратура застывания масла была значительно ниже температуры
кипения фреона. Тогда масло вспенивается парами хладагента
и в таком виде уносится во всасывающий трубопровод.
В случае применения маслофреоновых смесей с неограничен-
ной взаимной растворимостью унос масла из межтрубного
пространства испарителя возможен вместе с каплями неиспарив-
шейся жидкости, увлекаемыми паровым потоком.
Количество масла, отводимого из кожухотрубного испари-
теля паром, определяется скоростью движения капель масла в
испарителе, местом присоединения всасывающего патрубка к
кожуху испарителя и уровнем заполнения и концентрацией
масла в смеси. Скорость потока в паровом пространстве зависит
от количества образовавшегося пара (от тепловой нагрузки) и
от степени заполнения испарителя жидким фреоном. Если тепло-
вая нагрузка либо степень заполнения испарителя снижается,
то уменьшается количество жидкой маслофреоновой смеси,
уносимой из него вместе с паром. При малых тепловых нагруз-
ках унос масла из испарителя может полностью прекратиться и
привести к значительному ухудшению его теплопередачи, а также
к аварийному снижению уровня масла в картере компрессора.
Особенностью схем питания фреонового испарителя по пере-
греву (рис. 26) является настройка ТРВ для обеспечения
нормальной работы системы. При плановом увеличении тепловой
нагрузки испарителя усиленное парообразование в аппарате
приводит к уносу жидкости, что влечет за собой уменьшение
подачи фреона через ТРВ. Однако ТРВ не может обеспечить
безопасной работы системы при резком увеличении тепловой
нагрузки, так как вскипание фреонов может привести к перепол-
нению испарителя' и к влажному ходу компрессора. Поэтому
приведенная схема пригодна лишь для питания испарителей,
работающих в стационарном режиме при незначительных коле-
баниях тепловой нагрузки. Заполнение испарителя в пусковых
и переходных режимах регулируют ручным регулирующим
вентилем.
Если термобаллон ТРВ установить на трубопроводе между
испарителем и теплообменником, то вероятность влажного хода
компрессора при переменных тепловых нагрузках несколько
Рис. 2Ь. Принципиальная схема пита-
ния фреонов кожухотрубного испари-
теля по перегреву:
1 — кожухотрубный испаритель; 2 — ТРВ;
3 —г регулирующий вентиль; 4 — подача
жидкого фреона; 5 — всасывающий трубо-
провод; 6 — теплообменник
Рис. 27. Принципиальная схема пита-
ния фреоном кожухотрубного испари-
теля по уровню:
/ — подача жидкого фреона; 2 — регуля-
тор уровня; 3 — кожухотрубный испари-
тель; 4 — соленоидный вентиль; 5 — ТРВ;
6 — теплообменник; 7 — всасывающий
трубопровод
уменьшается, но ухудшаются возврат масла в компрессор и
теплопередача в испарителе. Коэффициент теплопередачи, отне-
сенный к полной поверхности аппарата, снижается на 30 % при
повышении перегрева паров R22, выходящих из испарителя, от
0 до 2 °C.
Уровень жидкости в испарителе поддерживается таким об-
разом, чтобы исключить попадание ее во всасывающий трубо-
провод при максимальных тепловых нагрузках (рис. 27). Жид-
кость, отведенная из испарителя, поступает в теплообменник,
где фреон доиспаряется.
Соленоидный вентиль, расположенный между испарителем
и ТРВ, закрывается одновременно с выключением компрессора
и предотвращает поступление жидкости во всасывающий трубо-
провод в нерабочий период. Рассмотренная на рис. 27 схема
обеспечивает надежную эксплуатацию холодильной установки
при изменяющихся во времени тепловых нагрузках.
Во фреоновых установках двух- и трехступенчатого сжатия
обычно применяют комбинированные аппараты (теплообменники
и маслоотделители), устанавливаемые после каждой ступени
сжатия, которые выполняют функции промежуточных охлади-
телей сжатого пара с автоматическим возвратом масла в соот-
ветствующие компрессоры. Иногда во многоступенчатых установ-
ках применяют один маслоотделитель, который устанавливают
после ступени высокого давления, а компрессоры среднего и
низкого давления получают масло из картеров более высоких
ступеней через поплавковые игольчатые клапаны.
В каскадных установках, работающих при температурах кипе-
ния фреона ниже —100 °C, трудно организовать возврат масла
из испарителей в компрессор нижней ветви каскада. Это объяс-
няется тем, что даже у самых современных низкотемпературных
масел, применяемых в холодильной технике, при таких темпера-
турах вязкость возрастает настолько, .что они теряют текучесть.
В этих условиях для смазки низкотемпературных компрессоров
применяют масла с высокой температурой замерзания, например
вакуумные. Их отделяют от циркулирующего фреона в специаль-
ных спаренных маслоотделителях-вымораживателях до поступ-
ления маслофреоновой смеси в конденсатор-испаритель.
Вымораживатели включают параллельно, работают они попе-
ременно. В один, работающий в режиме вымораживания мас-
ла, попадает сжатый пар после компрессора, жидкий фреон — в
змеевики аппарата, где кипит при температуре ниже температуры
замерзания масла. Поступающие в вымораживатель капельки
масла затвердевают и сепарируются, а масляный пар осаждает-
ся на змеевиках в виде инея. Одновременно второй выморажи-
ватель обогревают внешним теплом при закрытой подаче паро-
образного и жидкого фреона. При этом масло становится жид-
ким и его возвращают в компрессор. Концентрация масла в испа-
рителе зависит как от количества маслофреоновой смеси, уноси-
мой из него потоком пара, так и от количества масла, попадаю-
щего в испаритель с жидким фреоном после дросселирования.
Поступление жидкой фазы в испаритель превышает унос ее в
несколько раз, поэтому для обеспечения нормального возврата
масла в компрессор необходимо, чтобы концентрация маслофре-
онового раствора, находящегося в испарителе, была во столько
же раз больше концентрации раствора, поступающего в испарит
тель. Чем меньшее количество масла поступает в испаритель с
жидким фреоном, тем ниже концентрация масла в смеси, нахо-
дящейся в аппарате.
Для устранения пенообразования в картере компрессора
фреоновые маслоотделители имеют устройства для подогрева
возвращаемого масла горячим паром.
Во фреоновых холодильных установках регенеративные тепло-
обменники предназначены для переохлаждения маслофреоновой
смеси на 20—25 °C (в некоторых случаях значительно больше), а
также защиты компрессора от влажного хода.
Охлаждение жидкого фреона, осуществляемое в результате пе-
регрева пара в теплообменнике, увеличивает удельную холодо-
производительность хладагента, но уменьшает массовое коли-
чество фреона, всасываемого компрессором. Эти противополож-
ные влияния приводят при отрицательных температурах кипения
к небольшому (до 10—15 %) увеличению холодопроизводитель-
ности и энергетических коэффициентов холодильных машин, ра-
ботающих на R12 и R502. С повышением температуры конден-
сации положительный эффект регенерации увеличивается. По
данным А. В. Быкова, высокая эффективность действительного
холодильного цикла при работе на R502 обеспечивается при реге-
нерации, соответствующей перегреву паров, всасываемых ком-
прессором, на 40—60 °C.
Коэффициент теплопередачи и гидравлическое сопротивление
теплообменника зависят от концентрации масла в смеси и су-
хости пара х, поступающего в него. По данным В. Б. Якобсона,
при х— 1 коэффициент теплопередачи в 1,5 раза меньше, чем при
х=0,86 — 0,98. С повышением от 1 до 10 % гидравлическое
сопротивление теплообменника в зависимости от конструкции
увеличивается в 5—6 раз. Поэтому для повышения удельного
теплосъема и снижения сопротивления крупных теплообменников
их целесообразно конструктивно оформлять в виде двух после-
довательно расположенных секций, первая из которых рассчита-
на на осушение поступающего пара, а вторая — на его нагрев.
Для обеспечения транспортирования масла минимальную
скорость в теплообменнике принимают равной 6,1 м/с.
В охлаждающих системах разводку трубопроводов выполня-
ют так, чтобы обеспечить непрерывный равномерный возврат
в компрессор уносимого масла.
Фреоновые жидкостные трубопроводы прокладывают анало-
гично аммиачным. Однако нужно помнить, что скрытая теплота
фазового перехода у фреонов в несколько раз меньше, а плот-
ность — значительно выше, чем у аммиака. Поэтому большое
внимание следует обращать на предотвращение вскипания фрео-
на вследствие падения его давления в трубопроводах, направ-
ляющих жидкость снизу вверх к распределительным и дроссель-
ным устройствам. Транспортирование масла во фреоновых паро-
вых трубопроводах возможно лишь при достаточной скорости па-
ра. Минимальная скорость зависит от размеров капель масла и
плотности пара, которая резко меняется' от температуры и дав-
ления. Л. 3. Мельцер рекомендовал следующие минимальные
скорости, обеспечивающие перенос масла во фреоновых трубо-
проводах: в вертикальных всасывающих трубопроводах с дви-
жением фреона снизу вверх — 8,0 м/с; в вертикальных нагнета-
тельных — 7,5; в горизонтальных всасывающих с уклоном по
ходу пара — 4,5; в горизонтальных нагнетательных — 3,5 м/с.
Повышение скорости в трубопроводах обеспечивает транспор-
тирование более крупных капель масла, но приводит к резкому
возрастанию' потерь давления пропорционально квадрату ско-
рости движения хладагента. Это ухудшает условия работы комп-
рессора и снижает его холодопроизводительность. Особенно не-
желательно повышение гидравлического сопротивления всасы-
вающих трубопроводов низкотемпературных одно- и многосту-
пенчатых холодильных установок.
Для облегчения подъема масла в вертикальных паровых тру-
бопроводах их нижнюю часть выгибают в виде сифонов (см.
рис. 25). Масло постепенно заполняет сифон и повышает его
гидравлическое сопротивление до тех пор, пока не выбрасы-
вается потоком пара в сторону пониженного давления.
Если возникает необходимость подавать масло с парами
фреона вверх на значительную высоту, то на трубопроводе вы-
полняют каскад сифонов с расстоянием между ними 3 м по вер-
тикали. Масло под давлением парообразного фреона перебра-
сывается от нижнего сифона к находящемуся над ним.
Верхнюю часть вертикальных трубопроводов, транспортирую-
щих паромасляную смесь из отдельных испарителей снизу вверх,
следует выгибать в виде грифонов (обратных сифонов) и под-
ключать к общей всасывающей линии сверху (см. рис. 25). Это
предотвращает попадание маслофреоновой смеси оз одного испа-
рителя в другой.
Надежный возврат масла из испарителей в компрессор можно
обеспечить, если его всасывающий вентиль расположен ниже
выходных патрубков испарителей и применяется верхняя развод-
ка всасывающих трубопроводов.
Горизонтальные участки паровых трубопроводов выполняют
с уклоном 3—5 % по ходу фреона. Уклон позволяет снизить
скорость пара, а Также не допустить обратный слив масла
по трубе при остановке компрессора либо уменьшении его произ-
водительности.
В схемах с верхней разводкой трубопроводов нагнетательные
стояки параллельно работающих компрессоров целесообразно
присоединять к общему коллектору с помощью - грифонов, не?
посредственно перед которыми на каждом стояке устанавливают
обратные клапаны. Это защищает временно не работающие
компрессоры от опасного заполнения маслом их нагнетательных
стояков и конденсации в них пара.
Особенности циркуляции маслофреоновых смесей. Концентра-
ция масла в смеси, возвращаемой в компрессор, зависит от
перегрева пара фреона в теплообменнике.
При отсутствии теплообменника во фреоновой установке с
безнасосной системой охлаждения фреон в охлаждающих при-
борах почти полностью испаряется. Незначительное количество
фреона доиспаряется из масла во всасывающем трубопроводе.
Концентрация масла в маслофреоновой смеси в испарителе вы-
сокая, а на выходе из него — близкая к единице. Это значит,
что большая часть масла скапливается в испарителе, что ухуд-
шает надежность холодильных машин и теплопередачу испари-
теля.
При наличии теплообменника в испаритель поступает масло-
фреоновая смесь с концентрацией масла gi, содержащая (G-|-
-|-AG) кг смеси. Под действием теплопритоков в испарителе
выкипает G кг фреона и из него выходит маслофреоновая смесь
с концентрацией масла §2, содержащая AG кг хладагента. Эта
смесь направляется в теплообменник, где доиспаряется фреон в
количестве AG и перегревается весь образовавшийся пар на ве-
личину Д/и в результате переохлаждения жидкости после конден-
сатора на величину Д/ж.
Уравнение теплового баланса теплообменника в условиях ста-
ционарного режима имеет вид
(G -|—Д 6’)Дгж -f- Gm Гм Д/ж = Д Gr -*|-( G -|- Д G)A/n -|- Gm£m ДЛ, (10)
где Л(,к и Л;п — разности энтальпии жидкого и парообразного фреона, соответ-
ствующие разностям температур Л/,к и Л/„; G„ — количество масла, возвращае-
мого в компрессор из теплообменника, равное количеству масла, поступающего в
испаритель; с„ — удельная теплоемкость масла (для упрощения принята постоян-
ной, определяемой по средней температуре маслофреоновой смеси в теплообмен-
нике; г — скрытая теплота парообразования фреона при срёдней температуре
в теплообменнике.
Известно, что повышение перегрева пара на всасывании
фреонового компрессора приводит к увеличению его коэффициен-
та подачи. Однако вследствие того, что количество теплоты,
отводимой в теплообменнике, ограничено, высокие перегревы
пара на выходе из него могут быть получены за счет увеличения
сухости пара, поступающего в теплообменник, т. е. за счет умень-
шения AG. Это приводит к снижению кра'тности циркуляции
фреона через испарители, а также к повышению концентрации
масла в них со всеми вытекающими отсюда отрицательными по-
следствиями.
Приведенные противоположные тенденции показывают, что
целесообразно определять оптимальные перегревы пара на вса-
сывании фреонового компрессора, соответствующие наиболее
эффективной работе охлаждающей системы и компрессора в це-
лом для различных режимов эксплуатации холодильной установ-
ки. Эти расчеты осуществляют с помощью указанных зависи-
мостей в сочетании с обычным технико-экономическим расчетом
холодильной установки на указанных технологических режимах.
3.7. Системы отвода теплоты конденсации
3.7.1. Виды систем охлаждения конденсаторов
и водоохладителей
Применяют следующие системы охлаждения: водяную, воз-
душную и испарительную.
При водяной системе охлаждения вода служит промежуточ-
ным теплоносителем, с помощью которого теплота, выделяемая
при конденсации хладагента, отводится в атмосферном охлади-
теле воды.
При воздушной системе теплота, выделяемая в конденсаторе
холодильной установки, отводится непосредственно в воздух.
Решая уравнение (13), получаем выражение, определяющее
количество фреона AG, которое нужно испарить в теплообменни-
ке для возврата в компрессор GM кг масла, в зависимости от
условий работы холодильной установки:
bG=Gki + GJz2. (11)
ki == (Д/ж — Д£п)/(г + Д«п — Д<ж); /г2=[с„(Д/)К — Д/п)]/(г+
-j-Ain — АД). (12)
Кратность циркуляции фреона через испарители определяется
как
n = (G + &G)/G. (13)
Расчетное выражение для определения п можно получить
из зависимостей (11) и (12):
М = 1 -р kl 4~(GM/G)k2.
Для фреоновых одноступенчатых установок с теплообменни-
ками значение, кратности циркуляции фреона п составляет
1,1 —1,3 в зависимости от условий работы.
Из выражения (13) следует, что кратность циркуляции п
повышается с увеличением количества теплоты (пропорциональ-
на АД), отведенной в теплообменнике от переохлаждаемого
фреона. Поэтому нужно стремиться к тому, чтобы фреон, посту-
пающий из конденсатора, переохлаждался в теплообменнике до
температуры, на 2—3 °C превышающей температуру кипения.
Концентрация масла в маслофреоновой смеси, поступающей
в испаритель (gi) и выходящей из него (£г):
^=СМ/(С + ДС + СМ); (14)
§2=Gm/(AG + Gm). (15)
Из этих выражений получаем соотношения, связывающие ко-
личества фреона, выкипающего в испаритель, и масла, посту-
пающего в него (либо удаляемого из него), с концентрациями
масла gi и
(G/GM)=(i/g.)-(iA2); (16)
(ЬА1)= i+[g/(ag + gm)]. , (17)
Решая совместно уравнения (16), (11) и (14) относительно
§2, получаем расчетную зависимость для определения концентра-
ции масла в маслофреоновой смеси, выходящей из испарителя,
если известны концентрация £i и условия работы холодильной
установки:
&2 = (1 + k\)/[ 1 +(^1/^1) +М-
(18)
Из выражений (12), (14) и (16) можно получить расчетную
зависимость для определения кратности циркуляции фреона п,
если известны концентрации маслофреоновой смеси, поступаю-
щей в испаритель (gi) и выходящей из него (g2):
п = (1- ё>)/[1- (ё1/Ь)]- (19)
Испарительная система охлаждения конденсаторов является
комбинацией водяной и воздушной систем и реализуется в виде
аппарата, в котором совмещены процессы охлаждения элементов
конденсаторов водой и охлаждения этой воды воздухом.
Система испарительного охлаждения конденсаторов менее эф-
фективна, чем водяного, из-за болеё низких значений коэффи-
циентов теплоотдачи (от пленки воды к воздуху).
Для воздушного охлаждения характерна пониженная по
сравнению с рассмотренными конденсаторами интенсивность
теплообмена между их поверхностью и воздухом. Однако прос-
тота системы воздушного охлаждения, а также острая необхо-
димость экономии пресной воды заставляют переходить к воз-
душному охлаждению конденсаторов.
В системах оборотного охлаждения воды теплота от воды
к воздуху передается одновременно посредством конвективного,
лучистого и испарительного охлаждения. Лучистой составляю-
щей теплового потока для теплообменных аппаратов пренебре-
гают. Ее учитывают в охладителях, когда на открытую поверх-
ность воды воздействует солнечная радиация.
При температуре окружающей среды свыше 293 К составляю-
щая влажного теплообмена от общего достигает 90 %, тогда
как в зимний период—всего 30—40 %. Поверхностное испаре-
ние жидкости при температуре ее ниже температуры кипения
в процессе теплообмена возможно, когда парциальное давление
водяного пара Рп в слое его, образующемся у поверхности
жидкости, больше парциального давления водяного пара Ра в
основной массе влажного воздуха. Разность парциальных давле-
ний Др=Р"—Р„ является «движущей силой», благодаря кото-
рой водяной пар переносится в основную массу воздуха.
Для усвоения 1 кг массы водяного пара воздух должен од-
новременно воспринять явную теплоту, количество которой опре-
деляется температурой воздуха, относительной его влажностью и
давлением. Из тепловлажностного отношения следует, что 6,,=
= Qa + r(Z). Величина r(t) представляет удельную теплоту паро-
образования, которая незначительно изменяется, a Qf, увеличи-
вается с понижением температуры. Эта величина может быть
оценена по зависимости (см. гл. 1).
Интенсивность работы водоохладителей в большой степени
зависит от температуры воздуха, скорости его движения в зоне
теплообмена, площади поверхности контактирования сред. Для
тепло- и массообмена в водоохладителях справедлива законо-
мерность с ростом количества теплоты, отведенной явным тепло-
обменом, увеличивается влажная составляющая. По этой причи-
не любая интенсификация теплообмена в водоохладительных
аппаратах увеличивает влажную составляющую теплообмена
(ак^=апР). Здесь £ является коэффициентом пропорциональности.
При Тср = 293 К и <р= 90 % £=2,5, т. е. с увеличением коэффи-
циента теплоотдачи (с^) в 2 раза общее количество теплоты мо
жет увеличиться в 5 раз.
Водоохладительные аппараты и устройства называют .' г ра-
д и р н я м и. Они могут быть открытыми, как брызгальный бас-
сейн или декоративно оформленный фонтан, и закрытыми.
По способу обдува воздуха их подразделяют на аппараты с
естественной и вынужденной циркуляцией воздуха при контакте с
водой. В последнем случае такие аппараты называют вентиля-
торными градирнями. По поверхности контактирования воды с
воздухом градирни подразделяются на градирни с разделенным
течением сред (зеркало пруда и воздух — пленка воды на на-
садках регулярной и нерегулярной структуры) и диспергирован-
ным течением сред, в котором капли жидкости взвешены в
воздухе.
Насадки могут быть различными: щиты из пластмассы, уста-
новленные на определенном расстоянии друг от друга, брусья,
выставленные определенным образом, о которые разбиваются
струи воды на капли, кольца металла, керамики, фарфора,
меди (кольца Рашига). Наибольший интерес представляют на-
садки регулярного типа из пластмасс или фольги, которые соз-
дают щелевые каналы, с шагом между листьями в 3— 6 мм и
высотой насадок до 400 мм. В Одесском институте низкотемпе-
ратурной техники и энергетики (ОИНТЭ) разработаны градирни
с подвижной насадкой, состоящей из 3—4 слоев пустотелых ша-
риков.
3.7.2. Конструкции водоохладителей
Брызгальные бассейны являются искусственными водоема’ми,
вода в которых охлаждается разбрызгиванием с помощью фор-
сунок. Бассейны выполняют в виде прямоугольника, ориентиро-
ванного большей стороной перпендикулярно к господствующему
направлению ветра. Ширина бассейна не должна превышать
40 м. Бассейны располагают на земле или на крыше здания.
В последнем случае обычно применяют специальные ограждения
из жалюзи высотой 3,0 и 3,5 м для уменьшения уноса воды.
Вода разбрызгивается форсунками, которые устанавливают на
высоте 0,8—1,5 м над уровнем воды в бассейне. Взаимное рас-
положение форсунок определяется плотностью орошения и произ
водительностью одной форсунки. При наличии жалюзийного ог-
раждения расстояние от форсунок до края бассейна должно
быть не менее 4 м, а без жалюзи — не менее 7 м. В брызгальных
бассейнах используют центробежные тангенциальные или винто-
вые форсунки с выходными отверстиями диаметром 20—32 мм.
При напоре 50—70 кПа производительность их изменяется в
пределах 1,3,—3,5 кг/с.
Плотность теплового потока брызгальных бассейнов состав-
ляет 1—4 кВт/м2 при плотности орошения от 0,1 до 0,25 кг/(м2Х
X с). Потери от испарения и уноса капель достигают 3—5%
количества воды, циркулирующей в системе. Производительность
бассейнов, применяемых для холодильных установок, составляет
30—300 кг/с.
Открытые градирни представляют собой устройства, в кото-
рых водоохлаждающий эффект достигается либо при разбрыз-
гивании воды с помощью форсунок (брызгальные градирни),
либо при орошении ею специальной поверхности (капельные
градирни). В открытых градирнях циркуляция воздуха осуще-
ствляется в основном за счет силы ветра.
Брызгальная градирня (рис. 28) является сборником воды,
окруженным жалюзийным ограждением. Форсунки устанавлива-
ют на высоте 2—4 м над уровнем воды в поддоне. Увеличение
этой высоты (лишь до определенного значения) интенсифи-
цирует теплообмен и увеличивает охлаждение воды. Вода после
выхода из форсунки охлаждается наиболее интенсивно на на-
чальном участке ее движения, чему способствуют высокая
разность температур между водой и воздухом, а также большая
начальная скорость охлаждения. При достижении каплями воды
установившейся скорости движения интенсивность теплообмена
снижается. В связи с этим увеличивать высоту установки сопел
более 4 м нецелесообразно.
Малые градирни (площадью до 6 м2) имеют в плане форму
квадрата. Более крупные — форму прямоугольника, меньшая
сторона которого не превышает 5 м. Длинная сторона прямо-
угольной грани располагается нормально к господствующему
направлению ветра. Плотность теплового потока градирен со-
ставляет 5—20 кВт/м2 при плотности орошения 0,5—2 кг/(м2-с).
Подохлаждение воды достигает 2—4 °C.
Капельные градирни состоят из оросительного устройства,
водораспределителя, жалюзийного ограждения и водосборного
резервуара. Оросительное устройство (решетник) выполняют из
деревянных брусков треугольного или прямоугольного сечения,
укладываемых в 8—12 ярусов по высоте градирни на расстоя-
нии 0,5—1,0 м друг от друга. Для того чтобы вся поверхность
оросителя равномерно смачивалась, направление брусков в каж-
дом ярусе изменяется на 90° по сравнению с соседними яруса-
Рис. 28, Брызгальная градирня:
1 — форсунки; 2 — труба для подвода теплой воды; 3 — труба для отвода охлажденной
воды; 4 — переливной трубопровод
Ми. Летом воду подают в верхнее оросительное устройство, зи-
мой во избежание замораживания ее — в нижнее, расположен-
ное в нижней части градирни. При подохлаждении воды до
5 °C и изменении орошения в пределах 0,7—1,6 кг/(м2-с) плот-
ность теплового потока достигает 25 кВт/м .
Вентиляторные градирни представляют собой водоохлаждаю-
щие устройства, в которых вода вступает в контакт с воздухом,
подаваемым вентилятором.
Вентиляторные градирни включают в себя корпус, орошаемую
насадку, водораспределительное устройство, каплеотделитель и
вентилятор. По типу орошаемой насадки градирни бывают
форсуночные, с кольцами Рашига, пленочные. В крупных пле-
ночных градирнях в качестве орошаемой насадки используют
деревянные или асбоцементные щиты, располагаемые на расстоя-
нии 20—50 мм друг от друга. Насадку из деревянных брусков
и колец Рашига из-за ее повышенного аэродинамического сопро-
тивления используют реже.
Вентиляторные градирни выполняют с нижним и верхним
расположением вентилятора. Верхнее расположение вентилято-
ров более предпочтительно, так как при этом распределение
воздуха по сечению градирни равномерное и уменьшает возмож-
ность его рециркуляции, которая приводит к повышению темпе-
ратуры и относительной влажности основного потока. Кроме то-
го, в аппарате снимается давление.
Для уменьшения уноса воды из градирни применяют меха-
нические каплеуловители. Принцип их работы основан на изме-
нении направления потока воздуха, что несколько повышает
аэродинамическое сопротивление, но обеспечивает снижение уно-
са влаги до 0,1 % расхода охлаждаемой воды. Благодаря пле-
ночному режиму течения воды и предотвращению ее уноса из
аппарата плотность орошения в таких градирнях может дости-
гать 4—5 кг/(м2-с), что позволяет повысить плотность тепло-
вого потока до 60—80 кВт/м2.
Водораспределение в градирнях реализуют с помощью фор-
сунок либо устройств, работающих по принципу сегнерова ко-
леса.
Для расчета вентиляторной градирни задают тепловой по-
ток Q, расход охлаждаемой воды Gw, ее температуру и парамет-
ры воздуха на входе в аппарат в самое жаркое время года.
В качестве нагнетателей используют низконапорные (150—
200 кПа) вентиляторы осевого типа с относительно высоким
КПД (60 % и более), которые подбирают по результатам пол-
ного аэродинамического расчета градирни.
В пленочных градирнях орошаемая поверхность имеет регу-
лярную структуру и выполнена в виде коротких вертикальных
каналов с эквивалентным диаметром 1,5—5 мм. В качестве мате-
риала для изготовления поверхности используют бумагу, пропи-
танную эпоксидной смолой, алюминиевую фольгу или пористую
пластмассу. Такая конструкция насадки позволяет в сравнитель-
но малом объеме градирни разместить большую (до 1500—
2000 м2/м3), равномерно орошаемую водой поверхность тепло-
и массообмена.
Высокая интенсивность тепло- и. массообмена в насадках с
регулярной капиллярной структурой объясняется непосредствен-
ным воздействием потока воздуха на пограничный слой, сфор-
мировавшийся у поверхности канала /(разрабатывалось
В. П. Алексеевым и А. В. Дорошенко).
Вентиляторная градирня с подвижной насадкой работает
следующим образом. Теплая вода из конденсатора подается к
водораспределителю градирни, с помощью форсунок распыляет-
ся и орошает поверхность насадки. Насадка подвижная в виде
шаров из вспененного полипропилена (диаметр шаров dUI =
= 36—40 мм, эффективная плотность ри, = 250 — 370 кг/м3) под
воздействием восходящего потока воздуха и падающей вниз во-
ды переходит в псевдоожиженное состояние. Шары насадки
перемешиваются по всему объему рабочей зоны, образуя трех-
фазный слой, способствующий интенсификации процесса испари-
тельного охлаждения.
9. Техническая характеристика вентиляторных градирен с подвижной насадкой
Марка Расход Тепло- съем Q ,кВт Под- охлажде- ние Д^, °C Гр.з, м2 И**, м
Сж(Уж), кг/с(м3/ч) Ув м3/с(м3/ч)
ГПН-2 0,56(2) 0,55(1980) 16,3 7 0,37X0,37 2,0
ГПН-4 1.11(4) 1.0(3600) 32,5 7 0,5X0,5 2,0
ГПН-8 2,22(8) 1,79(6400) 65,0 7 0,65X0,65 2,0
ГПН-15 4,17(15) 3,35(11700) 122,0 7 0,9X0,9 2,5
ГПН-25 6,24(25) 5,78(20800) 203,0 7 1,2X1,2 3,0
ГПН-50 13,89(50) 10,25(36900) 407,0 7 1,6X1,6 4,0
П родолжение
Марка Потреб- ляемая мощ- ность /V, кВт Q/F^ кВт/м3 Q/M, кВт/к г Q/A/, кВт/кВт Масса гра- дирни без вентилято- ров т, кг Вентилятор Коли- чество форсу- нок, шт.
Масса тв, кг Количе- ство «II» шт
ГПН-2 0,43 119 0,109 37,5 150 42 1 I
ГПН-4 0,77 130 0,163 42,3 200 83 1 I
ГПН-8 1,5 147 0,217 47,9 200 113 I 2
ГПН-15 2,4 151 0,271 50,7 450. 197 1 4
ГПН-25 4,3 140,9 0,203 47,4 1000 356 I 6
ГПН-50 7,6 159,0 0,339 53,6 1200 652 I 12
* Характеристики сравнивают при tw = 30 °C и /М|= 18 °C.
** Вместимость бака поддона в аппаратах ГПН составляет не менее 0 05 У*. Венти-
лятор центробежный (масса вентилятора указана примерно).
Масса градирни дана без воды.
В ОНИТЭ разработано несколько типоразмеров пленочных
градирен ГПН с подвижной насадкой производительностью по
охлаждающей воде 2—50 м3/ч в автономной секции (табл. 9).
3.7.3. Совместная работа водоохладителей
с конденсаторами
При совместной эксплуатации водоохладителя и конденсатора
холодильной установки возможно комбинированное охлаждение
последнего. Так, при наличии запасов воды (артезианской)
часть теплового потока, отводимого в конденсаторе, отдается
воздуху в водоохлаждающем устройстве, а часть — воде, сбрасы-
ваемой в дренаж после выхода из конденсатора (рис. 29).
Обычно вода насосом подается в конденсатор, а из него пос-
тупает в водоохлаждающее устройство. При этом в бак перед
насосом или в поддон водоохлаждающего устройства добавля-
ют небольшое количество воды для компенсации потерь от ис-
парения, уноса и др.
Несколько иначе выглядит эта схема при применении верти-
кальных кожухотрубных конденсаторов, где охлаждающая вода
самотеком стекает по внутренней поверхности труб. Поэтому
появляется второй циркуляционный контур: сначала она стекает
из конденсатора в поддон, откуда забирается насосом и пода-
ется на градирню, затем другим насосом забирается из цирку-
ляционного резервуара и подается на охлаждение конденсатора.
Если производительность насосов хорошо подобрана, то схема
работает нормально.
При расчете комплекса, включающего конденсатор, водоох-
лаждающее устройство, а также источник свежей воды, возмож-
ны три случая: определяют расход свежей воды G" с темпера-
турой tw, которую необходимо добавлять для достижения задан-
Рис. 29. Комбинированное охлаждение
конденсатора с помощью градирни и
свежей воды:
1 — конденсатор; 2 — градирня; 3 —
насос
нои температуры конденсации
/к; находят температуру кон-
денсации, которая установится
при заданном расходе свежей
воды; подбирают водоохлажда-
ющее устройство, обеспечиваю-
щее необходимую температуру
конденсации при заданных па-
раметрах воздуха и конструк-
ции конденсатора.
Во всех случаях расчета за-
дают тепловой поток конденса-
тора Q, расход воды, проходя-
щей через конденсатор GM,
температуру воздуха по влаж-
ному термометру /м, температуру свежей добавляемой воды f£,
площадь теплопередающей поверхности конденсатора F, коэф-
фициент теплопередачи конденсатора k (в кВт/м2-К).
Контрольные вопросы и задания
1. Назовите преимущества и недостатки безнасосных прямоточных систем и
систем с отделителем жидкости.
2. Какие факторы определяют циркуляцию хладагента в систему с отдели-
телем жидкости?
3. В чем заключается влияние гидростатического столба жидкости на тепло-
передачу батарей?
4. Сопоставьте различные способы удаления инея с теплопередающей по-
верхности охлаждающих приборов.
5. Как зависит интенсивность влияния гидростатического столба жидкости на
теплопередачу батарей от свойств и температуры хладагента, подаваемого в них?
Для какого хладагента (аммиак, R12, R22) и какой температуры (О °C, —10 °C,
—30 °C) влияние столба жидкости будет максимальным?
6. Расскажите о насосно-циркуляционных системах охлаждения, их общих
чертах, различиях, достоинствах и недостатках. Что такое кратность циркуля-
ции хладагента?
7. Почему для обеспечения надежной работы аммиачного центробежного на-
соса его следует устанавливать ниже уровня жидкости в циркуляционном ре-
сивере, а насосы, перекачивающие воду либо рассол, могут поднимать жидкость
с отметки ниже уровня установки насоса?
8. Какие жидкие хладоносители применяют в холодильной технике и по ка-
ким свойствам их выбирают?
9. Сравните между собой варианты рассольных систем охлаждения.
10. Как правильно выбрать вид соли для приготовления рассола и его опти-
мальную концентрацию для холодильной камеры с температурой воздуха 0 °C,
оборудованной закрытой рассольной системой охлаждения?
11. Какова оптимальная схема подключения аккумуляторов холода?
12. В чем отличительные особенности фреоновых холодильных установок
по сравнению с аммиачными?
13. Каковы закономерности циркуляции масла во фреоновых холодильных
установках, возврат масла из испарителей в компрессор?
14. Из каких соображений выбирают вид системы охлаждения конденсато-
ров?
15. Сравнительная характеристика различных типов водоохладителей.
4. ОСНОВЫ ТЕПЛОВОГО И ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО
РАСЧЕТОВ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
4.1. Общие положения по проектированию
теплообменных аппаратов
В задачу расчета теплообменника входит определение как
тепловых потоков между теплоносителями, так и мощности ис-
точника механической энергии, расходуемой на преодоление сил
трения и сопротивления, возникающих при движении жидкости
через теплообменник. В теплообменниках, работающих на жид-
костях малой плотности, например на воздухе (газе), затраты
механической энергии на преодоление силы трения очень легко
могут достигать величины, близкой к количеству энергии,: пере-
даваемой в виде теплоты. Следует помнить, что в большинстве
холодильных систем механическая энергия стоит в несколько
раз дороже, чем эквивалентное ей количество теплоты.
Из курса теплопередачи известно, что для большинства гео-
метрических форм каналов, которые можно использовать при
компоновке поверхности теплообменника, тепловая нагрузка на
единицу поверхности может быть повышена за счет увеличения
скорости движения жидкости и что изменение этой нагрузки
пропорционально изменению скорости в степени, несколько мень-
шей, чем единица:'
K = Aw°’s~0-7,
где А — свободный член (изменяется в зависимости от числа рядов труб в теп-
лообменнике или его высоты); ш — скорость движения жидкости, м/с.
Затраты энергии на преодоление трения также увеличивают-
ся с ростом скорости потока, но изменяются пропорционально
кубу или квадрату скорости /V — Aw3~~2. Это и есть та характерная
особенность взаимной зависимости параметров, которая позволяет
проектировщику принимать в расчет именно эти два показателя —
тепловую нагрузку и трение (потерю напора) AH=Aw2. Такая
особенность определяет многие характеристики теплообменников
различных классов.
В газовых теплообменниках ограничения, связанные с затра-
тами энергии на преодоление сил трения, обычно вынуждают
конструктора выбирать сравнительно низкие массовые скорости
газа, что вместе с плохой теплопроводностью газов приводит к
низким тепловым нагрузкам на единицу поверхности. Большие
поверхности теплообменника являются типичной характеристи-
кой газовых теплообменников.
Для создания компактной поверхности прибегают к исполь-
зованию вторичных поверхностей или ребер, со стороны одной
или обеих жидкостей. Наружное оребрение используют в тепло-
обменниках «газ — жидкость», в которых при оптимальной конст-
рукции поверхность со стороны газа должна быть максимальной.
Процесс конструирования теплообменных аппаратов должен
основываться на выборе характеристик или критериев, по кото-
рым будут проверять работу теплообменника.
Ниже даны критерии оценки теплообменных аппаратов. Наи-
более важные из них сводятся к следующему.
Первый критерий оценивает теплообменный аппарат с точки
зрения обеспечения рабочих параметров.
Второй критерий является общим для всего оборудования
и учитывает механические напряжения, связанные не только с
нормальной работой, но и с погрузкой, сборкой, запуском, ос-
тановкой и возможными аварийными ситуациями.
Третий критерий представляет собой требование возможности
периодического ремонта и очистки поверхности теплообменника.
Четвертый критерий непосредственно следует из второго и
третьего и заключается в том, что конструктор должен давать
предпочтение модульному, или секционному, принципу компонов-
ки аппаратов, что удешевляет и облегчает ремонтные работы
за счет отключения секции или модуля в аппарате.
Пятый критерий сводится к тому, что теплообменник должен
иметь минимально возможную стоимость при условии соответ-
ствия перечисленным выше критериям.
Кроме перечисленных критериев, возможны и ограничения
диаметра обечайки теплообменника, его длины и массы, возмож-
ности перевозки и обслуживания.
Критериальные оценки являются в значительной мере опера-
цией качественной, и их нужно проводить в комплексе с термо-
гидравликой в аппаратах, с экономикой и технологией, что даст
возможность количественно определить относительную цену по-
тери напора, стоимость отводимой аппаратом теплоты, стоимость
замены материалов и приведенную стоимость работы холодиль-
ного комплекса, состоящего из п аппаратов.
Методика определения оптимальной конструкции теплооб-
менника сложна не только потому, что она включает в себя
множество вычислительных операций, но еще в большей степени
Схема расчета теплообменника
потому, что приходится иметь дело с целым рядом чисто качест-
венных оценок. Для иллюстрации приведена общая схема'
последовательности расчета.
Для расчета наряду с точной формулировкой задачи или
технических условий необходимы данные о поверхности тепло-
обмена, потере напора и физических свойствах сред. При форму-
лировке задачи указывается, какие типы (тип) теплообменников
будут рассматриваться, например рекуперативный теплообменник
с непосредственным кипением аммиака внутри труб.
В результате расчета находят оптимальную конструкцию или
несколько таких конструкций, которые можно представить для
рассмотрения и дальнейшего внедрения.
4.2. Выбор, расчет и конструирование
теплообменного аппарата
Необходимое количество паспортных данных обычно позволя-
ет выбрать теплообменники подходящих размеров с приемлемой
поверхностью теплообмена и перепадом давлений. Стоимость та-
ких аппаратов невелика, поскольку для изготовления применяют-
ся стандартные технологические процессы и в этом случае
возможна быстрая комплектация холодильных машин.
При Использовании больших аппаратов (20 м2 и более) со
специальными требованиями применение индивидуальных кон-
струкций экономически более целесообразно.
С помощью поверочного расчета определяют теплогидравли-
ческие характеристики полностью сконструированного аппарата
при заданных условиях его работы (см. схему). Исходными дан-
ными для расчета являются скорости и температуры на входе,
теплофизические свойства теплоносителей (включая данные по
фазовому переходу, если он происходит), а результатами рас-
чета — получение параметров теплообменника.
Структурная схема поверочного расчета таплообмэиного аппарата
Температура на выходе
(длина фиксирована)
Длина ।
(фиксирована мощность)
Потери давления
При поверочном расчете вычисляют температуру на выходе
и тепловую мощность (если фиксирована длина), при конструк-
тивном — требуемую длину при заданном подогреве теплоноси-
теля. В любом случае при расчете вычисляют перепад давлений
по горячей и холодной сторонам.
Если результаты поверочного расчета показывают, что кон-
струкция выбранного теплообменного аппарата обеспечивает
приемлемые теплогидравлические характеристики по обеим сто-
ронам и они ниже предельно допустимых, то такую конструкцию
можно рассматривать как решение задачи.
Процедуру перехода от одной конструкции теплообменника
к другой, более удовлетворительной, называют оптимизацией
(см. схему). Процедура оптимизации является принципиальной
особенностью процесса проектирования теплообменного аппа-
рата и может иметь две совершенно различные формы в зави-
симости от того, выполняется расчет вручную или с применени-
ем ЭВМ. В первом случае оптимизацию проводят в основном
интуитивно, так как конструктор определяет конкретные недос-
татки предварительно рассчитанного варианта и выбирает из
большого числа изменений такие, которые устраняют эти не-
Схема последовательности проектирования теплообменника
достатки, тогда как остальные приемлемые параметры остают-
ся неизменными. В этом случае опыт и знание физики процессов
в теплообменнике являются основой быстрого поиска подходяще-
го варианта конструкции. Однако, если проектирование прово-
дят с помощью ЭВМ, успех зависит главным образом от удач-
ного выбора логического метода, положенного в основу програм-
мы оптимизации. Логика программы должна исключить область
нереалистических параметров, и это более важно, чем затраты
времени на поиск наилучшего варианта. Логическая структура
программы не должна ограничивать возможные изменения в
конструкции слишком малым числом вариантов, за предел ко-
торых нельзя выйти.
При проектировании холодильных машин и установок, сос-
тоящих из многих теплообменных аппаратов, необходимо прово-
дить предварительные оценки размеров и компоновки теплооб-
менников, размещения оборудования, поэтому на первом этапе
нет необходимости в детальном конструировании аппарата. До-
статочно провести приближенные расчеты с малыми затратами
времени и средств.
Целесообразно не проводить подробных расчетов до тех пор,
пока по результатам проработок не будет оценена экономическая
эффективность производственных систем и не будут даны опреде-
ленные рекомендации о размещении оборудования.
Обобщенный метод расчета можно рассмотреть на примерах
теплообменных аппаратов типа «вода — воздух», что полностью
охватывает перечень применяемых аппаратов в холодильной
технике.
Прежде, чем излагать методику расчета теплообменных ап-
паратов, необходимо рассмотреть общие положения расчетов по
определению балансов теплоты и величин, входящих в балансо-
вые уравнения.
4.3. Уравнения балансов теплообменной аппаратуры
Соотношения между изменениями энтальпии. Соотношения
записывают для контрольного объема рассматриваемого тепло-
обменника, через который прокачиваются два теплоносителя,
обозначенные индексами 1 и 2. Тогда в стационарных условиях
из первого закона термодинамики следует:
Gi(i2 — t'i) + G2(i02 — ioi)— 0, (20)
где G — массовый расход, кг/с; I — удельная энтальпия, кДж/кг.
Уравнение применяют для определения входных и выходных
параметров взаимодействующих теплоносителей.
Соотношения между изменениями температуры. Если в обоих
теплоносителях, проходящих через теплообменник, не происхо-
дят фазовые переходы, то балансовое уравнение (20) - можно
записать через изменение температуры:
GiCp^T 1к — Tin) -|- G^Cp^Tiv. Tin) ~ 0,
т.е.
(дДЛ + ^ДТ^О, (21)-
Ci, С2, cPi, ср2—средние удельные теплоемкости при постоянном давлении
двух теплоносителей в указанных диапазонах температур;
Ci—G[Cpi И 6?2—
Может случиться, что в одном теплоносителе происходит
фазовый переход, а в другом — нет, например в испарителе или
конденсаторе холодильной установки, тогда уравнение (21) при-
нимает другой вид:
с1Д7’1 + с2(д7’2-^-)=0.. (22)
Здесь фазовый переход во втором теплоносителе учитывается
членом уравнения со скрытой теплотой испарения или конденса-
ции Д/г- Покидающий испаритель пар считается сухим, насы-
щенным (Х2= 1)-
Приближенное соотношение между энтальпиями в системе
«вода — водяной пар — воздух». При расчете градирен полезно
использовать упрощенные уравнения. Их получают, если принять
энтальпию воды iw и воздуха гв при О °C равной нулю. Кроме то-
го, пренебрегают увеличением массы воздушного'потока с ростом
его влагосодержания, поскольку это увеличение незначительное.
Тогда уравнение (20) можно использовать для описания совмест-
ного тепло- и массообмена, происходящего в аппарате:
Gb(4b2 /вi) | ~ ।) 0, (23)
где в и w соответствуют воздуху и воде.
Хотя коэффициенты тепло- и массопередачи от одного потока
к другому изменяются в аппарате от точки к точке, разности тем-
ператур изменяются в достаточно широких пределах. В расчет-
ные зависимости вводят усредненное их значение по объему теп-
лообменного аппарата. Например, для теплопередачи расчетное
соотношение имеет вид
Q=Fk(Ti-T2).
Черта над произведением k(J\ — Т2) означает, что параметр ус-
реднен по объему аппарата. Формально его можно определить:
ft(7’1-7’2) = S К(Г. ~ T2)dF/F, (24)
Г "
где Т\ и 7\ — локальные температуры теплоносителей, °C; J — интегрирование по
всей поверхности; dF — элемент поверхности раздела. F
Возникает вопрос, как рассчитать /((Г] — Т2)? Если К берут
однородным по объему, вопрос сводится к расчету средней по
объему разности температур. Эта разность меньше разности
TiK—Т2к (начальные температуры сред), но на сколько? Ответ
зависит от схемы движения теплоносителей; от того, происходят
ли в теплоносителях фазовые переходы; от величины площади
поверхности теплообмена. Эти важные вопросы теории теплооб-
мена подробно рассмотрены в справочной литературе. Величины
(Г1 — Л) часто называют эффективной или средней разностью
температур и обозначают ДГср, причем ее часто удобно опреде-
лять с помощью соотношения
Д7’ср = ДЛпб, (25)
где Д7'|Г1 — среднелогарифмическая разность температур; 6 — поправочный коэф-
фициент (для противоточных теплообменников 6=1; при всех других схемах
движения 6<1).
Среднелогарифмическая разность температур
Лт _ (Г|н Лн) (71к . 72к)
1п ~ 1п[(7'|„-7'2„)/(7’1К-7'2к)] •
Это означает, что ДТы является логарифмической средней раз-
ностью температур (Д\н — Ли) и (Лк — Лк). Если теплообменник
противоточного типа, то эти две разности представляют собой
перепады температур на концах теплообменника. Однако при-
веденное определение ДЛп справедливо и для более общих ва-
риантов.
Если использовать уравнение (25), задача эффективной раз-
ности температур ДЛр заменяется задачей определения попра-
вочного коэффициента 6, учитывающего схемы контактирования
сред. Преимущество состоит в том, что коэффициент 6 являет-
ся безразмерным и его можно определить из графиков или с по-
мощью формул, приведенных в учебном пособии. В общем слу-
чае для теплообменников имеет место соотношение
Q— FK(Ti •— Т’2) = G2(t2K — i2n)= Gi (Ли — йк); (26)
при отсутствии фазовых переходов
<2 = ЕЛ(7’1-7’2) = с2Д7’2=с1Д7’1; (27)
для случая «воздух — вода — водяной пар»
Q= Ep(iB — 1Ш)~ Gw(iuiK — iw„) GB(iB„— feK). (28)
Уравнение (28) отражает более общий случай, чем уравне-
ние (27). В уравнении (28) рассматривается количество теплоты,
переданной через поверхность раздела со стороны воды. Соот-
ветствующие средние значения гв — iw находят как среднюю раз-
ность температур.
. Габариты теплообменника можно оценить лишь при сопостав-
лении с количествам участвующего в процессе вещества. На
практике для этой оценки иногда выбирают параметр, непосред-
ственно следующий из уравнения (22). Его называют числом
единиц переноса теплообменника, и иногда в сокращенном виде
записывают как NTU. Значения NTUi или NTUz имеют вид:
(31)
(32)
(33)
NTUx^FK/cv, NTU^FK/c2. (29)
При указании NTU теплообменника необходимо уславливаться,
о каком потоке (первого или второго теплоносителя) идет речь,
поскольку С\=#= с2.
При рассмотрении градирен принято определять NTU по во-
дяной стороне, ибо только для этого потока изменения энталь-
пии пропорциональны разности температур. Тогда
NTU — FpP/(Gwcpw). (30)
Эффективность теплообменника без фазового перехода тепло-
носителей. Число единиц переноса теплообменника или градирни
является важным параметром для Определения их характерис-
тик. Одна из них (эффективность Е или КПД) представляет
собой отношение действительно переданного количества теплоты
к максимально возможному.
Под максимально возможным количеством теплоты QMaKC по-
нимается такое ее количество, при котором поток с меньшим зна-
чением произведения Gcp (т. е. с смнн) будет покидать теплооб-
менник, имея выходную температуру, равную температуре на
входе другого теплоносителя.
QmSKC == См НН Л Тмакс,
АЛиакс = Ли-Ли-
Эффективность Е можно представить в виде
E=Q/Q^KC.
Эффективность теплообменника
Е = FKATср/ (СмииДЛиакс) = NTUминАЛр/Ломакс.
где NTUMIUI — число единиц переноса для потока с меньшим значением с.
Параметр АЛР/АЛаке всегда меньше единицы. Его значение
зависит от схемы движения теплоносителей (противоточное, од-
нонаправленное, перекрестное), от NTU и отношения С1/С2- Так
как эти три величины связаны между собой, обычно эффектив-
ность Е выражают непосредственно через NTUMHH и С\/с2, т. е. Е=
= f(NTUMm, Ci/c2, схема движения). Целью поверочного рас-
чета теплообменника является определение значения Е при за-
данных значениях F, отношений с и схемы движения теплоноси-
телей.
При конструкторском расчете стоят другие задачи: выбор
схемы движения теплоносителей и определение соответствующе-
го значения F, которое обеспечит требуемое изменение темпера-
туры теплоносителей.
4.4. Способы представления характеристик теплообменных
аппаратов без фазовых превращений теплоносителей
В «Справочнике по теплообменникам» выделены три метода
представления характеристик теплообменных аппаратов^ метод
поправочного коэффициента 6; Р — NTU-метод; 6-метод; /С-метод.
Для поверхностных аппаратов с влагообменом предложили
Вф-х-метод.
Метод поправочного коэффициента 6. Поправочный коэффи-
циент 6 определен уравнением (25). Запишем его в виде
6=ДГсР/Д7’1П. (34)
С помощью 8 можно найти необходимую площадь теплопере-
дающей поверхности из уравнения теплопередачи:
(?/(/<6Д7’1П). (35)
Коэффициент 8 можно использовать также для определения
эффективности Е теплообменника. Для этого можно скомбини-
ровать уравнения (33) и (34):
Е = Л^7’Дм„„6Д7’1п/Д7’макс. (36)
Обычно 8 выражают как функцию отношения произведения
массового расхода на удельную теплоемкость (GcpC) теплоноси-
телей и параметра, пропорционального изменению температуры
одного из теплоносителей. Эти величины обычно обозначают
буквами R и Р соответственно.
Тогда
/? = С2/С1; (37)
Р= Т2к-Т2и/(Т1и - Т’2н) = Д^/ДТмакс, (38)
6 = f(R, Р — схема движения теплоносителей).
На рис. 30 показана диаграмма, позволяющая определить
для теплообменников с одним ходом теплоносителя в межтруб-
ном пространстве и с двумя или более ходами теплоносителя
внутри труб. Для других случаев такие диаграммы приведены в
«Справочнике по проектированию холодильных установок».
Параметр Р в известной мере подобен эффективности Е. По
определению, он отличается тем, что его значение зависит от
выбора теплоносителя, обозначенного индексом 2, тогда как Е
связано с теплоносителем, имеющим меньшее значение С.
Отсюда следует, что при
/?=C2/Ci < 1
/? = С2/С, > 1 P=ER.
(39)
(40)
Рис. 30. Зависимость поправочного
коэффициента <5 к среднелогарифмиче-
ской разности температур от параметра
Р при различных факторах R для
теплообменников с одним ходом тепло-
носителя в межтрубном пространстве
и двумя или более ходами внутри
труб
Многие специалисты в области проектирования теплообмен-
ных аппаратов предпочитают оперировать с Р, а не с Е, посколь-
ку в соответствии с его определением в уравнении (35) всегда
рассматривается поток только одного теплоносителя (номер 2)
и не нужно определять, какое значение С меньше.
Значение б уменьшается с ростом как Р, так и k (см. рис. 30),
Первое означает трудности достижения высокой эффективности,
второе — сложность обеспечения роста температуры в потоке с
большим массовым расходом G.
Р—W Г (7-метод. Поскольку Р — эффективность теплообменно-
го аппарата в части передачи теплоты потоку теплоносителя 2,
ее удобно выразить через число
отношении параметров С.
P=f(NTU2, R — схема дви-
жения теплоносителей). Для
NTUi выбрано определение
согласно уравнению (29) в
соответствии с определением
параметров С.
Функциональную зависи-
мость (40) можно использо-
вать для определения характе-
ристики теплообменника без
расчета ДТы или б. Это удобно
для поверочного расчета и ме-
нее удобно для конструктор-
ского.
На рис. 31 представлена
зависимость P(NTU, R), из
которой 'следует, что эта ха-
рактеристика теплообменника'
улучшается с ростом NTU и
снижением R.
В первом случае это свя-
зано с увеличением площади
поверхности, во втором сви-
детельствует о том, что легче
единиц переноса при заданном
Рис. 31. Зависимость характеристиче-
ского параметра Р (эффективность,
отнесенная ко второму теплоносителю)
от числа единиц переноса NTU2 при
различных значениях фактора R для
многоходовых теплообменников
Рис. 32. Зависимость эффективности
от 0 для многоходового теплообмен-
ника с одним' ходом теплоносителя в
межтрубном пространстве и двумя и
более ходами внутри труб
нагреть или охладить поток
теплоносителя с малым расхо-
дом, нежели с большим.
6-метод. Параметр 6 опре-
деляют следующим образом:
е=дгср/дгмакс. (41)
Если его значение известно,
то эффективность теплообмен-
ника можно определить непо-
средственно, согласно уравне-
нию (33):
Е=Д7’Ср/Д Тмакс.
Если рассматривается по-
ток второго теплоносителя, а
не теплоносителя с миниму-
мом С, то параметр Р можно
рассчитать непосредственно по
формуле
P=WW20. (42)
Параметр 0, как и параметр Р, можно выразить как функ-
цию NTU2 и R. На рис. 32 представлен график, связывающий
Е, 0 и R. NTU? не представлена непосредственно. Ее значение
для любой точки диаграммы можно определить с помощью
уравнения (42).
Параметр 0 можно представить также в виде функции Р с R
и NTU, взятыми в качестве параметров (методические рекомен-
дации даны в «Справочнике по теплообменникам», т. 1).
Выбор метода расчета. Конструкторы, осуществляющие по-
верочный или конструкторский расчет теплообменников, всегда
сталкиваются с вопросом: каким расчетным формулам следует
отдавать предпочтение, как подвести некоторые основания к вы-
бору метода?
При поверочном расчете, когда известны площадь теплопе-
редающей поверхности и схема движения теплоносителей и тре-
буется определить характеристики теплообменника, удобно ис-
пользовать формулы, в которых число единиц переноса является
задаваемым параметром. Тогда характеристики теплообменника
можно найти через эффективность Е или среднюю безразмерную
разность температур 0.
При конструкторском расчете известны характеристики тепло-
обменника; тем самым можно рассчитать среднелогарифмиче-
скую разность температур и параметр ДР —ДГ2/ДГмаКс. Кон-
структору необходимо определить эффективную среднюю раз-
ность температур, что удобно сделать с помощью поправоч-
ного коэффициента 6. Если он известен, что легко сделать при
однородном К, конструктор может рассчитать необходимую пло-
щадь теплопередающей поверхности, не прибегая к определению
числа единиц переноса. Расчет среднелогарифмической (АТм) и
эффективной средней разности температур приводится по из-
вестным в теплопередаче формулам с учетом схем движения теп-
лоносителей.
Кроме вышеперечисленных методов расчета теплообменной
аппаратуры, в конструкторской практике используют также и
приближенные аналитические методы, позволяющие получить
данные, во многих случаях обеспечивающие достаточно точные
результаты. Ниже приведено краткое описание этих приближен-
ныхметодов.
К-метод. Исходным является уравнение теплопередачи:
q~K(T\ — Т2). Предполагается, что К не зависит от средних
температур Ту и Т2, времени т и координат.
Количество теплоты Q, передаваемое за время т:
О к Р _ (^|н — ^2н) — (7~1к — Т~2к) MCJX
1п[(7’|„-7’2„)/(7’|к-7’2к)] ’ 1 }
где AZin — последний сомножитель.
Усредненный по времени тепловой поток
^=(?/Кт=КАГ1п (44)
В случае справедливости допущений этот метод позволяет
получить решение задачи для различных перепадов температур.
После определения К по экспериментальным данным, получен-
ным на натурном теплообменнике, появляется возможность рас-
считать работу теплообменника с большим или меньшим тем-
пературным перепадом. Этот метод применяют для расчета теп-
лообменных аппаратов холодильных установок.
К-метод является однопараметрическим, и его можно исполь-
зовать для получения предварительных оценок величины по-
верхности теплообменника. Он также позволяет установить связь
между эффективностью процесса теплопереноса и числом единиц
переноса теплоты NTU для различных типов движения сред.
Эффективность для прямоточных потоков определяют как отно-
шение изменения температуры к максимальной разности тем-
ператур:
Используя обозначение IFi/lF = R, выражение для Еу можно
представить в виде
Рис. 33. Эффективность теплопередачи
для различных способов организации
течения сред в теплообменнике:
/ — противоток; 2 — идеальные попереч-
ные течения; 3 — поперечные течения с
частичным перемешиванием второй среды;
4 — течения жидкостей в одном направле-
нии; 5 — поперечные течения с полным
перемешиванием второй среды; 6 — обе
среды идеально перемешиваются; кривые
построены при /? = (pcV)i/(pcV)2 = 1
(46)
VT, = (p^p.VO; IF2 = (p2cP2V2); NTU, = KF/Wt,
где pi, p2 — плотности сред; cPl, cP2 — удельные теплоемкости сред, 1Л, Vi —
объемный расход сред.
Подобные соотношения существуют для противоточных,
перекрестных и смешанных течений жидкостей и других комби-
наций течений. Из рис. 33 видно, что существуют два различных
режима работы теплообменников. При малых значениях NTLF
(например, меньших 0,2) эффективность £, определяется только
процессом теплопереноса. Тип течения на величину Е практиче-
ски не влияет. При высоких значениях NTUi эффективность
главным образом зависит от типа течения и немного — от коэф-
фициента теплопередачи К и площади поверхности теплообмена
F. Это обстоятельство необходимо учитывать при выборе типа
теплообменника.
Ограничения /(-метода, используемого для оценок влияния
температурного перепада, связаны с тем, что получаемые таблич-
ные значения К относятся к конкретному типу теплообменника,
конкретным средам и скоростям их течения. Более детальные
подходы, в которых используется коэффициент теплопередачи
К, сводятся к установлению его связи с коэффициентами
теплоотдачи а, учитывающими свойства сред и зависящими от
скоростей течения.
Коэффициент теплопередачи К выражается через .индивиду-
альные средние коэффициенты теплоотдачи at. Полное термиче-
ское сопротивление 1 /К записывают как сумму индивидуальных
термических сопротивлений:
1/К= 1/а1 + 26,А+1/«г. (47)
Из курса тепломассопереноса известно, что коэффициенты
теплоотдачи жидкостей зависят от их свойств и скоростей тече-
ний. На величину а, влияют также фазовые переходы (испаре-
ние, конденсация). Важнейшими физическими свойствами жид-
кости, определяющими теплоперенос, являются' теплопровод-
ность X', плотность р и вязкость v (табл, 10).
10. Средние Значения коэффициентов теплоотдачи
Среда а, Вт/(м2*К) Среда сс, Вт/(м2-К)
Воздух (естественная конвекция) 2—20 Вода (испаренная) 2000—100000
Воздух (вынужден- ная конвекция) Вода 1.0—200 500—5000 Органическая жид- кость (испарения) 500—50000
Вода (конденсация) Органический пар (конденсация) 2000—50000 500—10000 Воздух при давле- нии 2,5-107 Па (вы- нужденная конвек- ция) Частица — газ — стенка 200—1000 5—500
Хотя коэффициенты вязкости v и теплопроводности X воз-
духа почти не зависят от давления, а значительно выше при
течении воздуха в условиях высокого давления (при то.й же ско-
рости течения) вследствие большого массового расхода plz.
Этим и объясняется, большая тепловая эффективность баромо-
розильных аппаратов. >
Коэффициенты теплоотдачи в системе контактирующих друг
с другом частиц, например в псевдоожиженных слоях, сущест-
венно зависят от размеров частиц и давления газа Наименьшие
значения соответствуют условиям вакуума, наибольшие— нор-
мальному давлению и частицам диаметром в несколько милли-
метров.
Коэффициент теплоотдачи в случае радиационного тепло-
обмена соответствует условиям малого температурного пере-
пада. Его можно получить из уравнения
Орад — 4еС5Гс3|,. (48)
Этот коэффициент зависит от излучательной способности
(0,001 <е< 1) и средней температуры Тср. Знание индивидуаль-
ных коэффициентов теплоотдачи d позволяет рассчитать сум-
марный коэффициент К для различных комбинаций индиви-
дуальных процессов теплопереноса. В книге «Холодильные уста-
новки» (проектирование) дают рекомендации для расчета а, в
зависимости от процессов теплообмена, там же приведены спо-
собы представления данных по тепло- и массопереносу.
е<р — К-метод. Метод расчета применим для аппаратов, где
со стороны воздушной среды существуют сухая и влажная сос-
тавляющие теплового потока. Он основан на определении сухой
или влажной составляющей общего теплового потока, по кото-
рой рассчитывают площадь поверхности теплообмена. Е<р теп-
ловлажностное отношение (di/dd) (где i — удельная энтальпия
влажного воздуха; d — влагосодержание воздуха). Удельная
энтальпия влажного воздуха зависит от трех независимых
переменных: барометрического давления Р, температуры и отно-
сительной влажности <р воздуха либо от Р, t и влагосодержания
воздуха. Возможны и другие сочетания трех из перечисленных
переменных.
Если исходить из выражения
i = Ссух.в/ “I- (го Ч- Cnt)d, (49)
где Ссух.в, С„ — удельная теплоемкость соответственно сухого воздуха и паров
воды; го — теплота испарения или сублимации паров воды при О °C,
то приращение Аг энтальпии воздуха в процессе тепломассо-
обмена можно представить (при Р= const) как
МДМДч <“)
Здесь (di/dd')<s, и есть величина
-TiirT - •fP'^ + C.'fP"] +(r« + С.Р),
“ (51)
где P"(t) — давление насыщенного пара воды; /?п, Rc — газовые постоянные
соответственно для паров воды и сухого воздуха, Дж/(моль-К).
Величина (di/d<p)d всегда отрицательна:
(w) d= ~ ~7~ар" < [Ссух в + с"4г‘ р-чр" ] • (52)
Л dt )
Для тепловлажностного отношения в произвольном процессе
е = Ы/М. из выражения для Аг получаем
‘=’’+«-) 4S- <53>
Поскольку абсолютные значения (di/dqi)d порядка 10—20 и
зависят от t, а отношение А<р/Аг/ в различных процессах может
быть от —оо до -f-°° в зависимости от величины и знака А<р и Аг/,
тепловлажностное отношение в даже при сколь угодно малых
А<р и Ас? может в несколько раз отличаться от e,f, что необходимо
учитывать в расчетах.
В целом вычисление Аг/ и AG = тАг/ или QBJI = AGr(t) можно
выразить через е(р из уравнения для Аг:
а^=а/-(^-)л/М
— A<₽A<p;
QBj, = AGr(Z).
(54)
Из уравнения (54) следует, что AG и QBJI определяют не общими
теплопритоками Q, а соотношением между различными их до-
лями. AG и Q™ зависят от трех величин: Q, т и А<р. Помимо
указанных параметров существенную роль играют изменения
общего барометрического давления Р. Следует обратить внима-
ние на необходимость одновременного измерения Q, т, А<р, Р,
причем наиболее тщательно необходимо измерять А<р.
Иногда возникает необходимость вычисления Ad и AG через
скрытую теплоту испарения или сублимации паров воды г(/).
В этом случае необходимо воспользоваться уравнением (49),
из которого следует, что
АМ г<№+с°л'; (55>
Свл — Ссух.в “В Cnd.
Можно получить
Ad — Ai — CBJiA//r(f); |
AG = Q — mCBJIM/r(t).] (56)
При отсутствии сведений по изменению Р, Q, т, <р или t пред-
ставляет интерес аргументированный полуэмпирический метод
расчета AG и QB«, основанный на определении соотношения
«сухого» и «влажного» количеств теплоты в общих теплоприто-
ках к воздуху. Долю «влажного» теплового потока в общем
определяют через коэффициент влагопереноса
& = Q/Свл = в/г(0- (57)
Значение может быть больше или равно 1, и по нему можно
узнать, какое количество единиц теплоты «сухим» теплообменом
нужно подвести или отвести от воздуха, чтобы воспринять либо
отдать одну единицу теплоты «влажным» теплообменом. Это
следует из уравнения
& = е/г(0 = Qc + r(t)/r(t}= п + 1,
где п — явная теплота; 1 — скрытая теплота.
Для справедлива формула
ь, - 6 . - (58)
г(/) ~ r(t) k 7
По аналогии с коэффициентом влаговыпадения-
Qeyx Ч~ Qan/Qcyx = 1 -|- Qsn/Qcyx (59)
можно определить величину коэффициента влагопереноса по
зависимости
== Qbji 4“ Qcyx/Qssi = 1 Ч~ фсух/фвл = 1 Ч” Cp\t/(l\drf). (60)
Связь между этими коэффициентами
(61)
Для малых отклонений Д<р величина е«вф. Поэтому рекомен-
дуется полином, который получен при обработке табличных дан-
ных для вф, рассчитанных по формуле (51) для диапазона тем-
ператур от 40 до —40°С и различных барометрических давлений
при <р= 1.
Еф = Д 1 Ч~ Д 2/ Ч- Аз/2 Ч- Д4/З Ч~ 4“ Де^ Ч~ Д 7^6 (62)
где А — коэффициент полинома (табл. II); t — определяющая температура для
вычисления е,,.
11. Значения коэффициентов полинома для расчета е,,
Интервал темпера- тур, °C Давле- ние, кПа Ai А.2 ^3 А, As ^6 А?
0—40/ 93,31 5887 —217 8,0 —0,208 0,0040 -0,49-10" 0,277-10-6 95,98 5984 —223 8,0 —0,216 0,0042 —0,54-10" 0,326-Ю~6 98,64 6081 —229 8,4 —0,222 0,0043 — 0,56-10 " 0,340-10-6 101,31 6179 —235 8,6 —0,224 0,0042 —0,51-10-“ 0,284-10”6 103,97 6276 —242 8,9 —0,233 0,0045 -0,57-10-“ 0,334-10-6 106,64 6376 —248 9,1 —0,236 0,0045 -0,55-10-“ 0,312-10”6 109,31 6470 —254 9,4 —0,249 0,0049 -0,64-10-“ 0,394-Ю-6 0-г-—40 93,31 5842 —214 12,7 0,300 0,0520 0,16 10”2 0,290-10”“ 95,98 5984 —220 13,0 0,308 0,0533 0,16-10”2 0,2988-10-“ 98,64 6014 —226 13,4 0,317 0,0548 0,16-10 2 0,307-10-“ 101,31 6102 —233 13,7 0,324 0,0562 0,17-10'2'0,315-10~“ 103,97 6187 —239 14,1 0,334 0,0580 0,17-10”2- 0,323-10”“ 106,64 6274 —245 14,4 0,343 0,0592 0,17-10”2 0,332-10-“ 109,31 6360 —199 38,0 3,982 0,3145 0,98-10“2 0,123-10-'
Коэффициент влагопереноса определяют для процессов ув-
лажнения воздуха — по температуре воздуха, соответствующей
средней температуре поверхности теплообмена (продукта^ сте-
кающей пленки'жидкости), и относительной влажности воздуха.
Для расчета градирен определяющая температура равна темпе-
ратуре поступающей в градирню воды. Для процесса осушения
определяют по температуре, равной температуре точки росы,
соответствующей средней температуре воздуха в аппарате.
Количество теплоты, отведенной «влажным» теплообменом,
можно рассчитать по уравнению
Qba = Qofiui' l/^dj (63)
Qcyx = Qo6ul(l -1/У, (64)
где Фобщ — общий тепловой поток, исключая лучистую составляющую теплового
потока.
По величине Qcyx после подсчета К и ДГ с учетом схем
контактирования сред определяют площадь поверхности тепло-
обменного аппарата.
4.5. Тепловой расчет рекуперативных
теплообменных аппаратов
При стационарном режиме работы аппарата локальная
интенсивность теплопередачи связана с локальной разностью
температур между двумя потоками соотношением
dQ = K(Tt — Tz)dF, (65)
где dQ — количество теплоты, Вт; К — коэффициент теплопередачи, Вт/(мг-К);
F — площадь поверхности теплообмена, м2.
При нормальной работе теплообменников стационарные усло-
вия редко выполняются строго, но так как количество переда-
ваемой теплоты во много раз превышает аккумулированную
теплоту самим теплообменником, допущение о стационарности
вполне приемлемо. Некоторые теплообменники работают в пере-
ходных режимах, и к их анализу нужен иной подход.
Обычно задача расчета заключается в определении общей
поверхности теплообменника, требуемой для передачи количества
теплоты Q. Уравнение (65) можно проинтегрировать следующим
образом:
' . о
F==\~K(Td9 тТ- (66)
J К(1 1—12)
Интеграл можно определить, используя уравнения тепло-
вого баланса и теплопередачи. В общем случае для теплообмена
при фазовых превращениях необходимо использовать уравнения
гидродинамики и баланса массы, хотя это и не всегда делается
на практике. При многокомпонентных фазовых превращениях не-
обходимы уравнения локального фазового равновесия.
Алгоритм решения (66) будет зависеть как от вида процессов
теплообмена, так и от взаимной ориентации потоков в теплообмен-
нике. Но такие решения требуют применения вычислительной
техники, и для большинства теплообменников процедуру .рас-
чета можно существенно упростить, если принять ряд допу-
щений:
любая часть потока, поступающего в теплообменник, в неоди-
наковой степени участвует в теплообмене с поверхностью. Это
означает, что если какая-либо часть потока проходит мимо теп-
лообменной поверхности, то понятие АГ нельзя применять, по
крайней мере в его обычном смысле;
теплообменник работает в стационарном режиме;
теплоемкости каждого теплоносителя постоянны; этому допу-
щению удовлетворяет изотермический фазовый переход (напри-
мер, конденсация чистого пара с пренебрежимо малым паде-
нием давления), который соответствует случаю бесконечной
теплоемкости;
коэффициент теплопередачи 'постоянен по всей поверхности;
потери теплоты в окружающую среду или приток теплоты из
среды пренебрежимо малы;
продольным тепловым потоком можно пренебречь;
схема движения потоков представляет собой либо чистый
прямоток, либо чистый противоток.
При этих предположениях в результате интегрирования (66)
можно получить:
ATln = Q/K-, (67)
для противотока • ,
. „ ДГн—ЛГк /со.
А7in —।/лт \"» (68)
1п(ДГ„/ДГк) ' '
для прямотока
’ лт — ДТ,,
(69)
1п(ДГ„/ДГ„) ' ’
Для теплообменников, в которых течение сред отличается
от названных и является сочетанием из этих двух или пере-
крестным, в общее уравнение для определения площади поверх-
ности теплообмена вводят поправку в разность температур:
F=Q/^6A7in), (70)
причем A7jn определяют по (68). 6 зависит от направления по-
тока и значений следующих параметров:
/? = (0h-6k)/(7k-7’h);
Р = (гк-гн)/(е„ -t„y,
С—— (^Г)прОт/ (/й/Опрям,
где 0, н 0к — начальная и кбнечндя температуры теплой жидкости; Т„ и TV—
начальная и конечная температуры холодной жидкости; (kF) „11От и (kF)^^—
произведения коэффициента теплопередачи и площади поверхности теплообмена
соответственно для противоточных и прямоточных аппаратов.
Значения параметров /?, Р, С можно найти в справочниках
или книге «Холодильные установки (проектирование)».
В общем случае температуры теплоносителей изменяются по
длине теплообменника. Взаимосвязь этих изменений определяет-
ся уравнением теплового баланса, которое для бесконечно ма-
лого элемента теплообменника имеет вид
G\C\dT = - GMQ, (71)
где Gi, G2— расходы теплоносителей; Ci, С2— теплоемкости теплоносите-
лей; Т и 6 — температуры теплоносителей в произвольном сечении аппарата.
Интегрируя уравнение (71), получаем уравнение теплового
баланса для всего аппарата:
GiCicp(7'K - Гн) = G2C2(6„ - 6к). (72)
Если в одном из потоков происходит фазовый переход (на-
пример, конденсация, кипение) при постоянной температуре, то
Q=GoAi (где Go — расход теплоносителя, кг/с; At— теплота
фазового перехода, Дж/кг).
Уравнение (72) содержит две неизвестные величины — Gi
и G2 или Тк и 6к, следовательно, является неопределенным.
Такая ситуация характерна для большинства инженерных задач.
Общий прием решения этих задач заключается в использовании
метода последовательного приближения относительно конструк-
ции аппарата и. неизвестных технологических параметров. Затем
путем пересчета проверяют правильность этого выбора, уточ-
няют значения указанных параметров и расчет повторяют до
получения результатов с желаемой точностью.
Таким образом, чтобы определить АГ|П, нужно задаться
схемой движения жидкостей и конечной температурой теплоно-
сителя. Выбрав последнюю, находят расход тепло- и хладоно-
сителя по формуле (72).
Выбор конечной температуры хладоносителя является аль-
тернативной задачей. Необходимо, чтобы принятое значение бы-
ло технико-экономически оптимальным.
Коэффициент теплопередачи, так же как и АГ1П, зависит от
взаимной ориентации потоков (иногда говорят о схеме контакти-
рования сред). Чтобы рассчитать коэффициент теплопередачи,
необходимо знать площади поперечного сечения каналов, по
которым движутся теплоносители (расходы их известны). Это
вынуждает предварительно задаться конструкцией и размерами
теплообменника (для этого пользуются нормалями и каталогами
теплообменной аппаратуры) с учетом допустимых экономиче-
ской целесообразности и скоростей движения сред. Правиль-
ность такого предварительного выбора определяется опытом
и эрудицией инженера. Предварительный выбор основывается йа
оценке коэффициента теплопередачи.
Наибольший вклад в общее термическое сопротивление теп-
лопередаче вносится со стороны той жидкости, для которой
коэффициент теплоотдачи имеет меньшее значение. Поэтому при
проектировании теплообменника следует в первую очередь изыс-
кать такие технологические и конструктивные решения, кото-
рые обеспечивают повышение коэффициента теплоотдачи со сто-
роны жидкости, создающей большее термическое сопротив-
ление.
Наиболее эффективно протекает процесс теплообмена, когда
коэффициенты теплоотдачи со стороны обеих жидкостей близки
по величине. На значение а в большой степени влияет скорость
движения жидкости, поэтому для обеспечения условия ai = «2
следует направлять жидкость, расход которой меньше, в прост-
ранство теплообменника с меньшей площадью поперечного се-
чения.
После предварительного выбора конструкции и основных раз-
меров аппарата, определения направления движения материаль-
ных потоков рассчитывают коэффициенты теплоотдачи и тепло-
передачи и значение последнего сравнивают с принятым для
ориентировочного расчета. При их значительном различии при-
нимают новое значение площади поверхности теплообмена и по
новым размерам теплообменника выполняют вычисления пов-
торно.
В результате описанного расчета находят значения <zi, «2, К,
F и определяют размеры теплообменника. Однако этим не исчер-
пывается задача проектного расчета, так как правильное реше-
ние ее должно соответствовать такому значению конечной тем-
пературы хладоносителя, которое обеспечивает оптимальные тех-
нико-экономические показатели аппарата или установки.
Следует иметь в виду, что в уравнении теплопередачи Q =
= K6F = qF оказываются две неизвестные величины — F и К
или F и 6. Для определения последних можно использовать усло-
вия равенства тепловых потоков от жидкости к стенке трубы, от
стенки к хладагенту и от жидкости к хладагенту as0sao0o = KQm—
— q и равенство 0m= 0О 05 (где q, as, К, «о отнесены к одной
и той же расчетной поверхности Fpac4). Эти уравнения можно
решить методом последовательных приближений либо графоана-
литическим.
Таким образом, порядок расчета следующий:
составляют тепловой баланс аппарата;
определяют среднюю разность температур между средами в
аппарате Л/ср;
определяют коэффициент теплопередачи теплой и холодной
сред cti и а2;
определяют коэффициент теплопередачи аппарата К и плот-
ность теплового потока qp;
находят площадь поверхности теплообмена F;
выбирают коэффициент запаса к найденному значению F. и
уточняют принятые значения скоростей и проходных сечений;
определяют и сопоставляют с' допустимыми гидравлические
сопротивления обеих сред;
определяют производительность насосов, вентиляторов, пот-
ребную мощность приводов, подбирают насосы и вентиляторы.
После этого приступают к технико-экономическому расчету.
Примеры расчетов батарей, воздухоохладителей, конденса-
торов, основанных на изложенных методах, приведены в учеб-
ном пособии Чумака И. Г., Никульшиной Д. Г.
Основным критерием оптимальности инженерных решений
является технико-экономическая эффективность, т. е. обеспечение
заданной цели при минимальных затратах материальных средств
и труда. Технико-экономические показатели оценивают значени-
ем эксплуатационные Э и капитальных К затрат, сроком окупае-
мости Т. Основными статьями эксплуатационных расходов в
процессах теплообмена являются затраты, связанные с расходом
хладоносителя (или хладагента), амортизационные отчисления,
затраты на обслуживание (включая ремонт), на /перемещение
хладоносителей через аппарат. С технико-экономической точки
зрения оптимальным будет такое решение, для которого сумма
П годовых эксплуатационных и капитальных затрат, приходя-
щихся на один год нормативного срока окупаемости, мини-
мальна: П = (ЭК}/Т. Помимо этого технико-экономического
критерия оптимальности в некоторых специальных случаях
можно использовать другие критерии (например, минимальную
массу аппарата для передвижных установок).
Величину П можно выразить следующим образом:
П = FnF + Nini -ф Nzn.2 + GSt2 + 3,
где пр — сумма разовых затрат, пропорциональных площади поверхности
теплообмена F и отнесенных к 1 м2; N\ и Л/г— мощности, потребляемые нагне-
тателями (насосами или вентиляторами) иа перемещение хладоносителей; «1 и
«2 — удельные затраты (отнесенные к единице мощности) на обслуживание,
ремонт и привод нагнетателей; G — расход хладоносителя; S — стоимость хла-
доносителя; т, — время работы установки за календарный год; 3 — заработная
плата обслуживающего персонала.
Значения F, ЛЧ, N2 и G выражают через технические и кон-
структивные параметры. F связывают с температурами и коэф-
фициентом теплопередачи, который, в свою очередь, выражают
через скорость движения жидкости. Последняя является функ-
цией расхода и конструктивных размеров (площади попереч-
ного сечения, числа ходов).
Мощность приводов вентиляторов или насосов определяется
гидравлическими сопротивлениями, которые с помощью извест-
ных формул выражают через конструктивные размеры и расходы.
Расход хладоносителя связан с его температурой подогрева или
охлаждения в аппарате. Коэффициенты nF, tii, ц2, S, а также зна-
чения тг и 3 находят по специальным прейскурантам. В резуль-
тате получается система уравнений, в которой независимыми
переменными являются конечные температура одной из жидкос-
тей и конструктивные размеры. На основании анализа системы
уравнений устанавливают сочетание параметров, обеспечиваю-
щих минимизацию функции П. Решение задачи требует много-
численных расчетов при ступенчатом изменении независимых
переменных, ее выполняют с помощью ЭВМ.
Поверочный расчет основывается на уравнениях теплового
баланса и теплопередачи:
q = г.д/ср = г 2 де,
где Wi и W2 — водяные эквиваленты хладоносителей; А/ и А6 — изменения
температур жидкостей; Д/ср — средняя разность температур;
W, = G|Ci; Г2=С2С2-
Эта система уравнений содержит три неизвестные величины:
количество передаваемой теплоты Q и конечные температуры
tK и 6К. Связь tK и 6К с Д/ и 0 выражается соотношениями
4 = /„ — д/, е„ = е„ + де.
Связь Д/Ср с Д/ и Д0 определяется характером относительного
движения хладоносителей.
В начале этого расчета средние температуры жидкостей в
аппарате неизвестны, поэтому при определении коэффициентов
теплоотдачи сред и теплоотдачи аппарата задаются ими ориенти-
ровочно либо физические свойства жидкостей, входящие в урав-
нение для определения cq, находят по температурам на входе в
аппарат.
После определения Д/ и Д0 можно уточнить значения а, и /г и
пересчитать разность температур. При малых разностях темпера-
тур, характерных для холодильных аппаратов, этим уточнением
можно пренебречь.
Коэффициент теплопередачи от теплой среды к холодной
зависит от условий теплообмена со стороны каждой среды, от
термического сопротивления стенки теплопередающей поверхно-
сти и термического сопротивления загрязнений. Обычно терми-
ческое сопротивление стенки и загрязнений поверхности сумми-
руют и оценивают величиной
Rt — S 6/А,
i = I
где п — число слоев разной теплопроводности й и толщины 6/.
Для теплового потока Q через поверхность теплообмена с
термическим сопротивлением поверхности Rn
Q = —= «1 (Л — М = «2 (tn2 — t2) Fni.(73)
Отсюда
Q = , /'-12 , - (74)
F„, ( a, + R") + Fn, ’ a2
При прочих равных условиях численное значение коэффициента
теплопередачи К зависит от того, к какой поверхности его
относят:
к наружной поверхности трубы Fn,
KFni = -----_Ц_------ ; (75)
(-+ Я„)+-^---------
' at / г,.2 аг
к внутренней поверхности F„2
к ребристой наружной поверхности Fp3,
/<рЭ| = -------‘; (77)
₽i (— + Rn) + ₽> —
X 0t| / 0С2
к ребристой внутренней поверхности Fp3!
=------i-------1—Г ' (78)
U + Rn)+
В этих уравнениях
^ — Fp3l/Fni; ₽i = Fp3,/F,l2;
($2= F рэг/Fи,; Рг= F рэ2/F'п,
называются внешними (1) и внутренними (2) коэффициентами
оребрения.
Рассмотрим составляющие уравнений (75) — (78) В уравне-
ниях учитывается термическое сопротивление Rn многослойных и,
как частный случай, однослойных несущих поверхностей любой
формы. Наиболее характерный случай учета Rn приведен в
таблицах учебного пособия.
Приведенный коэффициент теплоотдачи cfl1’ (у ребра 1) —
сложный комплекс, который учитывает сопротивления 1/осоР,,
1/oton. со стороны среды, омывающей отложения на ребре и на
несущей поверхности, термические сопротивления этих отложе-
ний £ор,, /?ОП1, термические сопротивления ребра £р, и контакта
между ребрами и несущей поверхностью £Крэ,- По аналогии
приведенный коэффициент теплоотдачи со стороны ребра 2
0ЙР = f(l/Oop2,
1/Oto112» /?ОР2, £011'2, £Р2, £крЭг)’
Из уравнений (75) — (77) Каневцем Г. Е. было получено
уравнение
“op, Ept FoPl ао„ F“p
пп 1 1 4~ аор, ^ор, 1+®0n,ftip.
= -=-------------------------------------, (79)
^ор, Ер< F op, Екрэ,
------------— • ———— —I
1 + аор, Fop, Fpo,
где F„p„ FoX, — площадь поверхности наружного слоя отложений соответственно
на рабочих и на несущей поверхностях между ребрами.
р _________ tl
Pl t, - top,
(80)
Точность расчета <йр и о$р определяется погрешностью рас-
чета всех термических сопротивлений.
Основная проблема в расчете коэффициентов теплоотдачи
состоит в выборе зависимостей, позволяющих рассчитывать
численные значения коэффициентов, которые зависят от свойств
жидкости, скорости обтекания поверхности жидкостью, формы и
размеров разделяющей стенки и других факторов. Приведенный
коэффициент теплоотдачи оребренной поверхности является не-
которой условной величиной. Основной смысл введения приве-
денного коэффициента теплоотдачи а"р заключается в том, чтобы
учесть различия форм поверхности и условий теплообмена с
ней и иметь возможность характеризовать интенсивность тепло-
обмена в целом для оребренной поверхности.
Для формул (75) — (78) коэффициент теплоотдачи ои = ойр
определить можно и по другой методике:
ajjp==ap(£_j£ei_ + _^-) . (81)
' * рЭ| * рЭ1 '
Очевидно, что при £ = 1 а"(р = otpP. При высокой степени ореб-
рения Fopi Fon,, a"ip = ctp £ (где ар — коэффициент теплоотдачи
от ребра).
При определении приведенного коэффициента теплоотдачи
можно также ввести понятие коэффициента эффективности всей
оребренной поверхности, состоящей из ребер и труб: Е = бор/0о
(где 0ор — средняя избыточная температура оребренной поверх-
ности ) . д
В этом случае с£[,’ = а^Ен. При идеальном контакте между
трубой и ребрами
Ен = Е + (1 - Е) Е0П1/Ерэ, . (82)
Эффективность ребра Е зависит от формы, размеров, тепло-
проводности ребра и от величины коэффициента теплоотда-
чи Яр.
Эта зависимость обычно в теплопередаче представляется в
виде графиков или аналитических уравнений Е = f(mft) (где
mh — безразмерный комплекс):
tn = V2«p/(A.P6p),
где й — высота ребра; 6Р — толщина ребра; Хр — коэффициент теплопровод-
ности ребра.
Если на ребрах имеются отложения (влага, иней), то в
зависимость эффективности ребра вводят составляющие, учиты-
вающие их- влияние:
V [1/(аоР5 + боДо)]брЧ ’ ' '
l/(aopg + 6o/4=o"p, (84)
где g — коэффициент влаговыпадения.
g = ЬКЬ - 1), (85)
где grf — коэффициент влагопереноса.
r(0 ’
и по-формуле (62).
При выборе размеров ребер следует иметь в виду, что в
большинстве случаев нецелесообразно иметь Е<0,7.
4.6. Тепло- и массообмен и гидродинамика
двухфазных потоков в трубах
Для характеристики двухфазного потока хладагента наряду
с параметрами, рассчитанными по уравнениям материального и
теплового балансов, вводят параметры, которые учитывают осо-
бенности движения отдельных фаз. Параметры, рассчитанные по
уравнениям материального и теплового балансов, принято назы-
вать расходными, а параметры, характеризующие движе-
ние каждой из фаз в отдельности или гидродинамику потока
в целом (с учетом особенностей движения отдельных фаз), —
истинными.
Расходные параметры. Основными расходными параметрами
двухфазного потока являются приведенная скорость движения
жидкости юж, приведенная скорость движения пара wn, массовое
рассчитанное по тепловому балансу паросодержание х и объем-
ное расходное паросодержание |3:
wx — Vx/f; wn — K/f;
X = Gh/GcmJ p = Vn/Vcwj
Gcm = Gn + G«; Vcm = Vn + Vx,
где V„ и Vn — объемные расходы жидкости и пара, м3/с; Gm и G„ — массовые
расходы жидкости и пара, кг/с; f — сечение канала, м2.
Р = Wnf/[f(Wn + Юж)] — Wn/(Wn + Юж). . (86)
Движение среды можно охарактеризовать и величиной массо-
вой скорости, т. е. отношением массового расхода G к поперечно-
му сечению канала f. Обычно эту скорость обозначают в виде
произведения (рю):
рю — G/f,
где w и р — соответственно скорость и плотность среды.
При движении двухфазного потока вдоль канала постоянного
сечения линейные скорости юж и юп, а также массовые скорости
отдельных фаз Южрж и юпрп изменяются из-за фазовых превра-
щений.
Скорость паровой фазы изменяется также из-за уменьшения
давления (вследствие изменения плотности пара). Однако массо-
вая скорость, определенная по общему расходу G, остается
постоянной. Неизменной будет также и величина ю = (рю)/рж =
= G/fp«, представляющая собой отношение массовой скорости
всего потока к плотности жидкой фазы при температуре насы-
щения. Эта величина, широко используемая в технических рас-
четах, называется скоростью циркуляции. Ее можно представить
себе как скорость жидкости в сечении канала, где начинается
парообразование (при х = 0).
Истинные параметры. Их легко можно определить, если из-
вестна доля сечения канала, занимаемая той или иной фазой.
В расчетах обычно пользуются значением, определяющим долю
сечения, занимаемую паровой фазой <р = fn/f (где fn — сечение,
занимаемое паром).
Эта величина называется истинным объемным паро-
содержанием. Из зависимости Gn = рпwnf — pnw"(pf легко
установить, что истинная скорость движения’ пара w” — w„/<p.
Составив аналогичное уравнение материального баланса для
жидкой фазы, установим, что истинная скорость жидкой фазы
w' — wn/(l — <р).
По значениям w' и w" легко определить истинные массовые
скорости отдельных фаз. Относительную скорость фаз ад™ =
5= ы)" — w' называют скоростью скольжения (или
скольжением).
В горизонтальных трубах при очень небольшом паросодер-
жании, когда паровая фаза увлекается жидкой в виде.отдель-
ных пузырей, скорость скольжения может принимать отрицатель-
ные значения. Однако с увеличением паросодержания потока
скорость паровой фазы становится выше w'.
В технических расчетах часто приходится иметь дело с
величинами, рассчитанными без учета скольжения, т. е. при
рассмотрении среды как гомогенной смеси. Скорость такой
смеси окажется равной сумме приведенных скоростей отдельных
фаз: (
WcM = (кж -|- kn)/f = Wx Wn- (87)
Из уравнения материального баланса G = G« + Gn легко
установить, что скорость циркуляции в зависимости от и w„
определяется уравнением
w = Wx ф- (pil/р») w„. (88)
Заменив в уравнении (87) приведенную скорость wK значе-
нием, определенным из уравнения (88), после преобразований
получим Ы)см = w[ 1 + wn (рж р„ )/(^р„) ], (89)
или аУсм = w {1 + Х[(рж/рп) —- 1]}. (90)
Значение выражения откуда средней плотности смеси можно установить из Рем кем = Рпрксм + Рж (1 — Р) кем, (91)
Рем ’= рп Р + Рж (1 — Р)- » (92)
Эту величину можно также определить из зависимости 1 /рем = кем = VnX + кж ( 1 (93)
Если известна доля сечения, занятая паровой фазой, то по
уравнению, аналогичному зависимости (92), определим истинную
плотность
Рист = Риф + р« (1 — ф). (94)
Из приведенных зависимостей видно, что при <р = ₽ истин-
ные скорости w' и w" равны между собой и равны скорости
смеси wCM, а риет = рсм.
Методы анализа двухфазных течений. Эти методы подразде-
ляют на экспериментальные и аналитические.
Корреляционные зависимости, полученные при обобщении экс-
периментальных данных, применяют для условии, аналогичных
тем,' в которых были получены исходные данные. Зависимости
такого рода почти не вскрывают сущности явлений и, как пра-
вило, даются в безразмерном виде.
Аналитические методы основаны на применении простых
аналитических моделей для обработки экспериментальных ре-
зультатов и оценки расчетных параметров. Так, многофазное те-
чение рассматривают как смесь компонентов псевдонаправленной
среды с усредненными свойствами. Такую модель называют
гомогенной. Структуру потока в ней подробно не рассмат-
ривают (взвесь капель в газе, пену или расслоенное течение
газа над жидкостью считают в этом смысле совершенно
идентичными). В модели раздельного течения потоки каждой
фазы рассматривают самостоятельно. Записывают уравнения для
каждой фазы, при этом учитывают межфазное взаимодействие.
Режимы течения и теплообмен между поверхностью охлажде-
ния и двухфазным потоком взаимно влияют друг на друга и
очень усложняют изучение физических процессов.
При фазовом переходе хладагента по длине труб непрерыв-
но увеличивается паросодержание, изменяется распределение
фаз, их скоростей, а также количество движения. Усложнения
связаны также с тепловой и гидродинамической неустойчивостью
потока, термодинамическим неравновесием фаз и неравномер-
ностью распределения тепловых потоков по длине аппарата.
Для иллюстрации сложности двухфазных течений на рис. 34
показана последовательная схема изменения структур потока в
вертикальном испарительном канале по мере увеличения паро-
содержания.
Режимы течения двухфазной смеси в горизонтальных трубах
отличаются асимметрией двухфазных течений, вызванной дейст-
вием силы тяжести (рис.35).
Расслоенное течение — это когда жидкость течёт по дну
канала, а газ течет вдоль верхней части канала над ней с
малым взаимодействием фаз.
’Волновое течение — это когда под влиянием скорости газа
Пар
Капли
Лисперсно - кольцевой
режим течения
I.
о? °°
Пузырьковый режим
I течения
Пузырен обо- снарядный
режим течения
Снарявно - кольцевой
режим течения
Кольцевой режим
течения
Снарявный режим
течении
| Живность
1
Рис. 35. Режимы течения горизонтального
двухфазного потока:
/ — направление; 2 — пузырьковый, 3 — рас-
слоенный; 4 — волновой; 5 — снарядный; 6 —
гребнеобразный; 7 — волновой с перемычками
(слнзнеобразиый); 8 — дисперсно-кольцевой;
9 — перемежающийся
Рис. 34. Приближенная последовательность
структур потока в вертикальной трубе
в расслоенном режиме течения формируются волны, дающие
расслоенный волновой режим течения. <<
Пузырьковое течение — это когда газовая фаза в/ виде
отдельных пузырьков распределена в сплошной среде жидкр'сти
(см. рис. 35). При высоких скоростях жидкости пузырьки могут
образовывать вспененное течение. ,
Дисперсно-кольцевое течение — его характер, подобен тече-
нию, наблюдаемому в вертикальных каналах, только толщина
пленки неодинакова, по периметру и в ядре газового потока
встречаются капельки жидкости.
Перемежающиеся течения в горизонтальных трубах можно
разделить на пробковое (снарядное), волновое и гребнеобразное
течения.
При. волновом течении наблюдаются характерные пузыри
пулеобразной формы (см. рис. 35). Волновое течение (с перемыч-
ками) характеризуется распространением вдоль канала жидко7
стных перемычек, в которых в сплошной среде жидкости уносит-
ся большое количество газовых пузырьков.
При гребнеобразном течении вспененные жидкостные пере-
мычки принимают форму гребнеобразных волн на поверхности
слоя жидкости, текущей по дну трубы. Эти волны фактически
не прикасаются к верхней стенке трубы, как это происходит в
волновом течении с перемычками.
Для высокоэффективных и интенсивных горизонтально-труб-
ных приборов охлаждения с коэффициентом оребрения 15—20 в
диапазоне плотностей тепловых потоков в 2,0—3,0 кВт/м2 ха-
рактерны перечисленные режимы течения двухфазных потоков.
Практически важно уметь определять зоны существования
режимов двухфазного течения и их влияние на теплоотдачу,
В дальнейшем для удобства расчетов коэффициентов теплоотда-
чи, соответствующих указанным режимам течения, мы будем
различать три основные структурные зоны:
разделенную — включающую расслоенные течения с гладкой
и волновой границей раздела фаз;
перемежающуюся — для снарядного и переходного снарядно-
кольцевого двухфазного течения;
дисперсную — состоящую из дисперсного, дисперсно-коль-
цевого и кольцевого течения.
При анализе параметров, определяющих характер поверхно-
сти раздела фаз, в качестве основных выделены поверхностное
напряжение 6, плотность пара и жидкости рп и рж, кинематиче-
ские коэффициенты вязкости пара и жидкости vn и тж, скорость
пара и жидкости wn и wx, диаметр' трубы dBll.
Для определения режима течения в заданных условиях поль-
зуются картами режимов. В случае кипения хладагентов в
горизонтальных трубах такие карты получены Ван-дер-Ягтом,
А. М. Малышевым (рис. 36).
В результате испытаний, проведенных в ОТИХП А. В. Горди-
енко, были обнаружены зоны существования режимов течения в
зависимости от указанных параметров и построена обобщенная
диаграмма (рис. 37) структур двухфазного потока хладагента
в координатах Re£; Re>'<; ож/о„ (где ож, сп — поверхностное
натяжение хладагента и воды при 0°С).
Рис. 36. Карта режимов течения двух-
фазных потоков хладагентов в горизон-
тальных трубах:
I — снарядный; II — волновой; III —
расслоенный; IV — волновой кольцевой,
V — кольцевой
Рис. 37. Диаграмма структур двух-
фазных течений хладагента в горизон-
тальных трубах диаметром 0,0155—
0,032 м:
I — расслоенная с гладкой границей
раздела фаз; II — расслоенная с волновой
границей раздела фаз; III — снарядная;
IV — дисперсная; V — дисперсно-
кольцевая; VI — кольцевая
Приведенный (к полному диаметру трубы) критерий Рей-
нольдса пара (жидкости)
Реп(ж) -' 6?BH/Vn(>K)* (95)
Приведенная скорость фаз
Щп(ж) ==' Л1п(ж) /(-/’трри(ж) ) , (96)
где Л4„(ж) — массовый расход пара (жидкости); FTV — площадь поперечного
сечения трубы.
Введение соотношения <Тж/<Тп позволяет при построении диа-
граммы использовать результаты исследований режимов течения
водовоздушных смесей в горизонтальных трубопроводах.
С помощью диаграммы структур устанавливают режим паро-
жидкостного потока, в зависимости от которого выбирают об-
ласть применения предлагаемых ниже расчетных уравнений.
Переход из одного режима потока в другой определяется-
характером поверхности раздела фаз.
Теплообмен. Разным режимам течения соответствуют различ-
ные значения коэффициентов теплоотдачи.
При пузырьковом и снарядном течении коэффициент тепло-
отдачи зависит от q и массовой скорости потока (юр) и не
зависит от паросодержания X. В этих случаях довольно суще-
ственно влияние давления. При кольцевом режиме коэффициент
теплоотдачи. возрастает с увеличением X и в меньшей степени
зависит от q. Влияние давления на а в этом режиме проявляется
весьма слабо, причем иногда в обратной зависимости.
Наибольшая интенсивность теплоотдачи присуща кольцевому
режиму течения, при котором теплообмен между стенкой и паро-
вым ядром в центре трубы осуществляется через тонкую испа-
ряющуюся пленку жидкости.
Коэффициенты теплоотдачи при кипении в трубах можно
определить двумя способами: определением локальных -(или
средних по участкам) а для каждого из режимов и усреднением
их по длине, трубы путем определения среднего коэффициента
теплоотдачи для всей длины трубы. В холодильной технике
распространен второй способ, как наиболее простой.
Использование уравнений для средних по длине коэффициен-
тов теплоотдачи дает приемлемые результаты при идентичности
режимов течения в проектируемом аппарате и в экспериментах,
из которых получены расчетные формулы.
Неоднозначность записи теплофизических характеристик
двухфазных потоков вынуждает указанные режимы представ-
лять в виде карт режимов течения. При построении карты учи-
тывают физические свойства среды введением приведенных пара-
метров,, например:
= ---Р2_)о.з; (97)
' Рв рш '
<98>
где р — плотность; а — поверхностное натяжение; т] — вязкость; индексы п и ж
обозначают газообразную и жидкую фазы; индексы в и w относятся к значениям
параметров для воздуха н воды при атмосферных условиях (20 °C и атмосферное
давление),; Хс и фс имеют одну и ту же размерность при атмосферном
давлении воздушно-водяного течения.
" На основании теории подобия А. В. Гордиенко установил
общий вид критериальной зависимости для определения коэф-
фициента теплоотдачи при вынужденном течении парожидкост-
ной смеси хладагента 'в горизонтальных трубах:
Nu = / (Red, Re«, Re£/Re«, Pr, L/dm-,
Nu = ctoBH dB1, Дк, (99)
где L — длина рабочего участка.
Значения физических констант определяют при средней тем-
пературе кипения хладагента на рабочем участке:
для разделенных режимов течения
Nu = 0,28- IO"5 (Re„')°-'9 (Re;)0-66 Pr0-3 (L/d&H)I>66; (100)
для перемежающихся режимов течения
Nu = 0,65-105 (Ren7)0-73 (Re;)~°-73 Pr0-3 (L/dBH)-'-69; (101)
для дисперсных режимов течения
Nu = 0,018 (ReB')‘-19 (Re;)"0-3 Pr0-3. (102)
Область применения полученных зависимостей ограничена
пределами зон существования указанных режимов двухфазного
течения в горизонтальных трубах (в переходных зонах следует
воспользоваться уравнением для предшествующей структуры),
определяемых с помощью диаграммы структур потока и следую-
щими условиями: dBH 32 мм; 129 L/d™ 62,5.
При других соотношениях L/drM для расчета среднего по дли-
не коэффициента теплоотдачи ОоПр можно использовать поинтер-
вальный метод, заключающийся в разделении данного прибора
охлаждения на участки, для которых справедливы ограничения,
сделанные при выводе вышеуказанных уравнений. При этом
входные параметры интервала ДХ,- являются выходными для
предыдущего интервала.
Коэффициент теплоотдачи прибора охлаждения определяют
как средневзвешенный:
ОопР = [ 2 (АХа0,,)/+ 2 (AZao,/)/] (АХя + AZm), (ЮЗ)
где ао,— коэффициент теплоотдачи для прямых участков трубы длиной ДХ из
условия 129 AX/dB„ 62,5; «о., — коэффициенты теплоотдачи на участке по-
ворота длиной ДХ, рассчитанные с учетом нх турбулизирующих влияний на
парожидкостный поток; п, т — число интервалов ДХ и ДХ.
Алгоритмическая простота и возможность гарантировать точ-
ность решения делают поинтервальный расчет перспективным при
проектировании приборов охлаждения на ЭВМ.
Для дисперсных режимов двухфазного течения влияние симп-
лекса (L/dB„) на процесс теплообмена не обнаруживается. Длина
труб для этого участка определяется условием полного выкипа-
ния хладагента.
Это достигается дополнительным введением пара в жидкост-
ную линию или включением регенеративного теплообменника на
линии подачи хладагента насосом в аппарат для повышения
паросодержания. Кратность циркуляции хладагента Должна
быть такой, чтобы массовый расход его был достатрчным для
создания режима смачивания поверхности труб или каналов на
выходе из аппарата при дисперсном режиме течения. Такой
метод интенсификации называется режимным. В морозиль-
ных плиточных и других аппаратах для обеспечения эффектив-
ной теплопередачи длину шланга, каналов, компоновку пучка
труб или способ подсоединения плит по хладагенту необходимо
выбирать, исходя из условий достижения перемежающегося и
дисперсного режимов течения. Теплообмен в плиточных моро-
зильных аппаратах можно значительно интенсифицировать, если
несколько плит включить последовательно между собой в одну
группу, а хладагент подавать параллельно. Длину шлангов или
каналов необходимо определять из условия допустцмого падения
давления в аппарате.
Использование режимного метода интенсификация теплооб-
мена в батареях воздухоохладителей, плиточных аппаратах и
во фризерах позволяет (для аммиака) увеличить коэффициент
теплоотдачи в 6 раз (при росте гидравлических сопротивлений
в 2—3 раза) по сравнению с обычными условиями работы.
Для аммиака получены следующие соотношения для теплоот-
дачи и гидравлического сопротивления:
oto, ннт/oto — 5,5 и ЛДобщ. инт /ЛЕобщ == 2,8
или oto, инт/«о — 4,8 и ЛДобщ. ннт/ЛДобщ — 3,0.
Работу фреоновых испарителей с ребристыми трубами часто
интенсифицируют за счет внутреннего оребрения или специаль-
ных устройств, турбулизирующих поток и способствующих отбра-
сыванию капель или пленок жидкости к стенке.
Обычно для теплообменных аппаратов режимный метод
интенсификации оценивают по термическим сопротивлениям со
стороны хладагента //а = Р/ао и со стороны воздуха Кв — 1/
/«н Ер, особенно когда р 10.
Значения а и К для некоторых типов воздухоохладителей
и испарителей приведены в табл. 12.
Паросодержание тесно связано с кратностью циркуляции
хладагента, под которой понимают отношение количества жидко-
сти, подаваемой в аппарат, к количеству пара, образовавшегося
в нем.
Кратность циркуляции хладагента выбирают на основании
следующих положений. Завышение кратности циркуляции приво-
дит к увеличению массового расхода жидкости в охлаждающей
системе и вследствие этого к возрастанию гидравлических
сопротивлений в аппаратах и сливных линиях, к увеличению
числа насосов, ресиверов и другого оборудования, а также к
дополнительным расходам электроэнергии. При заниженной
кратности циркуляции теплообменная поверхность приборов ох-
12. Значения коэффициентов теплоотдачи и теплопередачи для теплообменных аппаратов
Прибор охлаждения Характеристика теплопередающей поверхности
Р dTp, мм Тип ребер Размер ребер, мм Шаг ребра, Sp, мм £Р
Батарея пристенная ребристая змеевико- вая СЗ Воздухоохладитель 25 12 38X2,5 В итые 45,1 20 0,75
подвесной ВОП-110 112 10,3 25X2,5 Пластин- чатые (а₽=1) 460X 70 15 0,85
пристенный 98 22,4 32X2,5 Пластин- чатые 240X80 5 0,85
Погружной испари- тель гладкотрубный 20 — 57X3,5 — — — —
Продолжение
Прибор охлаждения Характеристика теплопередающей поверхности
ССо ан к ССо А ссо д дд
Батарея пристенная 1000 9 6,25 1500—2000 50— 6,4—6,49 2,4—3.8 ребристая змеевико- 100 вая СЗ Воздухоохладитель подвесной ВОП-110 1500 70 42,50 2250—3000 50— 47,1—50 10,8— 100 17,7 пристенный 1500 95 36,63 2250—3000 50— 44,84— 22,5— 100 50,51 37,9 Погружной испари- 800 500 312,5 1200—1600 50— 357,14— 11,6— тель гладкотрубный 100 384,62 18,8
лаждения будет работать недостаточно эффективно, поэтому
возникает задача определения оптимальной кратности циркуля-
ции хладагента.
Необходимо учитывать число параллельных вводов, так как
при больших значениях кратности циркуляции, выбранных для
одного объекта, в пересчете на всю систему требуемое количе-
ство жидкости может быть больше производительности установ-
ленного насоса.
Таким образом, кратность циркуляции определяют Следую-
щим образом.
0 0,003 0,006 0/009 0,012Мп,кг/с О 0,003 0,006 0,009 Мп,кг/с
a б
Рис. 38. График зависимости йо = ДЛ1ж.вх; Мп) для горн-
зонтальной трубы:
а — диаметром 0,0155 м; б — диаметром 0,032 м
1. Определяют массовый расход пара на выходе из шланга
аппарата:
М П.ВЫХ- 9рПр/г-|-Л1п.Вх, (104)
где q — плотность теплового потока; Г„г — площадь теплопередающей поверх-
ности шланга, относящегося к одному вводу; Mn.DX — массовый расход пара на
входе в шланг прибора (для насосных схем Л4,, ,„=()).
2. По графикам, представленным на рис. 38, а, б, определяют
количество жидкого аммиака Мж.вх, которое необходимо подать
в данный шланг или прибор охлаждения, если он имеет один
ввод хладагента.
4.7. Низкотемпературные тепловоды
Тепловоды — это теплообменные аппараты, основное
назначение которых — перенос теплоты от источника к стоку.
По принципу действия тепловоды относятся к рекуперативным
теплообменникам с промежуточным теплоносителем. Как и во
всех теплообменниках такого типа, в системах с тепловодами
несколько увеличена поверхность теплообмена и повышено зна-
чение полного термического сопротивления.
. В отличие от теплообменников в тепловодах тепловой поток
передается без дополнительных энергозатрат на циркуляцию
промежуточного теплоносителя, что является их преимуществом.
К преимуществам же относится надежность, а также возмож-
ность придать конструкции не-
обходимую форму в соответст-
вии с характеристиками грею-
щей (например, воздух) и ох-
лаждающей (фреон) сред. Теп-
ловоды используются в крио-
генной и холодильной технике,
космических аппаратах, ядер-
ной энергетике, электромаши-
ностроении и т. д.
Конструктивно тепловод мо-
жет иметь произвольную фор-
му. В большинстве известных
технических решений приме-
няют герметичную трубу в виде
прямого полого цилиндра. Рас-
смотрим два основных, наибо-
лее широко используемых типа
тепловодов: тепловую трубу
и термосифон.
Тепловые трубы (рис. 39)
Рис. 39. Принципиальные схемы пере-
дачи теплоты:
а — холодильной машиной; б —- тепловой
трубой; в — термосифоном; / — корпус;
2 — фнтнль
представляют собой замкнутую систему, в которой теплота
передается посредством кипения жидкости в одной точке и
конденсации — в другой. Жидкость возвращается в зону кипения
под действием капиллярных сил через пористую структуру, что
является характерной особенностью тепловых труб;
Тепловая труба состоит из трубчатого корпуса длиной L и
диаметром d, внутренняя полость которого выложена капилляр-
но-пористой структурой, называемой фитилем. В качестве фитиля
можно использовать различную металлическую сетку, свернутую
в несколько слоев, прессованную стружку, металлокерамику,
резьбу, нанесенную на внутреннюю поверхность трубы, и т. д.
Капиллярно-пористый фитиль насыщен смачивающей жид-
костью. Центральная часть трубы, предназначенная для течения
пара, имеет диаметр da. По всей длине тепловая труба (и термо-
сифон) делится на три зоны: испарения LK, транспортную (адиа-
батную) £тр и конденсадии Ц. В ряде случаев транспортный
участок может отсутствовать.
При нагревании одного конца тепловой трубы жидкость
испаряется. Образовавшийся пар поступает на охлаждаемый
участок, где конденсируется. Затем жидкость под действием
капиллярного давления поступает по пористой структуре к участ-
ку обогрева. Высокая эффективность тепловодов объясняется ис-
пользованием в процессе переноса теплоты скрытой теплоты
парообразования.
Термосифоны (см. рис. 39, в) конструктивно представляют
собой тепловую трубу, из которой вынули капиллярно-пористую
структуру. Конденсат, образующийся на охлаждаемом участке,
возвращается к участку обогрева под действием внешних сил:
гравитационных, центробежных, электростатических и т. д. Наи-
более широко распространены термосифоны, в которых тёплоно-
ситель циркулирует под действием сил гравитации. Основным
преимуществом термосифонов по сравнению с другими типами
тепловодов является их технологичность в изготовлении. К недо-
статкам их относится tq, что зона испарения должна быть распо-
ложена ниже зоны конденсации, тогда как в тепловых трубах
зона испарения может быть ориентирована произвольно по от-
ношению к зоне конденсации.
Скорость циркуляции в тепловой трубе зависит от фактора
переноса (табл. 13), определяемого комбинацией свойств, входя-
щих в уравнение (105):
q___ opmAiv kF (105)
Л Ж 7.эф
где Q — тепловая мощность трубы; а — коэффициент поверхностного натяжения
Н/м; At„ — теплота фазового перехода на единицу объема; т]и( — динамический
коэффициент вязкости, кг/м-с; k — проницаемость, м2; г„—радиус пары;
£эф — эффективная длина.
L3$ = Атр И- 1 / 2 (Аи Н- Ак),
где индекс «тр» относится к транспортному участку длины; «и» — к испарению;
«к» — к конденсации.
При отсутствии сил тяжести и в предложении идеальной сма-
чиваемости поверхности (cosa = 1)
Q = GAiv,
где G — массовый расход (кг/с).
13. Факторы переноса рабочих веществ
Интервал рабочих температур, °C Рабочее вещество Свойства при нормальном давлении Материал для кожуха н наполнителя
Т емпература кипения, °C Фактор переноса, (кВт/м2) I0”7
—200 4-—170 Азот — 195,65 0,9 Нержавеющая сталь
—70 4-—50 Аммиак —33,30 10 Нержавеющая сталь, никель, ал юм ни ий
-604-+40 R12 —29,79 1 Нержавеющая сталь,
медь
10—200 Вода 100 50 Медь, никель
•400—800 Калий 760 50 Нержавеющая сталь
500—900 Натрий 883 200 То же
900—1500 Литий 1330 800 Тантал
Первый сомножитель в правой части (105) характеризует
только свойства жидкости, тогда как второй определяет свойства
пористого наполнителя. «•
Отдельные проблемы по тепловым трубам приведены в
«Справочнике по теплообменникам».
В зависимости от свойств промежуточного теплоносителя
тепловоды условно подразделяют на криогенные, низко- и высо-
котемпературные.
Рабочие вещества, используемые в области криогенных тем-
ператур (гелий, аргон, криптон, азот,, кислород), обладают малы-
ми значениями скрытой теплоты фазового перехода и поверхно-
стного натяжения. В связи с этим криогенные тепловоды харак-
теризуются низкой теплопередающей способностью.
Теплоносители, применяемые в области низких температур
(фреоны, аммиак, спирты, эфиры, вода), обладают низкой тепло-
проводностью, поэтому теплота переносится при значительных
перепадах температур- между участками испарения и охлажде-
ния. Этот перепад соизмерим с температурным уровнем работы
тепловода.
В высокотемпературных тепловодах (см. схему) используют
серу, ртуть, щелочные металлы. При температурах выше 750 К
применяют калий, натрий, свинец, серебро и т. д.
Классификация теплопроводов
Широко распространены термосифоны в практике северного
строительства для охлаждения или замораживания грунта есте-
ственным холодом.
Наличие разности температур между воздухом 4 и грунтом
/гр создает условия для осуществления прямого термодинамиче-
ского цикла — работа I происходит в результате подвода тепло-
ты q от грунта к теплоносителю и отвода теплоты </о в воздух.
Полученная в прямом термодинамическом цикле работа расходу-
ется на перемещение пара в поле действия сил гравитации и
преодоление сил трения,, превращаясь в теплоту.
В бытовых холодильниках используют термосифоны для
охлаждения герметичных фреоновых компрессоров и для компо-
новки двухкамерной схемы холодильника.
Термосифоны широко применяют для интенсификации охлаж-
дения электрических двигателей, в холодильных установках —
при создании воздухоохладителей.
Наиболее широко используют тепловоды при проектировании
теплообменного оборудования. По назначению теплообменники
такого типа можно условно разделить на две группы: теплооб-
менники специального назначения и теплообменники для утили-
зации теплоты и холода, («процесс — процесс», «процесс —
комфорт», «комфорт — комфорт»).
К теплообменникам специального назначения относятся пре-
жде всего аппараты, используемые в холодильных установках,
работающих в условиях агрессивных сред, например в химиче-
ской технологии.
Теплообменники класса «процесс — процесс» широко распро-
странены за рубежом в пищевой промышленности. Они обеспе-
чивают 65 %-ную регенерацию теплоты поступающего воздуха
за счет утилизации и окупаются за 2 года. Представителем
теплообменников типа «процесс — комфорт» является аппарат,
разработанный в ОИНТЭ для утилизации теплоты отработавше-
го пара вспомогательной турбины, для подогрева воздуха в си-
стемах зимнего судового кондиционирования. Теплообменники
«комфорт — комфорт» изготовляют японские фирмы. В нашей
стране ЦНИИпромзданий разработал аналогичную конструкцию
для утилизации теплоты и холода при кондиционировании возду-
ха в жилых помещениях. Для систем судового кондиционирова-
ния теплообменники такого класса были разработаны в ОИНТЭ.
При проектировании систем с низкотемпературными тепло-
водами необходимо проводить оптимизацию системы с учетом
внешнего теплообмена. Рассмотрим задачу оптимизации на
примере воздухоохладителя, предназначенного для утилизации
холода.
Тепловоды в воздухоохладителе являются автономными теп-
л©передающими элементами, поэтому эквивалентную схему тер-
Рис. 40. Эквивалентная схема замещения
представительной ячейки теплообменника с
тепл оводами
мических сопротивлений такого теп-
лообмена можно представить по
аналогии с совокупностью парал-
лельных сопротивлений:
Г ™ "1 .— 1
Як=| X 1/Ях] \ (106)
где — полное термическое сопротивление
представительной ячейки теплообменника,
включающей в себя один тепловод, часть
трубной доски и окружающие объемы
внешних сред (рис. 40).
Соотношение между составляю-
щими термическими сопротивления-
ми такой ячейки определяется урав-
нением вида
Rx = [(/?, + RK) + (RK + R2)] ( 1 + )->.
/
и +№ + «.)+ l+(^+";rg-, gвд-'г!. no?)
i i
С достаточной для инженерных расчетов точностью в ряде
задач можно принять, что .термические сопротивления теплопе-
редачи от транспортного участка и непосредственно через
трубную доску %Ri значительно больше, чем сопротивление
внутри тепловода при фазовых превращениях промежуточного
теплоносителя (/?,, = l/c^,f„; RK — l/cfefK) и процессов внешнего
теплообмена (Ri = l/aF(; R? = l/cfef^).
Тогда из уравнения (107) получается простое уравнение
— R । -Т (Rn Rk) Rz,
или
(108)
где gi, £2 — коэффициенты внешнего оребрения; а,, аа — коэффициенты тепло-
отдачи внешнего теплообмена. Вт/(м2-К); а», ак — средние значения коэффи-
циентов теплоотдачи при испарении и конденсации в тепловодах, Вт/(м2-К);
— длина участков обогрева и охлаждения тепловода соответственно, м.
В качестве критерия оптимальности примем минимум значе-
ния полного термического сопротивления Rx. Уравнение (108)
существенно упрощает задачу оптимизации, поскольку решение
сводится к отысканию оптимума функции вида RXam = f(LK,
LK).
В качестве условия связи величин LH и LK принимают постоян-
ство полной длины тепловода, которая определена конструктив-
ными особенностями системы L — LK -f- LTp + LK.
Полагая, что компоновка тепловодов в теплообменнике суще-
ственно не влияет на режим течения внешних сред, для осред-
ненных характеристик теплообмена в межтрубном пространстве
получаем
1___i_J_\ _______‘
\ <Х2ь2 оск / зи/(£ LTp
-(4-d—' (109)
\ aisi «и/ ndLf.
Приравняв уравнение (109) к нулю, получим» корни урав-
нения:
Подставляя выражение (НО) в уравнение (109), получим
окончательное выражение для оптимального значения полного
термического сопротивления представительной ячейки:
ак а2 §2 ' «I fei «2 62
При проектировании систем с тепловодами значения оо и
а2 определяют по известным зависимостям для конвективного
теплообмена при обтекании оребренных (или гладких при
£i(2)= 1) трубных пучков. Коэффициенты теплоотдачи со стороны
агента рассчитывают по соответствующим зависимостям для про-
цессов кипения и конденсации.
Интенсивность теплообмена при конденсации в термосифонах
при отсутствии неконденсирующихся примесей с достаточной
точностью можно рассчитать по известному уравнению Нуссель-
та для пленочной конденсации на плоской стенке.
4.8. Тепловой расчет регенеративных
теплообменных аппаратов
Принцип действия и конструкции регенераторов. Под регене-
раторами понимают переключающиеся теплообменники, через
которые попеременно пропускают газы, а передаваемая теплота
аккумулируется в насадке с большой теплоемкостью.
Принцип действия регенераторов поясним на примере пары
регенераторов (рис. 41). В кожухах цилиндрической формы
находится проницаемая для газов (пористая или с проницаемы-
ми каналами) аккумулирующая масса — насадка. При противо-
токе охлаждаемый газ движется в правом -регенераторе сверху
вниз, а нагреваемый газ в левом регенераторе — снизу вверх.
После переключения, наоборот, холодный газ направляется через
правый регенератор снизу вверх, а теплый газ — через левый
регенератор — сверху вниз. При переключении потоков насадка
каждого регенератора попеременно омывается горячим и холод-
ным газами. В результате температура во всех сечениях реге-
нератора периодически колеблется (повышается и понижается).
Поэтому в период нагрева насадка воспринимает передаваемую
теплоту от горячего газа, а в период охлаждения отдает ее
холодному газу. В результате горячий газ выходит из регенера-
тора с пониженной температурой, а холодный — с более высокой
температурой.
Из применяемых в технике
регенераторов особенно приме-
чательны конструкции аппара-
тов, работающих в областях
очень высоких и очень низких
температур.
При низких температурах
применяют металлические на-
садки. Их изготовляют из тон-
ких гофрированных металличе-
ских листов или стружки, часто
используют шары, кольца Ра-
шига, гравий и другие зерни-
стые материалы. Насадки об-
разуют каналы очень малых
размеров, вследствие чего соз-
даются особенно благоприят-
ные условия для теплопередачи
при низком гидравлическом
сопротивлении.
При расчете теплопередачи
различают действительный Рис. 41. Регенераторы
коэффициент теплоотдачи а и усредненный а, отнесенный к
средней температуре насадки.
В качестве характерного размера в числах Nu и Re, а также
в опытных данных, описывающих условия теплоотдачи, чаще
всего используют эквивалентный диаметр, определяемый соглас-
но уравнению d3KB = 4F9/U из соотношения
<£,,<„= 4 V/F, (112)
где Fq — площадь поперечного сечения; U — полный периметр поперечного
сечения потока; V — свободный объем между отдельными элементами насадки
в заданном объеме, занимаемом насадкой; F — поверхность насадки, омываемая
газом..
Регенераторы в криогенной технике работают при давлениях
до 0,5, а иногда и до 1 МПа. Они характеризуются сравнительно
небольшой разностью давления прямого и обратного потоков,
между которыми осуществляется теплообмен. Все это дает воз-
можность оптимального конструирования теплопередающих по-
верхностей.
В качестве примера на рис. 41 показана пара криогенерато-
ров, в которых азот охлаждает воздух, причем газовые потоки
переключаются через каждые 2—3 мин. Большая теплопередаю-
щая поверхность и сам характер течения газа в узких и пересе-
кающихся каналах гофролент или между мелкими камешками
насадки даже при низких скоростях течения, а следовательно, и
низких потерях давления обеспечивают очень высокую интенсив-
ность теплоотдачи.
Температура регенератора изменяется не только в простран-
стве, но и во времени, поэтому точный расчет регенераторов
значительно сложнее, чем рекуператоров. Правда, некоторые из
соотношений, полученных для рекуперативных аппаратов, такие
как уравнения теплового баланса, понятие средней разности
температур и эффективность (КПД) аппарата, а также различие
между прямотоком, противотоком и перекрестным током спра-
ведливы и для регенераторов. Существует принципиальное раз-
личие в распределении температур по длине регенератора по
сравнению с рекуператором, которое при противотоке становится
заметным только вблизи концов регенератора. При прямотоке
различие температур значительнее.
Расчет процессов. В математическом анализе процессов в
регенераторах наметились два направления. Первое исходит из
стремления перенести метод расчета, разработанный для рекупе-
раторов, по возможности без изменений на регенераторы и
найти только соответственно измененное выражение для коэффи-
циента теплопередачи. Здесь предполагается, что температуры
вдоль регенератора изменяются так же, как и вдоль рекупера-
тора.
В противоположность этому подходу задачей второго основ-
ного теоретического направления является исследование откло-
нений температур от такого распределения, а также более де-
тальный анализ изменений температур вО времени. Еслй насадка
состоит из тонких металлических листов, то различие темпера-
тур в поперечном сечении вообще незначительно. Впервые с
упомянутыми допущениями нагрев и охлаждение насадки описал
Нуссельт. Формулировка условий переключения регенераторов и
описание процессов изменения температуры как колебательных
принадлежит X. Хельмуту.
Для анализа распределения температур в регенераторе ис-
пользуют уравнение теплового баланса. В установившемся со-
стоянии для регенераторов справедливы те же уравнения тепло-
вого баланса, которые свойственны рекуператорам. Для регене-
раторов их следует относить к осредненным по времени значе-
ниям температур. Время т между двумя последовательными
переключениями, в течение которого через регенератор движется
теплый газ, называется периодом нагрева, а время
т', в течение которого пропускается более холодный газ, —
период ом охлаждения. Обозначим через v и v' темпе-
ратуры теплого и холодного газов, в произвольном поперечном
сечении регенератора в произвольный момент времени, а .через
v и v' средние за период' нагрева и охлаждения температуры
газов в произвольном сечении АВ (рис. 42). Теплый газ поступа-
ет в регенератор сверху с неизменной температурой v>. Холодный
газ с неизменной температурой подводится при прямотоке
сверху, а при противотоке — снизу. Изменяющиеся во. времени
температуры на выходе обозначим и тг, а их средние во вре-
мени значения — тг и V2.
Теплоемкости массовых расходов
обоих газов обозначим через С и С' и
будем считать, что они не зависят от
температуры. Тогда Ст и С'х' представ-
ляют собой полные теплоемкости массо-
вых количеств газов, проходящих через
регенератор за периоды нагрева и ох-
лаждения.
Уравнения теплового баланса при
прямотоке
Ct(vi—v) = C'x'(v'—v();
при противотоке
Ct(vi—v) = C'x'(v2—v');
При пря-
м о токе
тиВотоке
Рис. 42. Температуры га-
зов в генераторах
(113)
Из (113) получаем выражение при
прямотоке
-, , С'т' + Ст i , ч
v — v = V| — V|-----------------(vi — v); ’
при противотоке
С'т' — Ст , .
V — V = V| — V2-----------------(V| — V).
Ст
(114)
Важная роль уравнений (113) и (114) заключается в следую-
щем. Если в одном-единственном сечении регенератора заданы
средние во времени температуры обоих газов, например темпе-
ратуры V| и V2 на верхнем конце противоточного регенератора,
то в соответствии с уравнением (114) для всего регенератора
определяется однозначная зависимость средней температуры
холодного газа v' от средней температуры теплого газа v и
наоборот.
Поскольку уравнения теплового баланса для регенераторов
и рекуператоров, по существу, одинаковы, то целесообразно
для регенератора в целом рассчитывать среднюю разность темпе-
ратур Avin так же, как и в рекуператоре.
При прямотоке Ava=vi—v( и Avt = V2— vz,
при противотоке Ava = Vi — v'z и Avj = vz — v<(.
' Согласно уравнению (114) определяется зависимость средней
во времени разности температур между обоими газами (v — v')
от v или v'. В частности, если при противотоке Ст и С'т' равны,
то согласно уравнению (110) (у — v') во всех сечениях регене-
ратора одинакова.
В уравнение по определению Avin для -регенераторов вместо
V2 и V2 вводят средние во времени температуры газов на выходе
V2 И V2.
В холодильной технике применяются короткие регенераторы,
что упрощает расчет Av в сравнении с длинными аппаратами.
.Коэффициент теплопередачи. Определение коэффициента
теплопередачи К дается для установившегося состояния регене-
ратора. Если через т и т' обозначить продолжительность перио-
дов нагрева и охлаждения, а (т + т') — время полного периода,
тогда коэффициент теплопередачи К будет определяться делени-
ем количества теплоты QncP, переданного в одном регенераторе
за полный период, на поверхность нагрева регенератора F, сред-
нюю разность температур между обоими газами и на продолжи-
тельность полного периода (т + т')- Если Avin = (v — v')in —
среднее по времени и длине регенератора значение разности тем-
ператур между газами, то количество теплоты, переданной в
регенераторе за полный период:
Qnep =КЕ(т + т') Avin.. (115)
Это количество теплоты в период нагрева поглощается на-
садкой регенератора, а в период охлаждения вновь отдается
потоку газа. При этом при расчете средней разности температур
Avin учитывают температуры газов на входе ViH vf и средних во
времени температур газов на выходе V2 и vi. Приближенное
значение можно рассчитать с достаточной точностью при по-
стоянных физических свойствах сред и коэффициента теплоот-
дачи.
Обозначим коэффициент теплопередачи, обусловленный толь-
ко основным колебанием температуры, через Ло, через а и а' —
коэффициенты теплоотдачи в периоды нагрева и охлаждения,
через 6 — толщину насадки или диаметр цилиндрического или
шарового элементов насадки, через Х,о — ее теплопроводность.
X. Хаузен теоретически получил следующее соотношение для
Ко, включающее рассматриваемую ниже Ф:
1 /Ко = (т + тх) {1 /ат + 1 /а'т' + (1 /т -|- 1 /т') 6/X,s Ф}.
(И6)
Функция Ф отражает влияние очень быстрых изменений темпе-
ратуры, которые претерпевают газ и поверхность насадки непо-
средственно после переключения. Значение Ф зависит от безраз-
мерного комплекса:
62/2п(1/т + 1/т');
а = ^s/pC,
где а — температуропроводность; р — плотность; С — удельная теплоемкость
материала насадки.
Упомянутый комплекс при т = т' переходит в 62/пт (рис. 43).
Если форма элементов насадки отличается от вышеперечислен-
ных трех видов, то можно легко оценить, к какому из них она
наиболее близка. Тогда сначала определяют среднюю толщину
пластины или средний диаметр 6, объем V и поверхность насад-
ки F и по этим данным вычисляют эквивалентную толщину
пластины
бэкв = 6/2 + V/F.
Это выражение основано на том, что для аккумулирования
теплоты существенным является объем, а для теплопередачи —
площадь поверхности насадки. Поэтому 6ЭКВ зависит не только от
фактического диаметра, но и от отношения V/F. По эквивалент-
ной толщине пластин 6 =6 эк» определяют абсциссу на рис. 43,
по кривой 1 находят Ф и подставляют 6 = 6экв и Ф в уравне-
ние (116).
Действительный коэффициент теплопередачи меньше Ко-
Отношение К/Ко зависит от двух безразмерных чисел: приве-
денной длины X и приведенной продолжительности периода П:
Рис. 43. Вспомогательная функция Ф
для расчета коэффициента тепло-
передачи:
I — пластина; II цилиндр; III — шар;
а — температуропроводность; С— толщина
пластины или диаметр
П = 2Ко (т + т') F/Cs,
(П7)
где F — теплопередающая площадь поверхности, насадки; С|1ер — среднее значе-
ние из полных теплоемкостей массовых количеств газов, проходящих через
регенератор за периоды нагрева и охлаждения; Cs — полная теплоемкость мате-
риала насадки.
Спер = '
Для расчета К/Ко рекомендуют эмпирическое уравнение
К/Ко= 1 — 1 /А[0,8П—3th(0,2n)], (118)
справедливое при П/%= Cnep/Cs < 0,5.
4.9. Теплообмен и гидравлические сопротивления
в псевдоожиженных слоях
Типы псевдоожижения. В псевдоожиженном слое, состоящем
из мелкодисперсных частиц, восходящий поток жидкости или
газа уравновешивает силу тяжести частиц, которые уже не на-
ходятся в постоянном контакте друг с другом. Таким образом
достигается подвижность частиц, вследствие чего и поведение
всего слоя напоминает поведение жидкости. При малых скорос-
тях течения жидкость просачивается сквозь поры слоя, не изме-
няя его структуры (рис. 44, а). Рост скорости и, следовательно,
действующей на частицы силы приводит к тому, что некоторые
из них начинают двигаться внутри малой части объема, в то
время как большинство остальных частиц неподвижны и нахо-
дятся в соприкосновении, как в твердом теле.
Если массовый расход жидкости увеличить еще больше, то
постоянный контакт между частицами нарушится и возникает
такое состояние, когда частицы будут находиться во взвешенном
состоянии. При этом перепад давлений между двумя плоскими
горизонтальными сечениями слоя равен массе заключенных
Рис. 44. Типы псевдоожижения
между этими сечениями частиц и жидкости в расчете на единицу
площади поверхности. Наступает псевдоожижение слоя
(рис. 44, б), который теперь можно характеризовать двумя па-
раметрами: высотой /гпс. и пористостью ел.с.
По мере дальнейшего увеличения массового расхода можно
наблюдать два различных типа псевдоожижения. Слой твердых
частиц в потоке жидкости продолжает в основном расширять-
ся, причем распределение частиц по объему остается почти рав-
номерным (рис. 44, в). Этот типа псевдоожижения называется
частичным.
В случае, когда твердые частицы находятся в газовом по-
токе, повышение массового расхода газа за пределы значения,
необходимого для наступления псевдоожижения, приводит к то-
му, что в объеме появляются газовые пузыри — области, практи-
чески свободные от частиц (рис. 44, г). Такой тип псевдоожи-
жения называют агрегатным.
В обоих случах как высота, так и пористость псевдоожижен-
ного слоя превышают значения hn c и еп.с.
Поднимающиеся вверх пузури газа быстро увеличиваются в
объеме и объединяются. В узких колоннах псевдоожиженный
слой становится снарядным (рис. 44, д'). До тех пор, пока более
или менее отчетливо наблюдается верхняя граница слоя, прева-
лирует псевдоожижение плотной фазы. Если направленная вверх
приведенная скорость псевдоожижающей жидкости приближает-
ся к скорости свободного падения частиц, то содержимое слоя
начинает выноситься вверх.
В псевдоожиженных системах из твердых частиц и газа
при большой пористости пузырей не образуется. Отсутствует
также отчетливая верхняя граница слоя. В этом случае возмож-
но существование циркулирующих псевдоожиженных слоев при
с D £
к о,5
0,1
0,5 1
Псевдрожиженный
слой
и лЛепоВЬижный
’ слой
5 10
V/Wmf
Рис. 45. Зависимость перепада давле-
ния от скорости
приведенной скорости, значи-
тельно превышающей скорость
свободного падения отдельных
частиц (рис. 44, е).
Перепад давлений и мини-
мальное псевдоожижение. Пе-
репад давлений в псевдоожи-
женном слое высотой h уравно-
вешивается суммарной массой
частиц и находящейся внутри
слоя несущей фазы (воздуха)
ДР//1=[(1-e)pr + epB]g, (119)
где в — пористость (отношение свобод-
го объема в слое к его суммарному
объему); р, — плотность частиц, кг/м ,
р„ — плотность газа, воздуха, кг/м3.
В == У слоя Участь/ (/слоя-
Если несущей фазой оказывается газ, то суммарная масса
примерно равна массе частиц.
Безразмерный перепад давления в слое с хорошим псевдо-
ожижением, состоящим из частиц примерно одинакового размера
с малым сцеплением, связан с приведенной скоростью, отне-
сенной к минимальной скорости, необходимой для псевдоожиже-
ния Wo (рис. 45).
В случае мелкодисперсных частиц их собственная масса при-
водит к увеличению сил сцепления и дополнительному упроч-
нению неподвижного слоя. Поэтому при течении вязкой жидкости
сквозь такой слой сопротивление возрастает и проходит через
максимум, прежде чем выходит на равновесное значение, соот-
ветствующее состоянию псевдоожижения. Избыток ДР необходим
для разрушения монолитной структуры неподвижного слоя.
Если теперь уменьшить скорость потока, то кривая, описы-
вающая зависимость перепада давлений в области неподвижного
слоя от скорости, будет целиком находиться ниже первоначаль-
ной вследствие того, что объем пустот во вновь сформировав-
шемся неподвижном слое окажется выше, чем в первоначальном.
Расчет минимальной скорости псевдоожижения. Состояние
минимального псевдоожижения можно рассматривать как пре-
дельное состояние неподвижного слоя. Минимально необходимая
для псевдоожижения приведенная скорость потока
Re=42,9-^[-д/ 1+3,1 • 10“4 Аг- 1] , (120)
где Фг — коэффициент формы.
Псевдоожижение как про-
цесс применяют для интенси-
фикации теплообмена в воз-
душных морозильных аппара-
тах.
Экспериментальными иссле-
дованиями процессов тепло-
обмена и гидродинамики при
замораживании плодов и ово-
щей занимались профессора
А. Г. Фикиин и С. Т. Дичев.
Воздушный поток подается в
камеру псевдоожижения, где
Рис. 46. Зависимость между гидро-
динамическим сопротивлением ЛРОП и
ДРкр и единичной массой плодов и ово
щей G
на поддерживающей решетке
лежит слой продукта или на-
садки (рис. 46). В зависимости
от эквивалентного диаметра
объекта псевдоожижения жи-
вое сечение поддерживающей решетки Е (м2/м2) будет изменять-
ся в пределах от 0,1 до 0,7, что сказывается на гидравлическом
сопротивлении воздуху, проходящему через решетку. Для опре-
деления ДР рекомендуются экспериментальные зависимости
др w2 w . 1359,2
р 1,28£%м 0,44Е“’8' + 2661 ’
(121)
На основании уравнения (121) для определения сопротив-
ления решетки построена номограмма (см. рис. 52). Основными
параметрами, которые характеризуют структуру псевдоожижен-
ного слоя продукта, являются скорость воздушного потока w,
гидродинамическое сопротивление слоя ДР, высота слоя h, порис-
тость е и насыпная плотность рн. В процессе псевдоожижения
с увеличением скорости воздушного потока w (и соответственно
ДР) изменяется структура слоя частиц, который проходит раз
личные фазы псевдоожижения (см. рис. 39 и 40).
Количество продукта, которое может быть подвергнуто псев-
доожижению, определяется зависимостью
G = Pp/zop.., (122)
где Fp — площадь поверхности решетки, м2; ho — оптимальная
высота неподвижного слоя, м.
Установлено, что /io=O,O4 — 0,06 м. Между насыпной плот-
ностью ри и начальной пористостью ео существует связь
р„ = (1 — ео)рп, (123)
где рп — плотность продукта (кг/м3).
Из (123) получают
ео= 1 —рн/рп,
(124)
или
е0= - К/ Усл = Упор/Кл, (125)
где VCJI, V„, VnOp—-соответственно объемы слоя, продукта и пор (воздуха) в
слое, м3.
Пористость неподвижного слоя различных плодов и овощей
составляет от 0,32 до 0,48.
В процессах оптимального псевдоожижения (см. рис. 45 точ-
ка В) мелкозернистого материала пористость слоя е с высотой h
значительно отличается от слоя в неподвижном состоянии и
определяется зависимостью
18Re + 0,36Re2 )о,21 ц2б)
где Re — число Рейнольдса, а Аг — число Архимеда.
(127)
По данным А. Г. Фикиина, при оптимальном режиме псевдо-
ожижения плодов и овощей е = 0,53—0,73, h—0,05—0,09 м
(средняя /2 = 0,08м).
Для достижения устойчивого псевдоожижения скорость воз-
душного потока Шопт (первая критическая скорость в точке В)
и гидродинамическое сопротивление АД™ необходимо поддержи-
вать несколько меньше второй критической скорости (см.
рис. 45), когда начинается унос (или режим гидротранспорта
частиц).
Для материала круглой формы скорость воздушного потока
в точке В (см. рис. 45)
аУкр = ~d ' 1400 + 5,22-/Аг ’ 128^
WE=d~' 18-4-О.бЬДг ’ (129)
где v — кинематическая вязкость воздуха, м2/с; d — диаметр частицы или про-
дукта.
Ar = J^X
V р
где g — ускорение силы тяжести, м2/с; рп и р — соответственно плотности
продукта и воздуха, кг/м3.
Сопротивление слоя насыпных материалов
ЬР= l,67(Re/i/rf)0’2- G/Fp. (130)
А. Г. Фикиин установил за-
висимость между гидродинами-
ческим сопротивлением в кри-
тический (см. рис. 45, точка В)
и оптимальный моменты (точ-
ка D) и единичной массой
плодов или овощей G (см.
рис. 46):
&Ркр = 235,4 + 5,266G;( 131)
ДР„ПТ = 323,6 + 5,266 G О 32)
Аналогичная зависимость
между вд<р и аг>опт и единичной
массой продукта G показана
на рис. 47 и записана уравне-
ниями
Рис. 47. Зависимость между скорос-
тями воздушиого потока wm и ц>«р
и единичной массой плодов и овощей G
ШкР = 1,25 + 1,95 1g G; (133)
ауОПт = 2,25+1,95 IgG. (134)
На графиках (см. рис. 46 и 47) индекс «кр» соответствует
точке В, а индекс «опт» — точке D рис. 45. Характеристики
процесса псевдоожижения некоторых видов продуктов представ-
лены в табл. 14.
14. Основное параметры, характеризующие процесс псевдоожижения
Продукт Масса единич- ного плода G, г Плот- ность плодов Рп, Q кг/м3 Насып- ная плот- ность Рн. кг/м Высота непод- вижно- го слоя ho, м Первич- ная кри- тичес- кая ско- рость, аукр, м/с Опти- маль- ная ско- рость wunT, м/с Р, Па Порис- тость псевдо- ожи- женного слоя в
Зеленая фасоль 1,8—2,2 950 420 0,05 2,9 3,60 255/294 0,70
(нарезанная) Зеленый горох 2,18 1020 750 0,04 2,25 2,76 245/275 0,55
Вишни 2,6 1040 575 0,04 2,75 3,60 255/353 0,54
Ягоды 5,2 900 420 0,04 2,60 3,90 255/342 0,714
» 8,5 900 420 0,05 2,90 4,20 275/373 0,64
» 14,9 900 420 0,05 3,80 4,90 353/392 0,64
Томаты 64,0 1000 530 0,08 4,90 5,80 569/667 0,53
При достижении процесса псевдоожижения высота слоя про
дуктов увеличивается практически в 2 раза.
Коэффициент теплоотдачи а (в Вт/м2-К) для диспергиро-
ванного материала
«=0,62-^-^, (135)
d -° v-
где Л— коэффициент теплопроводности воздуха, Вт/(м-К); v — кинематическая
вязкость воздуха, м2/с; d — размер частиц, м.
При охлаждении и замораживании с поверхности продуктов
наряду с теплообменом испаряется также влага, что учитывает-
ся коэффициентом влаговыпадения
? —1 _|---r^d. ....
5 1 ' C0(f„—/к)
По экспериментальным данным А. В. Войтко, И. Постольски
и 3. Груда установлено, что коэффициент теплоотдачи от продук-
тов к воздуху при псевдоожижении составляет 75—95 Вт/(м2-
•К); такие же данные получаем по зависимости (135).
4.10. Оптимизация температурного перепада
в воздухоохладителе морозильного аппарата
Выбор перепада температур в аппаратах холодильной уста-
новки относится к достаточно сложным оптимизационным зада-
чам. Это объясняется тем, что необходимо проводить комплекс-
ную оптимизацию холодильной технологии совместно с холо-
дильной установкой, используй методику термоэкономического
анализа. Впервые для оптимизации одно- и двухступенчатых
холодильных машин и для некоторых процессов холодильной
технологии этот метод в холодильной технике применил проф.
В. В. Оносовский.
При проведении термоэкономического анализа совместных
процессов холодильной технологии и техники целесообразно
большую систему разделять на ее элементы или микросистемы
так, как это осуществляется в химической технологии. Такой
подход позволяет применить в рамках термоэкономического
анализа теорию графов и математически описать любую
сложную оптимизационную задачу холодильной техники и техно-
логии на всех уровнях системного анализа.
Метод термоэкономического анализа основан на одновремен-
ном учете термодинамических и экономических факторов при
проведении оптимизационных расчетов. В данном параграфе
термоэкономический подход используется для оптимизации одно-
го из параметров работы морозильного аппарата. Термоэкономи-
ческая модель холодильной установки отражает изменения и пре-
образования основного потока эксергии, обеспечивающего полу-
чение конечного эффекта (в данном случае замораживание
продукта).
Предлагаемую методику комплексной оптимизации с приме-
нением термоэкономического метода можно проиллюстрировать
на примере оптимизации режима работы морозильного аппарата.
На рисунке 48 представлена схема двухступенчатой холодильной
Рис. 48. Принципиальная схема двух-
ступенчатой холодильной установки:
/ —- воздухоохладитель; 2 — вентилятор;
3 — морозильный аппарат; 4 — пище-
вые продукты
установки и морозильного ап-
парата, а на рис. 49 термоэко-
номическая модель режима ра-
боты морозильного аппарата
представляется в виде последо-
вательно соединенных трех зон.
Зона 1 включает: компрессор
ступени высокого давления с
электродвигателем, конденса-
тор для подачи охлаждающей
воды (или вентилятор), регу-
лирующий вентиль высокого
давления; зона 2 — компрес-
сор ступени низкого давления
с электродвигателем, промсо-
суд и регулирующий вентиль низкого давления; зона 3 — возду-
хоохладитель, вентилятор с электродвигателем, морозильный
аппарат, пищевой продукт (мясо, птица).
Предлагаемая в модели группировка элементов холодильной
обработки мяса в одной (третьей) з,оне позволит в дальнейшем
на основе одного и того же источника холодоснабжения проана-
лизировать и большее количествсг'дбъектов, работающих на мя-
сокомбинате.
В качестве критерия оптимальности системы приняты при-
веденные затраты, которые изменяются от следующих независи-
мых переменных:
в первой зоне — от изменения логарифмической разности
температур между рабочим телом и охлаждающей средой
(Ок) и изменения температуры охлаждающей воды (Д7'ш);
ibo второй зоне — от изменения температуры кипения насы-
щенной жидкости в промсосуде и разности температур между
жидким рабочим телом, выходящим из змеевика ПС, и темпера-
турой кипения (Гот);
в третьей зоне — от изменения температурного напора в воз-
Рис 49 Термоэлектрическая модель режима работы моро-
зильного аппарата
духоохладителе (0о) и скорости движения воздуха у поверхности
пищевых продуктов (ш).
В каждой зоне учитываются удельные амортизационные от-
числения и расходы на текущий ремонт zt соответствующих
элементов оборудования:
гг=(^ + К‘)Ст(Лр, (136)
где К'„—нормативный коэффициент амортизационных отчислений для i-ro эле-
мента; К\, — коэффициент отчисления на обслуживание, восстановление и ремонт
от стоимости i-ro элемента; Ст/—стоимость i-ro элемента; ,тр — число часов
работы оборудования в год.
Для удельных амортизационных отчислений и расходов на
текущий ремонт отдельных элементов приняты следующие обоз-
начения: zn —для компрессора высокой ступени с электродви-
гателем; Z12 — для конденсатора; zi3— для насоса (вентилято-
ра) с электродвигателем; z2i — для компрессора низкой ступени
с электродвигателем; z22— для промсосуда; z3i—для воздухо-
охладителя; z32 — для вентилятора с электродвигателем; z33 —
для морозильного аппарата.
От внешнего источника к системе подводится энергия (эк-
сергия)* с ценой Цэн ( в руб/кВт-ч): для привода электродви-
гателя компрессора (ВД) еп, для электродвигателя насоса ej3,
для привода компрессора (НД) e2i; для электродвигателя венти-
лятора воздухоохладителя е32. От внешнего источника подводит-
ся также охлаждающая среда в количестве 1Л2 (в м3/ч) ценой
Цш (в руб/м3). При использовании конденсаторов с воздушным
охлаждением Цш = 0. Внутри системы передается эксергия из зо-
ны 1 в зону 2 — е2, из зоны 2 — в зону 3 — е3. В результате
работы системы должна быть получена приведенная холодо-
производительность 6q.
Для данного набора исходных данных и оптимизируемых
переменных можно определить все эксергетические величины, а
также неэнергетические и энергетические затраты вместе с ха-
рактеристиками конечного продукта (охлажденного мяса).
В этом случае можно считать приведенные затраты как
ПЗ— 2 —)— 2 Zi, (137)
1=1 1=1
где-Ц,-—цена единицы поступающей эксергии и единицы энергетических зат-
рат, вызванных усушкой продукта; е,-— годовой расход эксергии и потери от
усушки мяса; Z, — неэнергетические затраты, относящиеся к i-й зоне.
С учетом вышеизложенного критерий оптимальности можно
представить в виде
* Термин «эксергия», введенный в 1956 г. 3. Рантом по предложению
Р. Планка, состоит из двух частей: греческого слова erg (on) — работа, сила —
и приставки ех, означающей — из, вне.
\ ПЗ = [ Цэл(Е1 1 + Е13 -J- 621 + Е32) "Т ЦШ У12]ту
\ 4-^21 + И22 + Z31 -J- Z32 + 2зз)тр-|- ЦппА§Тт, (138)
где' ЦПп — цена единицы пищевых продуктов;' тт — число часов работы обору-
дования в год; Т;, — число часов работы холодильной установки в год; тр — то
же, для процессов холодильной обработки; Ag — усушка в единицу времени.
Особенность применения термоэкономического анализа моде-
ли камеры состоит в том, что целью оптимизации является
минимизация приведенных затрат.
Минимум приведенных затрат достигается, если выполняется
условие
дПЗ _ дПЗ _ дПЗ дПЗ
двь <9ATW дТО!Л 0Тпс
дПЗ дПЗ д
йбо <5ш
(139)
Выражение (138), в которое входят величины эксергии и затрат,
подводимых в каждую зону модели, В. В. Оносовский записы-
вает в виде функции эксергии, выходящих потоков и оптимизи-
руемых переменных данной зоны:
zh — Zh(e2; Qk; &ТШ);
zi2= £12(62; 6&; ДТ'ш);
£13=/1з(Е2; Qk", ЬТШ)-,
ец = £И1(е2; 0*; АТ'ш);
е1з=£,1з(Е2; 0*; А 74,);
Vi2= Vi2(e2; 0*; А74);
221 = /21(Ез; Тот’, АТ'пс);
£22= £22(63; Тт; АТ'пс);
Е21 = £'21(63; Тот; ДТпс);
23i = Z3l(g; 0О; ш);
2з2=£зг(§; 0о; ®);
^зз=£зз(§; 0о; и>);
бзз = £зз(§; ©о; w);
е2=£2(ез; Тт, АТ'пс);
е,з=Е3(ё; 0О; а>).
(140)
(141)
В уравнениях (140) и (141) е, и Et характеризуют, по существу,
одно и то же, только е(- — количество эксергии, а Е, — ее функ-
циональную зависимость. То же относится к z, и £,, к у 12 и 14 2.
Уравнения (140) и (141) позволяют установить связь между
независимыми переменными Ei, Е2, е3, Е12, Е22, Егз- При этом
экстремум можно отнести от безусловного (139) к условному ми-
нимуму с использованием множителей Лагранжа.
Задача сводится к минимизации в несколько преобразован-
ном виде следующего уравнения Лагранжа: •„
Z-= [fl 1(е2; 0*; ATra) 4~ f з(ег; 0*; А7'и,)4-^21(ез; Tm\ A7'nc),-|-
Ч-£з2(§; 0o; иу)]Цэлтр+[ 1^12(62; 01г; A7\4]U“'Tg4_(zii4_£i24_£i34-
4-^21 + И22 + Z314"И32 + Изз)тр-|- Цпп AGtt-|-А,2Тт[£2(бз; Tm', —
I — е2] + КзТт[е3(£; 0о; ш) —е3], (142)
где L — лагранжиан; Лз, Л3— множители Лагранжа.
Минимум будет достигнут при условии, что частные произ-
водные от Лагранжиана по всем оптимизируемым переменным
и всем величинам ег и е3 после преобразования равны нулю:
dL _ dL __ dL _ dL _ dL _ dL _
<96j йДТи, дТот йбр йДТпс dw
dL dL Л
дег бе3 — V.
В результате получим
яд- = —дд— [ЦэлТу£32 +А,3£зТт+(гз1 +зз2 + гз3)тр] = 0; (143, а)
UUQ (7Uo
gm [ЦэлТу£з24~ ЦппАотт+ Хз£зТт+ (z3i + 2з2 + г3з)тр] = 0;
(143, б)
д’ = д [ЦэлТу(£11 +£1з) + ЦшЩгТу— А,2£2Тт + (^11 + Z]2 +
C/t2 ОЬ2
+ ггз)тр] = 0; (143, в)
-д =—д [ЦэлТу£г1—Хз£3Тт4-А,2£^2'Гт+(221+22з)тр=0. (143, г)
ОЕЗ (7 83
Из уравнения (143, в) получим
А.2—---д--[ ЦэлТу(£11 —|— f Iз) + Цш V 12Ty4“(Zi 1 4-212 + ^13)]. (144)
ТтОЕ2
Из уравнения (143, г)
Хз= —-Г— [ 1ДэлТу£г1 4“ A.2£2Tt4“(z21 4“ z22)tp] . (145)
Тт(/Ез
Решение этих уравнений позволяет определить значения пере-
менных 0о и w, соответствующих оптимальному режиму работы
морозильных аппаратов, которые обеспечивают минимум приве-
денных затрат. Учитывая, что составляющие переменной части
приведенных затрат в уравнениях (144) и (145), входящих в
зону 2, линейно зависят от величины выходной эксергии, их
можно переписать в виде
^-2=[Цэлт,(£114-£1з) 4- ЦШП12ТУ 4“(zn 4- ^12-|-г1з)]/тт; (146)
\ ^3—[ЦэлТу/?21 4-^2^2Tt4-(Z2! “1“Z22) • тр]/тт. (147)
На основе предлагаемого алгоритма на ЭВМ был исследован
режим работы морозильного аппарата. При этом были исполь-
зованы следующие исходные данные:
Морозильный аппарат производительностью 20 т/сут; воздухо-
охладители серии ВОП; трубы стальные цельнотянутые d=
= 32x2,5 мм; ребра круглые стальные, высота ребра 6=25 мм,
толщрна ребра 6=1 мм, шаг ребер 6=15 мм; воздухоохлади-
тель Снабжен осевым вентилятором серии ВО (£=400 мм);
параметры окружающей среды: ТОс=311 К, <р=0,55;
тарифные цены мяса варьировали в пределах 1,2—2,5 руб/кг;
тариф на электроэнергию 0,01—0,06 руб/кВт-ч; тариф на холо-
допроизводительность брутто фиксировали на уровне 13 руб/
кВт-ч.
Уравнение (138) можно переписать в виде
ПЗ = 54-£/(4-ЦП1Д£ (148)
где S —годовые эксплуатационные расходы, руб/год; Е — нормативный коэф-
фициент эффективности; К — капитальные затраты, руб.
Уравнение для годовых эксплуатационных расходов имеет
вид
S = Дв.О -|-71км 71ко 4- 71всп 4- Лвен 4" Рв.О 4“ Ркм 4- Рко 4- Рвсп 4“
4-/’вен4-Э4-СТска, (149)
где Дв.о—амортизация стоимости воздухоохладителя; Рео— расход на ремонт
воздухоохладителя; Э — годовая стоимость расхода электроэнергий.
Э= ДвентЦ элТ р 4- N кмЦэлТ Р4- W насЦэлТ р. ( 150)
В данном случае Л = 7,1 % и £=5,0% (первоначальной стои-
мости данного аппарата в год), нормативный коэффициент
£=0,14. Тогда уравнение (148) можно записать в виде
ПЗ = 0,2712 /<г4-54-Стска4-^ппДе. (151)
i= I
Капитальные затраты на воздухоохладитель, компрессорное
оборудование, конденсатор и вентилятор определяют по выраже-
ниям
Кв.о— Лз1 4-£з1^в.о= Лз1 4-Вз1 (152)
Кт— СкмКл— 1,ЗЗСкм ; (153)
КкВ=Скв£к/>=СкВ-^ ( 14—^--------------------) =Л124-В12£кп;
QF \ Ле Лн<7»н / /1
К вен—432В32Кпен—432 4“ Д12 „ ‘L---(1$5)
С^РиА/ вен I
где Скм — суммарная стоимость 1 м3/ч объема, описанного поршнями двухсту-
пенчатого компрессора и электродвигателя, руб/м3-ч; Vh — объем, описанный
поршнями двухступенчатого компрессора, м3/ч; — коэффициент подачи* сту-
пени низкого давления; qv — удельная объемная холодопроизводительность
холодильного агента, кДж/м , Скд — стоимость 1 м2 поверхности конденсатора,
руб/м2. I
Коэффициент теплопередачи воздухоохладителя зависит от
перепада температур. Эту зависимость можно выразить диней-
ным уравнением 1
Кв.о== cij 6 iQo. (156)
Величины Л31, B3i, Д32, В32, Ch, bi определялись по экспе-
риментальным данным и нормам амортизационных отчислений и
ценникам:
Л31 = 388,870; В31 = 15,869;
Д32=26,383; В32= 0,027;
ai = 5,820; bt = 0,455;
Экм= Ц:^к>Лр= Z/элТр-----(157)
'Пэл-'Ке
<Эвен=ДэЛвенТр=Д,лТр1-^^КМ, (158)
ЧОООлобщ
где Экм — годовая стоимость расхода электроэнергии на привод компрессора;
NKK, А?вен — мощность, потребляемая электродвигателем компрессора, вентилято-
ра, кВт; /<е — удельная эффективная холодопроизводительность, кДж/кВт-ч;
•Эвен — годовая стоимость расхода электроэнергии на вентилятор.
В небольшом интервале температур зависимость от t0 можно
принять линейной:
Ке— <22 4“ 62/о= 4“ b^ts— bzQo.
Для холодильных машин с крупными поршневыми компрес-
сорами, работающими на аммиаке и R12, по опытным данным
ВНИИхолодмаша, а2=4040; 62=63,63.
На основании уравнений (143), (1'44), (145), (152), (154),
(156), (157), (158) можно составить зависимость для оптималь-
ного значения 0О:
ПЗ = 105,382 4- R9 w 4- ДэлТр па-Ий--
(5,oz -f- (J,4DDbo)bo 14/ (J,43z — bl ,Uo4bo j gg^
Дифференцируя это уравнение и приравнивая полученную
производную функцию к нулю, получаем уравнение четвертой
степени для оптимального значения 0О:
Ц элГ р • 0,0130g 4- (0,337Ц злт р- 15,232)0о 4- (2,1555Ц элт Р 4-
4- 771,032)0?-6830,99500 — 78 882,9=0 (160)
\ Оптимальные значения
температурных напоров в
воздухоохладителе при раз-
личной продолжительности
работы оборудования тр и
при\различных ценах элект-
роэнергии приведены на
рис. 60.
Результаты расчетов по
уравнению (160) при тр =
= 6570 ч и Дэл =
= 0,02 руб/кВт-ч дают оп-
тимальное значение темпе-
ратурного перепада в возду-
хоохладителе, которое равно
9,8 °C.
Из анализа рис. 50 сле-
дует, что при уменьшении
температурный перепад 0о
Рис. 50. Оптимальные значения темпера
турных напоров для воздухоохладителей
времени работы оборудования тр
увеличивается, а при увеличении
цены электроэнергии Цэл уменьшается.
Снижение температуры и увеличение подвижности воздуха в
морозильных аппаратах дает наиболее ощутимый результат,
поскольку оба фактора действуют одновременно. Каждому зна-
чению температуры соответствует однозначная скорость, при ко-
торой функция потребления энергии имеет минимум. Снижение
температуры воздуха в морозильных аппаратах ниже —32 °C и
увеличение скорости потока выше 6—8 м/с не только неэконо-
мично, но и бесполезно с точки зрения повышения скорости
замораживания.
Авторами книги получены значения разности температур
60 = 8—11 К и скорости движения воздуха w— 2—4 м/с. Методи-
ка оптимизации термической обработки продуктов, базирующая-
ся на термоэкономике, позволяет найти однозначное решение
для всех подобных систем. Это свидетельствует об универсаль-
ности термоэкономического подхода к проблеме оптимизации
систем холодильных установок.
4.11. Теоретические основы процесса
тепло- и массообмена в градирнях
В аппаратах для охлаждения воды или воздуха водой (гра-
дирни, косвенно-испарительные воздухоохладители) встречаются
различные способы контактирования воды с воздухом, так же
как и различные схемы токов между ними. По этой причине в
инженерной практике применяют и различные методики расчета
процессов теплообмена для аппаратов, у которых можно устано-
Рис. 51. Элементарный
объем насадки (проти-
воток)
. вить площадь поверхности раздела конта((-
тируемых сред, и для аппаратов, в которых
поверхности раздела подсчитать или выде-
лить невозможно (форсуночные камеры).
Обычно для проектирования аппаратов
поверхностного типа, например с насадками,
пользуются расчетами, в основе которых
заложено уравнение, связывающие задан-
ные параметры охлаждения с характеристи-
ками теплопередачи в насадках.
Рассмотрим малый объем насадки (рис. 51).
Количество теплоты, передаваемой от во-
ды к воздуху внутри объема:
dQ=qFidV, (161)
где q — локальный тепловой поток на границе раздела; F, — площадь поверх-
ности раздела воды и воздуха на единицу объема; dV — элемент объема.
q = o(is — ii), (162)
где о — эмпирический коэффициент, кг/(м2-с); 4 — энтальпия воздуха на поверх-
ности раздела; — энтальпия воздуха.
Применяя первый закон термодинамики к потоку влажного
воздуха, протекающего через элемент объема dV, можно запи-
сать
dQ = (m,(iF)dii, (163)
где /Ий — массовая скорость воздуха; dF — элемент площадки поперечного сече-
ния; d/p —приращение энтальпии потока влажного воздуха в направлении по-
тока.
Последнее уравнение является хорошим приближением, если
справедливы предположения: температура воздуха на границе
раздела равна локальной среднемассовой температуре воды,
воздух на поверхности раздела является насыщенным.
Приравнивая правые части (161) и (163) и подставляя q из
(162), с учетом, что dV=dFdz, после преобразований получим
(164)
is — h т,. v 7
Перед интегрированием (164) воспользуемся уравнением ба-
ланса энтальпий
rrirdir— mwdiw (165)
и исключим из левой части уравнения (164) diK. После замены
массовой скорости воды тю на Gw/F
diw cF ( _
——=~f.— rdz.
S I[ w
(166)
Интегрирование этого уравнения по 'всей области насадок от
входа воздуха до выхода приводит к уравнению Маркела:
или /м\=/Р—соответственно правая и левая части (167.). /„
нельзя определить (численным интегрированием) без знания
характеристики насадки, тогда как /Р можно найти без информа-
ции о свойствах воды и воздуха на входе и выходе из градирни.
Значение интеграла можно определить для конкретного
типа насадки, ее глубины и с учетом характеристик разбрыз-
гивания воды. Обычно 1Р получают по эмпирическим данным в
виде графиков или зависимостей, которые называют характе-
ристиками насадки. Форма функциональной зависимости харак-
теристики насадки имеет вид
/Р = f(mw/mB, ReB).
Функции такого вида могут быть получены для конкретных
типов насадок.
В интеграле 1Р величину Gw заменим на (mw/mB) /GB, затем
тв подставим вместо GBF и получим -
Ip
?!
mw mB
(168)
Отношение m^/m™ считается постоянным и выносится за знак
интеграла. Поскольку о=а/Ср, интеграл (168) можно перепи-
сать в виде
2 2
тА-) Fidz.
CptnB /
(169)
Выражение в скобках представляет собой число Стентона и
зависит от числа Рейнольдса. Поэтому зависимость (169) под-
твердила функциональную зависимость /р.
В зависимости (168) под интегралом находится член (o/m^Fi,
где Ft определено как площадь поверхности раздела воды и воз-
духа. Поскольку Ft включает не только площадь смоченной
поверхности, в насадке (как правило, эта поверхность имеет
более сложную конфигурацию), а и площадь поверхностей ка-
пель воды в насадке, лучше рассматривать (о/тв)Л- как еди-
ный параметр.
Интегрируя (168) в предположении постоянства (a/m^Ft, что
более оправдано, чем предположение о постоянстве числа Ст)ён-
тона в теплообменнике, получим /
/170)
Следует обратить внимание, что в выражении (170) величину
/р либо величину в квадратных скобках можно рассматривать
как параметры, которые необходимо определить эксперименталь-
но и представить в виде эмпирической зависимости от отношения
массовых скоростей потоков. На практике используют оба под-
хода.
При другом подходе /р рассматривается как измеряемая
характеристика насадки. В (169) тв сокращается в правой час-
ти и .
/ - (171)
mw
Изменяются также обозначения: вместо о используется К,
вместо Ft — a, mw заменяется на L, при этом физический смысл
величин не меняется. Далее (Z2— zj обозначается через V и
представляет собой эффективный объем насадки, отнесенный к
единице площади поперечного сечения.
Таким образом, уравнение Маркела принимает следующий
вид:
lw,i
diw КдУ (172)
£ 4 i'W
Как и параметр NTU, величина KaV/L зависит от
кроме того:
= ReB). (173)
Описанные два способа очень тесно связаны, и характерис-
тику насадки можно определить по (173). Преимущества пер-
вого способа в том, что измеряемая характеристика насадки
записывается как число Стентона и в какой-то степени анало-
гична характеристикам теплопередачи с сухой поверхности. При
другом подходе из уравнения Маркела исключается отношение
и записывается в следующем виде:
KaV =^NTU_ (174)
L mw
Для расчета отношения массовой скорости воды к массовой
скорости воздуха прибегают к уравнению баланса энтальпий.
Количество теплоты, передаваемое от насадок, орошаемых водой,
к воздуху при противотоке, можно выразить через приращение
энтальпий воды и воздуха в направлении потока:
dQ = mBdiB — mwdiw (175)
иЛи после интегрирования вдоль всей области насадки
\ Щв(/в,0 is,i) - ^KJ,o). (176)
Приведенные теоретические основы расчета требуют наличия
экспериментальных данных или обобщенных зависимостей для
/р, N'tU или KaV/L для каждого типа насадок или типа градир-
ни, что часто очень затрудняет расчет и проектирование гради-
рен. Экспериментальные данные по характеристикам насадок и
процессов для градирен с регулярными и псевдоожиженными
насадками приведены в работах А. В. Дорошенко.
4.12. Гидравлическое сопротивление
теплообменных аппаратов
Задача гидродинамического расчета — определение потерь
давления ДР, обусловленных гидро- или аэродинамическими
сопротивлениями, возникающими при движении рабочих сред
в теплообменном аппарате. Знание величины ДР необходимо для
определения мощности насосов и вентиляторов, а также для
выбора рациональных конструктивных характеристик и оптими-
зации режимов работы аппарата.
Методически удобно гидравлические сопротивления считать
раздельно для стороны тепло- и хладоносителя и стороны хлад-
агента.
Сторона тепло- и. хладоносителя. Все случаи расчета гидрав-
лических характеристик трубопроводов или аппаратов сводятся к
трем типовым задачам по определению напора, диаметра трубо-
проводов или площади сечения аппарата, расхода носителей.
Если для расчета задан только расход жидкости, то диа-
метр трубопровода или площадь живого сечения аппарата Еж.с
подбирают по оптимальной скорости, а необходимый напор
определяют с учетом гидравлических сопротивлений. Для рас-
чета диаметра трубопровода или Еж.с аппарата при известном
расходе и располагаемом напоре ДР строят кривую .зависимости
&P=f(d, Ржл). Задаваясь различными значениями площадей
проходных сечений, рассчитывают потребный напор. По данным
строят кривую потребных напоров и по величине располагаемого
напора определяют необходимый диаметр трубы или площадь
живого сечения аппарата.
Полные потери давления
ДР= ДРтр + ДРМ + ДРст = ^L/d)w2p/2 + SWp/2 + hgp( 177)
где ДРтр — потери давления на преодоление сил трения, Па; ДРм потери дав-
ления от местных сопротивлений, связанных с внезапным изменением скорости
или направлением потока, Па; ДРСт — гидростатический напор, Па.
Коэффициент гидравлического трения X учитывает все фак-
торы, влияющие на потерю напора по длине, которые не пдлу-
чили отражения в формуле (177), но существенны для опреде-
ления гидравлических сопротивлений. К ним относятся вязкость
жидкости и состояние стенок трубы. Для турбулентного и лами-
нарного течений для определения X применяют различные фор-
мулы.
Коэффициент гидравлического сопротивления зависит от ре-
жима течения (числа Рейнольдса) и относительной шерохова-
тости стенок трубопровода, оцениваемой симплексом Д/й?вн (где
Д — средняя высота выступов — шероховатостей на внутренней
поверхности трубы). Для новых чистых стальных цельнотянутых
труб, побывавших в контакте с хладагентами и деаэрированной
очищенной водой, Дж 0,1 мм; для стальных труб с промежуточ-
ным теплоносителем (рассолом) Д ж 0,5 мм. Для ламинарного,
переходного и турбулентного движения фаз X определяют по
зависимостям Пуазейля и Кольбрука.
Формула Кольбрука
7Г =“М1Г7Г+~з7т) ~ (178)
у Л \ Re у л 3,7d f
Формула (178) получена с помощью полуэмпирической теории
турбулентности и действительна для всех однородных ньютонов-
ских жидкостей.
При значении критерия зоны турбулентности
ReA/d = щД/т>500.
Формула (154) приводится к формуле Прандтля — Никурадзе:
) 21grf/A + 1,74. (179)
Формула справедлива для вполне шероховатых труб. Для труб,
применяемых в холодильных установках, d/Д изменяется от 250
(для труб диаметром 50) до 1000 (для труб диаметром 200 мм).
Если известна шероховатость труб А, то А можно подсчитать по
зависимости
Х= 0,11(Д/с!)0'25. (180)
При ReA/d = щД/vdO формула (178) приводится к формуле
Прандтля — Никурадзе:
—U-— 21gRe-\/X — 0,8. (181)
у Л
Для этих же режимов применима формула Блазиуса:
1=0,316/Re0-25. (182)
Формулы (181) и (182) справедливы для гидравлически глад-
ких труб, сопротивление которых не зависит от шероховатости.
В круглых трубах коэффициент гидравлического трения вы-
числяют по формуле Пуазейля
При ламинарном течении
A=64/Re. (183)
Подставляя зависимость (183) в формулу для определения
ДЛр, Пуазейль получил зависимость для определения потерь
напора по длине при ламинарном движении в круглых трубах:
АЯр = SZlvwp/d2. (184)
В соответствии с этой формулой потери напора по длине при
ламинарном течении прямо пропорциональны скорости в первой
степени и не зависят от состояния стенок трубы (их шерохо-
ватости).
При добавлении к капельным жидкостям миллионных долей
некоторых высокомолекулярных полимеров потери напора по
длине при движении жидкости в трубопроводах значительно
уменьшаются (йри турбулентном режиме).
Коэффициент гидравлического трения при движении капель-
ной жидкости с добавками полимеров в трубах А, можно найти
по формуле Ю. А. Войтинской:
где бпор — пороговая динамическая скорость, зависящая от вида полимера, при
достижении которой начинается снижение потерь напора.
Например, для полиакриламида Unop аг 0,5 м/с; т] находят по
эмпирической формуле: при 0,005 %<с<0,012 % т] = 1 000 с
(где с — объемная концентрация полимера, %; т] — коэффици-
ент, зависящий от вида полимера и его концентрации).
При отсутствии полимера (с = 0, т] = 9) формула (135) пере-
ходит в формулу Кольбрука для течения «чистых» жидкостей
(178). При определении общих потерь давления для циркуляци-
онного контура необходимо учитывать и местные сопротивления,
обусловленные наличием вентилей, фильтров, распределительных
устройств, поворотов, отводов, так или иначе влияющих на
поток. Таким образом, местные сопротивления представляют
собой короткие участки трубопровода, на которых перераспре-
деляются составляющие внутренней механической энергии
потока (кинетическая энергия переходит в потенциальную в мес-
тах расширения потока; потенциальная энергия переходит в
кинетическую в местах сужения потока, возникают инерционные
силы при изменении направления движения потока и т. д.).
В общем случае потери напора в местных сопротивлениях
рассчитывают по формуле
АРМ = ^w2p/2)Cz, (186)
где w — средняя скорость потока за местным сопротивлением; X — коэффи-
циент. местного сопротивления (определяют опытным путем; данные имеются в
литературе по гидравлике и гидродинамике); Сг — коэффициент, учитывающий
число рядов труб в пучке по ходу движения газа, жидкости.
Коэффициенты местного сопротивления выражаются в виде
функции от ряда факторов
l=f(Re, а, Ь), (187)
где Re — число Рейнольдса, отнесенное к скорости в суженном сечеиии между
трубами и к наружному диаметру трубы; а — отношение поперечного шага
трубы к наружному диаметру; 6 — то же для продольного по потоку шага труб
(расстояние между рядами).
a=Si/dH; b = Si/dv.
Зависимость (187) представляется в виде номограмм и для
пучков труб показана на рис. 52. Основные графики дают коэф-
фициент сопротивления для случая коридорного расположения
труб по квадрату (а — Ь) и шахматного — по равностороннему
треугольнику (а = Si/dH = 1,1556). Для других соотношений меж-
ду а и b в углу номограмм дан поправочный коэффициент es.
Таким образом:
X=Xoes. (188)
15. Зависимость коэффициента Сг от числа рядов труб
Z £»кор £ шах Z скор ^шах С г
1 1,8 2.2 5 1,0 1,06
2 1,19 1,25 6 1,0 1,04
3 1,085 1,1 7 1,0 1,0
4 1,04 1,09
Сторона хладагента. Кроме гидравлического сопротивления
протеканию тепло- и хладоносителя, в ряде случаев необходимо
учитывать гидравлическое сопротивление, возникающее при дви-
жении кипящего хладагента в трубах. Чрезмерно большое со-
противление приводит к понижению давления всасывания и
соответственно к понижению температуры кипения, что ухудшает
экономичность работы холодильной машины. Для насосно-цир-
куляционных систем охлаждения расчет гидравлических сопро-
тивлений необходим для определения характеристики сети в
Рис. 52. Номограмма для определения коэффициентов сопротивления пучков
труб:
а — коридорных; б — шахматных
зависимости от расхода хладагента и его распределения, для
подбора насоса и расчета мощности привода.
Общее гидравлическое сопротивление при протекании в трубе
или аппарате кипящей жидкости (т. е. двухфазного потока)
складывается из потерь на трение (АР?*), на местные сопротив-
ления (APS*), на ускорение потока (ДР£*) и на понижение или
повышение давления из-за влияния статического напора столба
жидкости (А/?*):
ДРл*= дрдф + ДРЙ* + ДРу* ± ДР?т* ;
(189)
ДР?* = МРж(1-ф) + рпф]«Лрж&(1-ф). (190)
где h — высота испарителя (аппарата), м; g—ускорение свободного падения,
м/с2 (ё == 9,81 м/с2); рж и р„—плотность жидкости и пара, кг м-3; <р—истин-
ное объемное паросодержание (доля сечения трубы, занятая паром).
В уравнение (190) следует подставить среднюю по поверх-
ности величину ф. Аналитическая зависимость ф от объемного
расходного паросодержания р получена А. А. Малышевым на
основании экспериментов с R12 в горизонтальных .и вертикаль-
ных трубах. Для практических расчетов зависимость ф выра-
жают от массового расходного паросодержания х. Изменение
последнего по длине трубы при равномерном ее обогреве можно
принять прямолинейным. В соответствии с этим и известной
зависимостью между р и х уравнение можно представить в виде
Ф = « + 1 Л[ ,+'.<1 -ДГ]'”1} ; “91)
CL '== рп/рж-
Для горизонтальных труб
А = 2,55(Fr0Ga)-()-";
для вертикальных труб
А = 2,37FrF0,l4Ga0,123;
Fro = w0/(gdeH);
Ga = (§Л2)[о/§(Рж — рп)1-5],
где Fro — число Фруда; Ga — модифицированное число Галилея; w0— скорость
диркуляции хладагента, м/с; Двн — внутренний диаметр трубы, м; v — кинема-
тический коэффициент вязкости жидкости, м2/с; о — поверхностное натяжение
жидкости, Н/м.
Wo = wp/px.
Потеря давления на ускорение потока равна разности кинетиче-
ских энергий пара и жидкости в конце и начале аппарата:
АРуф — 0,5[(вд?2 — ад?|)рп + (аУж2 — аУж|)рж], (192)
где ш„ и — истинные скорости пара и жидкости, м/с; индексы «2» отно-
сятся к выходу хладагента из аппарата, «1» — к входу.
Для расчета АРУ в зависимости от принятой модели потока
применяют две методики расчета. Для гомогенной модели
АД = (цусм2 — ЬУсм1), (193)
г тр
где wCM| и wCm2 — скорости парожидкостной смеси в начале и конце участка
кипения.
Для модели двух осредненных фаз
ДРУ =
->{[
(1-х)2
(1 — <р)Рж
X2 ] J*r (1 -х)2 х2 ] |
<ppn J 2 1(1— ч>)рж ч>Рп J J-094)
Значение ДРУ составляет 10—15% потерь давления на преодоле-
ние сил трения.
Увеличение массовых расходов фаз и уменьшение внутреннего
диаметра трубы приводят к существенному возрастанию общих
потерь давления, что необходимо учитывать при проектировании.
При подаче хладагента в аппарат через ТРВ *1 = 0,1—0,2,
и этой величиной при определении АР? пренебрегать нельзя.
При подаче хладагента через отделитель Х| = ф(=0 и
=-^к^/Ф2)2+(р-/рж)[(4е^-)2 - d} (195).
Если в уравнении (195) принять полное испарение жидкости
Х2 = ф2 = 1 ,• то
д^Ф = ±Д)1/ } Рп\ (196)
5 2рп \ Рж/ 2рп ' '
Последнее уравнение чаще всего применяют в расчетах. Оно
представляет собой уравнение кинетической энергии выходящего
из аппарата пара.
Более трудной является-задача вычисления потерь на трение
ДР?* кипящего хладагента.
При расчете гидравлических сопротивлений необходимо учи-
тывать режимы течения жидкости и пара в трубах аппаратов,
рационально использовать имеющийся напор как в самотечных,
так и в насосно-циркуляционных системах охлаждения.
При расчете падения давления в прямых участках горизон-
тальных труб при двухфазном течении хладагента расчет ведут
по уравнению, в котором учитывают только ДРтр и ДРУ.
Под сопротивлением трения парожидкостного потока здесь
подразумеваются потери давления, расходуемые не только на
преодоление сил трения потока о стенку канала, но и на допол-
нительные потери давления, связанные с рассеиванием энергии
при взаимодействии фаз. При больших расходах фаз потери на
трение преобладают и составляют 80—90 % суммарной потери
давления при течении двухфазной смеси.
Расчет ДРтр проводят с использованием одной из моделей:
гомогенной или двух осредненных фаз.
В первом случае по аналогии с двухфазным потоком гидрав-
лические потери на трение рассчитывают по известной зависи-
мости Дарси — Вейсбаха;
ЛРтр = Л™(£тр/<2вн)(аУсМрсм/2); (197)
Рем == рпрж /[л?рж -ф- ( 1 х)рп] .
Коэффициент сопротивления двухфазной смеси можно опре-
делить в зависимости от скорости ее движения по уравнению,
предложенному В. М. Боришанским: К= 0,04/ш?^
Гомогенная модель не учитывает, что пар и жидкость в
трубах движутся с'разной скоростью и это создает дополнитель-
ные гидравлические сопротивления.
При использовании модели двух осредненных фаз ААР
рассчитывают как сумму потерь давления на трение каждой из
фаз с учетом занимаемой площади трубы. В качестве опреде-
ляющей скорости принимают среднюю истинную скорость фаз:
ДЯР = &РУ (1 - <р) + ДЯрф; (198)
ДРжР — ^(Бтр/б/вн) (ЬУжрж/2).
Аналогичная запись и для первой фазы. Величину ф определяют
по зависимости
Ф=Р/[(1 — s)P4-s],
где р — объемное паросодержание, вычисляемое по массовым расходам фаз;
s — коэффициент скольжения фаз.
s=wn/wx.
При ф=0 или ф= 1 выражение (198) переходит в обычные
формулы для однофазных потоков жидкости и пара.
Влияние неизотермичности потока на величину сопротивления
трению можно учесть с помощью поправки (Ргп/Ргж)0,33. Для
аммиака в диапазоне температур его кипения от О °C до —45 °C
поправка близка к 1.
На рис. 53 приведен алгоритм определения потерь по длине
в трубах, основанный на приведенных формулах.
' Кроме гидравлического или аэродинамического сопротивле-
ния самого аппарата, насос или вентилятор должен преодоле-
вать еще сопротивление сети трубопроводов или воздуховодов,
а также аппаратов, потребляющих холод. Поэтому мощность
насоса вентилятора, потребная для перемещения тепло- или
хладоносителя, в общем случае будет равна
A = Aari + Ac = [G/(pn)] (ДЛп + ЛРе), (199)
где и Nc — мощность, расходуемая на перемещение тепло- и хладоносителя
через теплообменный аппарат и во внешней сети, Вт; G — массовый расход
среды, кг/с; т; — КПД насоса или вентилятора; ДРап и ДРС — гидравлические
сопротивления аппарата и внешней сети.
лрТр= pghip
Рис. 53. Алгоритм определения потерь по длине в трубах
Для подачи воздуха чаще всего используют осевые вентиля-
торы, которые могут работать с большими объемами и при низ-
ком давлении. Для обеспечения хорошего распределения воздуха
должно быть выполнено следующее соотношение между пло-
щадью фронтального сечения пучка F$ и площадью проходного
сечения вентилятора F№KT:
’ 1,8 < Л^вент < 2,6.
Осевые вентиляторы имеют от четырех до восьми лопастей,
с увеличением их числа растут производительность вентилятора
и его стоимость.
Мощность, потребляемая вентилятором, часто составляет
до 30 % тепловой мощности теплообменника. Для грубой оценки
может служить выражение
N = _ИАРст-АРдин) (200)
lOOOij ’ '
где V — объемный расход воздуха, м3/с; ДРСТ — статическая разность давлений,
Па; ДРдин — динамический напор в проходном сечении вентилятора. Па (опре-
деляют по аэродинамическим характеристикам осевого вентилятора или рассчи-
тывают по объемному расходу и эффективной площади проходного сечения
вентилятора); i) КПД вентилятора (ч=0,6—0,7).
Гидравлические расчеты завершаются подбором нагнетателей
(насосы, вентиляторы). В холодильной технике используют цент-
робежные насосы и осевые вентиляторы. Их подбирают по произ-
водительности и напору, которые должны создать. Насос, перека-
чивая жидкость из нижнего резервуара в верхний, должен
преодолеть геодезическую высоту h подъема жидкости, разность
давлений в резервуарах (Р\—Ро) и сопротивление трубопровода
ДЛ₽. Избыточная энергия, полученная каждым килограммом
массы жидкости, прошедшей через насос, называется напором
насоса (вентилятора):
Д=Л|+-^=^+йтР, (201)
где И — напор, м; hi — высота подъема жидкости от уровня ho до уровня /г2, м;
Pi и Ро — давление жидкости в резервуарах, Па; /гтр — потеря напора на трение
в трубопроводах, м; р — плотность жидкости, кг/м3; g — ускорение силы тяжес-
ти, м/с2.
Манометрический напор насоса можно рассчитать, применяя
уравнение Даниила Бернулли, дающего связь между давлением,
средней скоростью и геометрической высотой в различных сече-
ниях потока:
ДР= (Zt + Z2)pg+(P1 + P2) + (wl- афр/2 (202)
или
ДР= (Z, + Z2)pg+(Л + P2) + (Ul- t/?)/2p, (203)
где Zi — расстояние по вертикали между мановакуумметром и манометром, м;
Z2 — высота расположения манометра над точкой замера, м; w — скорость жид-
кости, м/с; U — массовая скорость, кг/м2-с.
U=M/F,
где М,— массовый расход, кг/с; F— площадь поперечного сечения, м2.
Высота всасывания насоса hs (для жидкостей при темпера-
турах ниже температуры кипения)
/>.—24--g-> (204)
Pq~Pi v .
где---—----разрежение при входе в рабочее колесо; XnTp — потеря напора на
всасывающей трубе; wl/2g — скоростной напор-на входе в рабочее колесо.
Для уменьшения скоростного напора скорость движения жид-
кости на всасывании на должна превышать 0,5—0,8 м/с.
Насосы, перекачивающие жидкости при температурах насы-
щения, должны работать под заливом, и высота подпора столба
жидкости должна компенсировать разрежение при входе в рабо-
чее колесо, потерю напора на всасывающей трубе, скоростной
напор на входе в рабочее колесо, а также кавитационный запас.
Контрольные вопросы и задания
1. Какие основные различия между рекуперативным и регенеративным
теплообменными аппаратами?
2. Изложите теоретические основы проектирования теплообменных аппара-
тов и напищите алгоритм теплового и гидравлического расчета.
3. Как рассчитывается коэффициент теплопередачи для теплообменного
аппарата произвольной конструкции?
4. Какие существуют способы интенсификации теплообмена со стороны
хладагента и методы их осуществления?
5. Перечислите режимы движения двухфазного потока, охарактеризуйте
условия их существования в связи с тепловой нагрузкой.
6. Какова зависимость условий теплоотдачи в трубах от режима течения
двухфазного потока; что такое режимный метод интенсификации и как его
осуществить?
7. Назовите классификацию низкотемпературных тепловодов. Какое различие
между термосифоном и тепловой трубой? Как рассчитать площадь поверхнос-
ти охлаждения и конденсации тепловода?
8. Перечислите особенности гидравлического расчета теплообменных аппа-
ратов для случаев; псевдоожижения, омывания трубного пучка из гладких
и оребренных труб.
9. Как рассчитать коэффициент теплопередачи и площадь поверхности
рекуперативного теплообменника?
5. МАШИННЫЕ ОТДЕЛЕНИЯ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК И СТАНЦИИ
5.1. Общие принципы компоновки
машинных отделений (залов)
Машинное отделение включает в себя компрессорный зал,
аппаратное отделение; трансформаторную, вспомогательные и
бытовые помещения, а в ряде случаев и котельную. Необходи-
мую холодильную мощность холодильных машин в рабочих
условиях определяют на основании расчетных тепловых нагрузок
на компрессор (для каждой температуры кипения отдельно) и
с учетом потерь холода при транспортировании:
Qop = «QoKM,
где п — коэффициент потерь [для средних и крупных установок непосред-
ственного охлаждения п= 1,05—1,07; для системы охлаждения с хладоносителем
^=1.1 —1,12; для низкотемпературных (/0 ниже —60 °C) установок п= 1,15—
Относительное влияние этих потерь на мелких установках
с разветвленной сетью трубопроводов может достигать 1,5 и
выше.
Расчетную холодильную мощность необходимо повысить, ес-
ли продолжительность работы установки 19—22 ч в сутки и
18—23 ч для судовых установок.
Тогда установленную мощность
Q°yci ф°расч/^»
где b — коэффициент рабочего времени, b
‘Т:, т. е. 6 = 0,75—0,92.
24-24
Расчет количества часов работы в сутки менее 24 предусмат-
ривают для предприятий с длительным периодом непрерывной
работы и равномерным графиком тепловой нагрузки. Для пред-
приятий с неравномерным графиком тепловой нагрузки теплопри-
токи определяют по самому напряженному периоду суток. В свя-
зи с этим резерв создается самой неравномерностью тепловой
нагрузки. В этом случае коэффициент рабочего времени прини-
мают равным 1. Число холодильных машин и агрегатов на
каждую температуру кипения выбирают в соответствии с харак-
тером тепловой нагрузки. На каждую температуру кипения
стремятся выбрать малое; число крупных машин, так как круп-
ные холодильные машины обладают лучшими объемными и энер-
гетическими коэффициентами (по сравнению с'малыми машинами)
и имеют меньший удельный расход металла. Наличие меньшего
числа крупных машин позволяет сократить первоначальные за-
траты на здание и оборудование и упрощает обслуживание.
Выбор числа компрессоров и создание необходимого резерва
оборудования определяется в значительной степени характером
изменения тепловой нагрузки в течение года или суток. При ис-
пользовании поршневых компрессоров на предприятии с равно-
мерным графиком тепловых нагрузок в течение -года и суток
рекомендуется установка двух агрегатов, половинной мощности
каждый.
При неравномерной тепловой нагрузке в течение года число
агрегатов с поршневыми компрессорами необходимо подбирать
так, чтобы при каждом значительном повышении тепловой на-
грузки можно было включить очередной агрегат необходимой
мощности. Удобно использовать турбокомпрессоры и винтовые
компрессоры, в которых можно изменять мощность.
При резком изменении тепловой нагрузки из-за периодической
работы отдельных технологических аппаратов (например, холо-
дильные установки городских молочных заводов) в ряде случаев
экономически целесообразно сокращать установленную мощ-
ность холодильного оборудования за счет аккумуляторов холо-
да (см. гл. 3).
Во всех случаях желательно выбирать однотипное оборудо-
вание, что упрощает эксплуатацию и сокращает затраты на
монтаж и ремонт. Традиционный подход к выбору числа машин
в настоящее время корректируется в связи с широким примене-
нием винтовых компрессоров, градация которых охватывает все
более широкую область холодильных мощностей. Для крупных
холодильных систем- (более 1,6 МВт) конкурентоспособными
являются турбокомпрессоры.
Агрегаты двухступенчатого сжатия компонуют на базе порш-
невых (верхняя ступень) и винтовых (нижняя ступень) компрес-
соров. Все шире применяются двухступенчатые агрегаты,
собранные на базе винтовых компрессоров.
При наличии на предприятиях вторичных энерроресурсов (го-
рячей воды, отработавшего пара, теплоты технологических про-
цессов) целесообразно применять абсорбционные холодильные
машины, которые в этом случае могут конкурировать с компрес-
сорными. Для целей совместного производства холода и теплоты
используют абсорбционные машины.
Для промышленных холодильных установок наиболее распро-
страненным хладагентом является аммиак, на судах — R22. На
средних и крупных холодильных установках замена аммиака
фреонами затормозилась вследствие экологической опасности
некоторых фреонов. На некоторых предприятиях химической и
нефтехимической промышленности в качестве хладагентов часто
применяют пропан, пропилен, этан, этилен, являющиеся на этих
предприятиях продуктами (конечными или промежуточными)
производства.
5.2. Выбор испарителей и конденсаторов
Агрегатирование
После выбора числа компрессоров следует определить не-
обходимое число аппаратов, насосов и вспомогательного обору-
дования, входящего в холодильную установку. Современный под-
ход состоит в выборе агрегатированных установок.
При поступлении на монтажную площадку холодильного
агрегата полной заводской готовности упрощается и ускоряется
монтаж, повышается его качество. Стоимость монтажа агрегата
меньше стоимости монтажа отдельных аппаратов. Помимо тур-
бокомпрессорных, пароэжекторных, абсорбционных холодильных
машин агрегатирование все чаще применяют и для парокомпрес-
сорных холодильных машин с поршневыми и винтовыми компрес-
сорами. Такие агрегаты дали толчок развитию схем децентрали-
зованного охлаждения холодильников, в частности специализиро-
ванных для хранения фруктов и овощей. Эта система имеет
ряд достоинств по сравнению с традиционной схемой центра-
лизованного хладоснабжения:
отказ от специального помещения для машинного отделения;
простота эксплуатации (система полностью автоматизиро-
вана);
сокращение численности обслуживающего персонала;
сокращение расходов трубопроводов и арматуры;
экономия электроэнергии (отсутствуют насосы для подачи
хладагента к приборам охлаждения, насосы для подачи воды
на охлаждение конденсаторов);
экономия пресной охлаждающей воды (такие агрегаты имеют
конденсаторы воздушного охлаждения);
экономия хладагента (минимальное число соединительных
фланцев и вентилей, через которые возможна утечка хладаген-
та). Агрегат располагают непосредственно у объекта охлаж-
дения.
В разветвленных схемах непосредственного кипения агрегати-
рованию часто подвергаются только отдельные элементы холо-
дильной установки, например используют компрессорно-конден-
саторные, компрессорно-испарительные, конденсаторно-ресивер-
ные агрегаты. В системах с хладоносителем часто применяют
испарительно-конденсаторные агрегаты.
Однако в крупных и средних холодильных установках все
еще приходится достаточно часто применять оборудование,
поставляемое раздельно. В этом случае встает вопрос о выборе
числа и типа аппаратов. В системах .охлаждения с промежу-
точным хладоносителем при нескольких рабочих температурах
кипения минимальное число испарителей соответствует числу
температур кипения. При наличии нескольких потребителей хо-
лода, работающих при одной и той же температуре кипения,
выбирают число испарителей по числу потребителей холода, что
облегчает эксплуатацию, делает каждый потребитель холода
менее чувствительным к возможным неполадкам или резким ко-
лебаниям тепловой нагрузки на соседнем потребителе холода.
Число насосов для перекачивания хладоносителя соответствует
числу испарителей. Наличие резервного насоса является необхо-
димым. В этом случае обеспечивается резерв менее 100 %, как
при установке общего насоса.
Количество устанавливаемых конденсаторов выбирают, пре-
дусматривая установку меньшего числа крупных аппаратов,
причем для удобства эксплуатации и ремонта следует иметь как
минимум два конденсатора. При установке крупных конденсате-
ров воздушного охлаждения (как правило, на открытой пло-
щадке) предусматривают секционирование теплообменной по-
верхности конденсатора. В этом случае при изменении величины
теплоты конденсации в рабочих условиях возможно отключение
или подключение части поверхности теплообмена конденсатора.
Предусматривается изменение расхода воздуха через конденса-
тор, путем установки нескольких вентиляторов или изменения
поворота лопастей осевого вентилятора. Выбор типа конденсато-
ра проектируемого объекта определяется результатами сравни-
тельного технико-экономического расчета, в котором для данной
климатической зоны оценивают величины капитальных затрат и
эксплуатационных расходов для трех вариантов: кожухотрубный
конденсатор — градирня, испарительный конденсатор и конден-
сатор воздушного охлаждения. Предпочтение отдают варианту,
имеющему наименьшую сумму приведенных годовых затрат
(см. гл. 4).
5.3. Планировка машинных отделений
Машинное отделение может располагаться только в первом
этаже отапливаемого здания. Над машинными отделениями ам-
миачных холодильных установок или под ними не разрешается
располагать помещения с постоянным пребыванием людей. Не
разрешается располагать машинные отделения аммиачных холо-
дильных установок в подвальных и цокольных этажах здания.
Эти же требования распространяются и на аппаратные отделе-
ния. Если машинное отделение предназначено для обслуживания
несколькйх потребителей холода, расположенных на одной пло-
щадке или в одной промышленной зоне, то его располагают
в отдельном здании — центральной холодильной станции. Холо-
дильные трубопроводы, связывающие центральную холодильную
станцию и потребителя холода, прокладывают на мачтах.
При этом стремятся разместить центральную холодильную стан-
цию относительно потребителей холода так, чтобы сократить дли-
ну коммуникаций и уменьшить величину теплопритоков к тру-
бопроводам (рис. 54—56).
Аппаратное отделение размещают в отдельном помещении,
смежном с компрессорным залом или в общем помещении машин-
ного отделения, где стараются разместить аппараты компактно.
При значительном удалении потребителя холода от машинного
отделения в ряде случаев предусматривают местные аппарат-
ные отделения, обслуживающие только этот потребитель и рас-
положенные вблизи него. Размещение холодильного оборудова-
ния на промышленных площадках предприятий нефтяной, тазо-
вой и химической промышленности имеет общие характерные
особенности. В закрытых помещениях устанавливают компрессо-
62050
Пандус
iiiiiiiiiil
6000
XVII
0,000
X///
-1,200
XII
вместимо-
IV — поме-
дли мойки
□
□
□
а
□ IV
□
□
□
□
□ гос
¥111
3
а
7_
9®
10 И
8 О
-1,200
-2,900
Рис. 54. Машинное отделение распределительного холодильника
О, стью Ю ООО т:
Z — холодильник; II— машинное отделение III—материальный склад;
щенке для зарядки агрегатов; V — зарядная станция; VI — отделение
инвентаря; VII — электролитное отделение; VIII — профилакторий электропогрузчи-
ков, IX— механическая мастерская; X — столярная мастерская; XI— подсобно'вспомогатёльные помещения; XII — комплексная транс-
форматорная подстанция; XIII — тепловой пункт; XIV — кладовая; XV — помещение КИПа; XVI — комната механизма; XVII — закрытая
железнодорожная платформа; 1 — агрегат двухступенчатого сжатия АЛ 130-3;2— одноступенчатый компрессор А 110-1; 3— воздушный
компрессор; 4 — ресивер вертикальный циркуляционный РДВ (/— — 10; —30; —40 °C); 5 — ресивер горизонтальный РД; 6—герме-
тичный аммиачный насос ЦНГ-68,7; 7 — металлическая площадка для обслуживания ресиверов; 8—маслонасосная установка; 9—
маслоотделитель; 10— маслосборник
Рис. 55. Машинное отделение (при холодильнике мясокомбината мощностью
50 т в смену) с расположением холодильного оборудования:
1 — компрессорный зал; 2 — аммиачные насосы; 3, 6 — вертикальные циркуляционные
ресиверы вместимостью соответственно 2,5 и 5 м3; 4 — промежуточные сосуды диамет-
ром 600 мм; 5 — регулирующая станция, 7 — дренажный ресивер вместимостью 5 м3;
8 — панельный испаритель 90 м2; 9 — аппаратное отделение; 10 — насосы хладоноси-
теля; 11 — противоточный переохладитель 16 м2; 12 — подсобные и бытовые
помещения; 13 — аммиачный одноступенчатый компрессор мощностью 116 кВт;
14 — аммиачный агрегат в двухступенчатой системе
ры и непосредственно связанные с ними аппараты, все же тепло-
обменные (испарители, конденсаторы) и емкостные аппараты
(ресиверы) размещают на открытых площадках на определенном
расстоянии от компрессорного зала, которое устанавливается
отраслевыми требованиями. Все аппараты абсорбционных водо-
аммиачных машин размещают на открытых площадках, в поме-
щении располагают электросиловые щиты автоматики.
Размеры компрессорных залов и аппаратных отделений опреде-
ляются необходимостью обеспечить ряд условий: удобство
обслуживания и ремонта машин и аппаратов; компактность
взаимного расположения оборудования, позволяющая сократить
площадь для его установки и протяженность коммуникаций;
возможность проведения реконструкции и расширения без дли-
тельной остановки оборудования; пожаро- и взрывобезопасность.
Ширина отделений крупных холодильников 12 м, высота не ме-
нее 4,2 м до низа несущих строительных конструкций, аппа-
ратных — не менее 3,5 м. Высота машинных отделений фреоно-
вых холодильных установок не менее 3,5 м.
Помещение компрессорного зала должно иметь хорошую ос-
вещенность дневным светом. Площадь световых проемов должна
составлять не менее 20 % площади пола. Крупные машинные
отделения в ряде случаев могут иметь постоянные подъемные
Рис. 56. Машинное отделение городского молочного завода мощностью 100 т в
смену с холодильником вместимостью 1000 т:
1 — холодильник; 2 — аммиачные насосы; 3, 13 — вертикальные циркуляционные
ресиверы соответственно 2,5 и 5 м3; 4 — коридор; 5 — насосы для рассола и ледяной
воды; 6 — аппаратное отделение; 7,8 — панельные испарители соответственно 240
и 180 м2; 9 — водяные насосы; 10 — подсобные и бытовые помещения; И — конденса-
торы 300 м2; 12 — линейные ресиверы 2,5 м3; 14 — аммиачные агрегаты двухступен-
чатого сжатия АДС РАБ-150; 15 — регулирующая станция; 16 —\АУ-200/ЗД-1; 17 —
компрессорный зал; 18 — одноступенчатые аммиачные компрессоры; 19 — АУУ-400/4
устройства для монтажа и ремонта (кран-балки, мостовые
краны).
В машинном отделении предусматривают два выхода, один
из которых должен быть непосредственно наружу. Выходные
двери должны быть максимально удалены друг от друга.
Аппаратное отделение при наличии из него выхода в компрес-
сорный зал должно иметь второй выход непосредственно наружу.
Подоконники в машинном отделении необходимо располагать на
высоте не более 85 см. Покрытия из комйрессорных цехов
выполняют из легких плит, площадь окон и дверей принимают
не менее 0,03 м2 на 1 м3 объема помещения.
Минимальные размеры проходов между элементами оборудо-
вания и машинами и стенами ограничены правилами безопас-
ности. Основной проход для обслуживания между машинами
и машинами и регулирующей станцией должен быть не менее
1,5 м. Расстояние между выступающими частями машин и обо-
рудования не менее 1,0 м, между гладкой стенкой и машиной
или аппаратом не менее 0,8 м. Со стороны, где не требуется
обслуживать аппараты, проходы можно не устраивать. При оп-
ределении размеров проходов и отступов учитывают выступаю-
щие трубы обвязки компрессоров и толщину тепловой изоляции
трубопроводов и аппаратов, а также возможность разборки
компрессоров с выемкой коленчатого вала.
В случае намечаемого увеличения холодильных мощностей
предприятий в машинном отделении предусматривают резервную
площадку для установки оборудования. Всю запорную армату-
ру необходимо устанавливать на высоте, доступной для обслужи-
вания. При расположении арматуры выше 1,8 м предусматрива-
ют металлические площадки для обслуживания с ограждениями.
С целью ускорения монтажа, повышения его качества созда-
ют полносборные машинные отделения максимальной заводской
готовности, поставляемые на монтажную площадку в виде
функционального блока. Такое машинное отделение — готовый
комплекс, имеет модульную конструкцию со стальным каркасом
и стенами из стальных листов с пластмассовым покрытием.
Все оборудование машинного отделения монтируют и обвязы-
вают трубопроводами на заводе-изготовителе, смонтированы так-
же электросиловой щит и щит автоматики. На монтажной пло-
щадке сборка отдельных узлов не требуется. Монтаж машинного
отделения в сборке можно вести прямо с платформы автомобиля
или железнодорожного вагона. Корпус машинного отделения
служит одновременно транспортной упаковкой холодильного от-
деления.
5.4. Разводка и прокладка трубопроводов
Рассмотрим схемы подключения отдельных элементов ком-
прессорного цеха.
В общем случае схема подключения одноступенчатых
компрессоров выглядит следующим образом (рис. 57). На нагне-
тательной линии каждого компрессора устанавливают обратный
клапан для предотвращения обратного тока пара при остановке
компрессора. При остановке всех компрессоров в общем нагне-
тательном коллекторе может сконденсироваться пар. При распо-
ложении конденсаторов выше уровня отметки компрессоров в
зимний период появляется опасность конденсации паров в
нагнетательном трубопроводе, особенно во время остановки ма-
шин. Поэтому нагнетательные трубопроводы компрессоров под-
Рис. 57. Узел подключения одноступенчатых компрессоров:
1 — компрессор; 2, 3, 4 — отделители жидкости
ключают к общему нагнетательному коллектору сверху. Во избе-
жание попадания жидкости во всасывающий трубопровод
компрессора его подключают к общему всасывающему коллекто-
ру аналогичным образом.
В схеме подключения двухступенчатых компрессоров применен
промежуточный сосуд со змеевиком (рис. 58).
Для облегчения пуска двухступенчатых машин, а также раз-
грузки промежуточного сосуда линии всасывания компрессоров
обеих ступеней соединяют между собой,трубопроводом и уста-
навливают на нем соленоидный вентиль. В . случае применения
в двухступенчатых машинах для низкой ступени ротационных и
винтовых компрессоров для предотвращения уноса масла после
каждого компрессора предусматривают включения маслоотдели-
теля в нагнетательный трубопровод. Все двухступенчатые агрега-
ты нового ряда компрессоров снабжены маслоотделителями пос-
ле низкой ступени.
В компаундных схемах на все двухступенчатые агрегаты,
работающие на одну температуру кипения, устанавливают один
большой промежуточный сосуд. Он же выполняет функцию цир-
куляционного ресивера для промежуточной температуры кипе-
ния. В таких схемах отсутствует группировка холодильных, ма-
шин по агрегатам, что является несомненным эксплуатацион-
ным Преимуществом. Их компонуют из одноступенчатых бусте-
ров-компрессоров даже одной марки с соответствующим подбо-
ром числа машин по ступеням сжатия. В этих схемах промежу-
точное давление (оно же является давлением, соответствующим
более высокой температуре кипения) поддерживают с помощью
Рис. 58. Узел подключения двухступенчатых компрессоров:
1 — компрессор низкой ступени; 2 — отделитель жидкости; 3 — маслоотделитель;
4 — промежуточный сосуд; 5 — компрессор высокой ступени
г
включений и отключений компрессоров или групп цилиндров как
низкой, так и высокой ступени.
На производственных и распределительных холодильниках,
где эксплуатируют одновременно одно- и двухступенчатые комп-
рессоры, на регулирующей станции устанавливают обычно два
коллектора: высокотемпературный (/0=—3-= 15 °C) и низко-
температурный (70=—30-=------40 °C).
С точки зрения надежной работы насосно-циркуляционных
систем охлаждения важным узлом является циркуляционный
ресивер — насос, обеспечивающий бесперебойное снабжение при-
боров охлаждения жидким хладагентом.
Во избежание вскипания жидкости во всасывающей линии
насоса из-за падения давления в ней насос располагают ниже
свободного уровня жидкого хладагента в циркуляционном реси-
вере, обеспечивая соответствующий подпор жидкости на всасы-
вающей стороне насоса. Для насосов ЗЦ-4 подпор на всасывании
//=1,2 м при /0=—12 °C, //=1,5 м при to——30 °C; //=1,8 м
при t0——40 °C. Для насосов ЦНГ-70М подпор также зависит от
температуры кипения хладагента и для t0=—40 °C составляет
3,5 м. При подключении насоса к ресиверу следует стремиться
к тому, чтобы сопротивления всасывающего трубопровода насо-
са были как можно меньше.
При установке в компрессорных цехах вертикальных, V- и
W-образных компрессоров применяют в основном верхнюю раз-
водку трубопроводов. Все это в значительной степени затемняет
цех, создает тесноту, неудобства для работы обслуживающего
персонала. Для того чтобы цехи были более просторными, уве-
личивают проходы между машинами до 2—2,5 м, а иногда и 'до
3 м. Для обслуживания машин также предусматривают проход
в 2,5—3 м. Для того чтобы трубопроводы не занимали много
места, коллекторы и магистрали располагают в стороне от ма-
шин и от постоянного места нахождения обслуживающего
персонала, а трубы подводят к компрессорам с противоположной
стороны. Это также создает условия для лучшей естественной
освещенности цеха.
Во всех случаях при монтаже трубопроводов в аммиачных
установках необходимо соблюдать уклоны не менее 0,001 в сто-
рону от компрессоров. Жидкостные самотечные линии монтируют
с уклоном 0,001. к той же емкости, к которой их подключают;
с уклоном прокладывают и дренажные линии. Водяные и рас-
сольные подающие (напорные) линии прокладывают с уклоном
0,03, а сливные (самотечные) — с уклоном 0,05 в сторону, обес-
печивающую их опорожнение.
При наличии «мешков» на всасывающих линиях устанавли-
вают «ловушки» с дренажем, представляющие собой расширяю-
щийся участок трубы, к которому подключен трубопровод слива
хладагента.
Контрольные вопросы и задания
I. Какие технико-экономические соображения положены в основу выбора
типа холодильной установкй?
2. Какие требования следует выполнять при размещении холодильного
оборудования в машинном отделении?
3. В чем состоят достоинства н недостатки верхней и нижней разводки
трубопроводов?
4. Какие соображения определяют выбор типа и числа аппаратов холодиль-
ной установки?
6. ИЗОЛЯЦИЯ И ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ
КОНСТРУКЦИИ холодильников
6.1. Теплоизоляционные материалы
Назначение теплоизоляции. Основное назначение теплоизоля-
ции — снижение притока теплоты в холодильное помещение и
уменьшение расхода электроэнергии на выработку холода.
Качество изоляционных конструкций зависит от конструкции
ограждения, теплофизических свойств теплоизоляционных мате-
риалов и качества выполнения работ по укладке изоляции.
Как правило, теплоизоляционные материалы дорогостоящие: на
холодильниках их стоимость составляет 25—40 % стоимости все-
го строительства. В связи с этим при проектировании приходит-
ся решать задачу о нахождении оптимальной трещины изоля-
ции, удовлетворяющей требованиям экономической рентаоель-
ности.
Требования к теплоизоляционным материалам. Теплоизоляци-
онные материалы должны обладать низким коэффициентом теп-
лопроводности, малой объемной массой, незначительной гигро-
скопичностью, водопоглощаемостью и паропроницаемостью,
достаточной механической прочностью, морозостойкостью и элас-
тичностью, огнестойкостью или трудногорючестью, однородной
мелкопористой структурой; не вызывать коррозию металла изо-
лируемой поверхности; отсутствием запахов и невосприимчивос-
тью к ним, не способствовать размножению паразитов; не разру-
шаться грызунами; быть стойкими к заражению бактериями и
грибками, вызывающими гниение; быть дешевыми, удобными для
транспортирования, монтажа и ремонта; иметь длительный срок
службы и не требовать специального ухода.
Существующие теплоизоляционные материалы не могут удов-
летворить одновременно всем перечисленным выше требованиям.
Поэтому для обеспечения необходимых свойств изоляционной
конструкции прибегают к рациональному подбору материалов.
Основные требования, которые предъявляют к изоляционным
конструкциям, сводятся к следующему: предохранять изоляцию
от увлажнения и от проникновения грызунов. Остальные требо-
вания аналогичны тем, которые предъявляют к изоляционным
материалам.
Классификация теплоизоляционных материалов. Теплоизо-
ляционные материалы по своему происхождению подразделяются
на неорганические (стекловолокно, минеральная вата и др.) и
органические (пробка, экспанзит, пенопласты и др.). Неоргани-
ческие материалы объединяют группу материалов, относящихся
к искусственно создаваемым. Они имеют объемную массу
300 кг/м3 (минеральное волокно), 170—200 кг/м3 (стекловолок-
но). Экспанзит изготовляют прессованием в закрытых формах
гранулированной пробковой крошки при 300—400 °C. В 1 м3
пробки содержится приблизительно 7 млрд замкнутых пор, за-
полненных практически неподвижным воздухом.
По структуре и способу крепления к изолируемой поверхнос-
ти материалы классифицируют следующим образом;
плиточные (пенопласты ФС-7, ФФ, ПСБ-С, пеностекло, пено-
бетон, пробковые плиты, экспанзиты и т. д.);
волокнистые, (минеральная вата в полужестких и жестких
плитах и т. п.);
теплоотражающие воздушно-слоистые (алюминиевая фольга);
сыпучие (пробковая крошка);
напыляемые и заливаемые вспенивающиеся (полиуретановые
пенопласты ППУ-ЗН, ППУ-ЗОчН, «Рипор» и др-)-
Плиточные материалы приклеивают к изолируемой поверх-
ности ограждений холодильников, а также склеивают между
собой или в щиты клеями, например клеем ИДС, допущенными
органами санитарного и пожарного надзора. Выбор клея зависит
от вида изоляционного материала.
Применяют плиты из штапельного стекловолокна ПТ-50, ми-
неральной ваты ПТ-75 и др. Для уменьшения распыления их
упаковывают в герметичную оболочку из синтетической пленки.
Для предотвращения усадки под действием собственной массы и
вибрации (для рефрижераторного транспорта) волокнистые ма-
териалы при монтаже уплотняют.
Теплоотрожающие воздушно-слоистые материалы — это изо-
ляция, состоящая из многослойных поверхностей (способных
отражать до 93—95 % лучистой тепловой энергии), заключенных
между двумя жесткими пластинами. Малая теплопроводность
достигается за счет большого сопротивления теплообмену тон-
ких слоев (толщиной до 5 мм) неподвижного воздуха, заклю-
ченного между листами фольги.
Из сыпучих материалов используют пробковую крошку, ко-
торую наносят на изолируемую поверхность, насыпая на клея-
щую мастику, в один или более слоев либо крошку заранее
смешивают с мастикой и смесь наносят в виде штукатурки.
Толщина пробковой обсыпки составляет от 5 до 10 мм.
Напыляемые и заливаемые материалы представляют собой
нетоксичные пенопластмассы. Исходную смесь получают непо-
средственно на месте применения, а затем автоматически или
вручную наносят на изолируемую поверхность напылением или
заливают ее в изолируемую полость.
Заливаемая или напыляемая жидкость' во время вспенива-
ния на месте увеличивается в объеме приблизительно в 30 раз,
образуя сплошной пенистый материал без швов с гидронепро-
ницаемой технологической пленкой. Пенопластмассы — наиболее
перспективные изоляционные материалы.
Среди пенополиуретанов выделяется новая его разновид-
ность — рипор, имеющий современные характеристики (тепло-
проводность 0,026-ВТ/мК, объемная масса 25—30 кг/м3). Рипор
отличают низкая паровлагопроницаемость, высокая адгезия
практически ко всем строительным материалам, он нетоксичен
и негорюч. Рипор можно использовать для • теплоизоляции
объектов в диапазоне температур от —200 до 165 °C. Изоляцион-
ные конструкции любой конфигурации получают заливкой жид-
ких компонентов рипора в формы либо напылением на изоли-
руемые поверхности.
6.2. Тепло- и массообмен в изоляции
Наиболее наглядно все виды теплообмена можно рассмот-
реть на примере изоляции из волокнистых и вспененных пласт-
масс. Изоляция из волокнистых и вспененных пластмасс пред-
ставляет собой дисперсную систему, состоящую из остова
(твердой компоненты) и газа, заполняющего свободное прост-
ранство. Отношение объема, занятого газом, к объему изоля-
ции называют пористостью изоляционного ма-
териала. Теплообмен в таких системах определяется преи-
мущественно геометрией пористого пространства: изоляция на
основе вспененных пластмасс имеет замкнутые поры, в то время
как в волокнистых изоляциях образуются пустоты между волок-
нами.
Теплообмен в остове, промежуточной среде и на границах
между ними осуществляется посредством теплопроводности эле-
мента твердого остова материала: передачи теплоты от одной
твердой частицы к соседней в местах их непосредственного
контакта; молекулярной теплопроводности в среде, заполняющей
промежутки между частицами; передачи теплоты на границах
твердых частиц с внешней средой; излучения от частицы к части-
це через промежуточную среду; конвекции газа и влаги, содер-
жащихся между частицами.
Для характеристики изоляции вводят понятие эффективной
теплопроводности, которая учитывает все составляющие теплооб-
мена и зависит от давления газа-наполнителя, уровня темпера-
тур на поверхностях изоляции, пористости, размеров твердых
частиц скелета, коэффициента температуропроводности, тепло-
емкости изоляции и др. Сложность учета всех факторов не
позволяет составить и аналитически решить дифференциальное
уравнение теплопроводности в таких дисперсных системах. Поэ-
тому необходимые сведения о физике теплообмена в изоляци-
онных конструкциях накапливают преимущественно опытным
путем. В пористых тепловых изоляциях основная доля теплоты
передается молекулярной теплопроводностью газа внутри изо-
ляции.
Процесс передачи теплоты теплопроводностью газа, находя-
щегося внутри изоляции, обусловлен взаимодействием молекул
газа друг с другом и зависит от пористости изоляции: чем мень-
ше пористость, тем меньше теплоты передается за счет меж-
молекулярных столкновений. Как известно из молекулярно-ки-
нетической теории, молекулярная теплопроводность зависит от
молекулярной массы газа. Поэтому замена вбздуха более тяже-
лым газом, например фреоном с молекулярной массой больше
50, позволяет значительно уменьшить эффективную теплопро-
водность изоляции.
В волокнистых материалах с ростом пористости, диаметра во-
локна и разности температур между поверхностями изоляции,
а также при увлажнении изоляции возрастает возможность
возникновения естественной конвекции. При разностях темпера-
тур на поверхности изоляции до 70 °C конвекция пренебрежимо
мала, что можно объяснить большим гидравлическим сопротив-
лением, которое оказывают твердые частицы остова движению
массы газа.
Теплообмен на границе твердых частиц с внешней средой
обусловлен взаимодействием молекул газа с поверхностью твер-
дого тела и зависит от пористости изоляции, рода газа-напол-
нителя, температуры и давления газа, материала остова. Увели-
чение теплопроводности остова приводит к возрастанию эффек-
тивной теплопроводности. Для волокнистых материалов с увели-
чением теплопроводности волокна количество передаваемой теп-
лоты растет, что объясняется главным образом наличием
контактного термического сопротивления в местах касания воло-
кон.
Лучистый теплообмен в изоляции определяется преимущест-
венно уровнем температур на поверхностях изоляции и зависит
от усредненного расстояния между твердыми частицами скелета,
степени черноты твердых частиц и поверхностей, ограничиваю-
щих изоляцию, поглощательной и излучательной способности
газа-наполнителя. С ростом температур, степени черноты и по-
ристости передача теплоты излучением возрастает.
6.3. Коэффициент теплопроводности изоляции
Коэффициент теплопроводности изоляционного материала X
при эксплуатации увеличивается вследствие постепенного ее
увлажнения, а также из-за влияния клеев. Значение коэффици-
ента теплопроводности У* для сухого материала определяют по
средней рабочей температуре.
Коэффициент является линейной функцией температуры,
его определяют по эмпирической зависимости:
Xt—Хо( 1 ₽4Р)—Хо btef,
где >-о — коэффициент теплопроводности сухого изоляционного материала при
0 °C; (3—температурный коэффициент теплопроводности; Ь — постоянная, пока-
зывающая приращение коэффициента теплопроводности при повышении темпера-
туры на 1 °C.
Ь = Хор.
Значение Хо, Р и Ь определяют опытным путем при испытании
материалов. Коэффициент р для различных теплоизоляционных
материалов имеет разные значения и составляет (2—4) • 10~3 1/К-
Влияние клея, заполняющего швы между плитами, учитывают
приближенной формулой
Лэ = Рил Л/,
где X, — эквивалентный коэффициент теплопроводности плиточного изоляцион-
ного и клеевого материалов; — поправочный коэффициент, учитывающий
влияние клеевого материала (ркл= 1,03—1,15).
Теплопроводность сухого материала зависит главным образом
от объемной массы, определяющей количество твердого тепло-
проводного порообразующего вещества. При оптимальной по-
ристости теплопроводность приближается к теплопроводности не-
подвижного воздуха; Л.= 0,023 Вт/(м-К) при /=0°С.
Средний коэффициент теплопроводности увлажненного мате-
риала
Л--ф Лэ ,
где — коэффициент, учитывающий увлажнение изоляции в процессе эксплуа-
тации (₽„,= 1,05—1,1).
Окончательно расчетный коэффициент теплопроводности изо-
ляционного материала с'точностью ± (5—10 %) определяют по
формуле
Л-- РвлРклЛ;- Рвлркл (Ло “ф btCp ) .
Увеличение теплопроводноости при увлажнении материалов
объясняется рядом факторов. Согласно эффекту в капиллярах
влага проникает в самые мелкие, т. е. в наиболее ценные с точки
зрения изоляционных свойств, поры материала, вытесняя из них
воздух и образуя как бы тепловые мостики (теплопроводность
воды в 15—20 раз выше теплопроводности воздуха).
Органические материалы влага заполняет до полного насыще-
ния. При этом изменяется не столько пористая их структура,
сколько теплопроводность твердых составных частей. Влияние
влажности на X для органических материалов меньше, чем для
неорганических. Однако некоторые органические изоляционные
материалы при одинаковых условиях увлажняются в большей
степени, чем неорганические.
6.4. Расчет зоны конденсации в изоляции
Температура /н и парциальное давление водяных паров рн
наружного воздуха намного больше температуры и парциального
давления рк воздуха камеры низкотемпературного холодильника.
Поэтому при эксплуатации холодильников через изоляцию из
внешней среды в камеру поступает количество теплоты Qi и
количество водяного пара Gi, которое для случая плоской много-
слойной стенки определяют уравнениями
= (205)
G) = (^-)(j7H-pK)FH, (206)
где Я из и Ядиф — соответственно, термическое и диффузионное сопротивления
изоляции; F„ — площадь поверхности изолированной стенки; t„ — температуры
наружного воздуха и воздуха в охлажденном помещении (камере); р„, рк —
парциальное давление водяного пара снаружи и изнутри изолированного
ограждения.
Величину (1//?и3) = Ku определяют выражением
Кю — (“н 1 + S 1 +®К ') 1
i= 1
где а„, ак — коэффициенты теплоотдачи со стороны наружной и внутренней стенок
камеры; 6, — толщина слоя; Л, — коэффициент теплопроводности слоя.
(1/Ядиф)=£(рч/&),
4=1
где |Л, — коэффициент паропроницаемости слоя.
/н и /к, ри и рк принимают по климатическим таблицам и техноло-
гическим инструкциям, причем
Рн = <РнРн/; Рк = фирк^.
Температуру наружной и внутренней стенок ограждений
4т.и. и /ст.к. определяют по зависимостям
tcT.H == tn КмЗ (/н /к ) ( 1 /ОСн ) ,
4ст.н = 4к + Киз(4н-4к)(1/сск); (207)
где а(1> ак—коэффициенты теплоотдачи со стороны наружной и внутренней
стенок.
По зависимости (207) проверяют допустимость значения Кт,
выбранного или определенного экспериментально. Толщина изо-
ляции считается достаточной, если коэффициент теплопередачи
ограждения при заданных температурных уровнях создает усло-
вия, когда /ст.н >/Р, т. е. температура наружной стенки остается
больше температуры точки росы.
Недопустимость условий /ст.н^/р объясняется тем, что они
приводят к' конденсации на этой поверхности с последующим
увлажнением изоляции и увеличением Лэки, возрастанию тепло-
притоков в камеры холодильников и затрат энергии на выработку
холода.
Согласно зависимостям (205) и (206) распределение темпера-
туры и парциального давления водяного пара (рис. 59) в стенке
Рис. 59. Графики изменения параметров влажного воздуха в изолирующем
ограждении холодильника
будет линейным. В однородной бесконечной стенке заданной
толщины изменение температуры по толщине ограждения опре-
деляют выражением
' ti— tcr.H
где ti — температура в произвольном сечении ограждения; q-— удельный тепло-
вой поток через ограждения.
Для определения влажного режима в изолирующем огражде-
нии при установившемся потоке водяного пара применяют
графоаналитический метод, предложенный К. Ф- Фокиным. Этот
метод позволяет определить также зону конденсации в ограж-
дении, характеристики пароизоляционных материалов и рассчи-
тать влажностный режим в изоляционных материалах по взаим-
ному расположению линий падения парциального давления водя-
ного пара рх в ограждении и парциального давления насыще-
ния водяного пара р". <
Для построения линии падения парциального давления
водяного пара необходимо определить парциальные давления
водяного пара на внутренней поверхности ограждения рст.к., на
границе слоев и на наружной поверхности рст.н. этого ограж-
дения.
По относительной влажности воздуха снаружи и изнутри ог-
раждения q>H и <рк можно определить ри и рк для состояний, характе-
ризуемых параметрами наружного воздуха и воздуха в охлаждае-
мом помещении. Обычно сопротивлением влагоперехода от возду-
ха к поверхности ограждения пренебрегают и принимают, что на
поверхности ограждения парциальные давления водяного пара
Рп и ^?вн равны.
Учитывая, что падение парциального давления водяных паров
подчиняется линейному закону и что <jpi=(pi/p"), можно опре-
делить <р£- для любого сечения изоляции и ограждения. Кривую
изменения парциального давления насыщения водяного пара р"
рассчитывают по изменению температуры внутри ограждения,
причем при каждом значении температуры с помощью d — i-
диаграммы находят р", соответствующее температуре точки
росы. При понижении температуры в ограждении парциальное
давление понижается по кривой линии вначале медленно, а затем
более интенсивно. Поэтому на вертикальном разрезе ограждения
падение парциального давления насыщения водяного пара р"
изображается линией, состоящей из соответствующих отрезков
кривых, характерных для каждого слоя ограждения. Далее вы-
черчивают вертикальный разрез ограждения в произвольном
масштабе, полученные значения рн и р{ соединяют линией,
характеризующей падение парциального давления водяного пара
в толще изоляции.
На границе слоев ограждения наносят соответствующие
значения парциальных давлений водяного пара pi и соединяют
прямыми линиями между собой. Полученная ломаная линия
представляет собой расчетную линию падения р парциальных
давлений водяного пара в ограждении. Если парциальное давле-
ние на границе слоев (линия рк—pt) оказывается меньше парци-
ального давления насыщения водяных паров (линия р„—pi), т. е.
линия р„—р, лежит ниже линии р", р" или они не пересекаются,
то в ограждении конденсат выпадать не будет.
Если на каком-либо участке ограждения (по толщине) кривая
р" = f(8i) пересекается с прямой pt — f(8t) (т. е. теоретически
p"<pi, чего не может быть), то это — неустойчивое состояние
влажного воздуха. Целесообразно предположить, что в предель-
ном случае p['=pt, или <р,= 1. При этом зону, в которой
возможна конденсация паров влаги из насыщенного воздуха,
рекомендуется определять путем проведения касательных к кри-
вой р" = f(8i) из точек а и Ь, соответствующих значениям
парциального давления паров воды рн и рк.
Часть изоляционного ограждения (по толщине), ограничен-
ная прямыми cd и тп и кривой p"=f(6,j((p= 1), называется
зоной конденсации.
Для ликвидации зоны конденсации в ограждении устанавли-
вают пароизоляционный слой. Размещение пароизоляционного
слоя с теплой стороны ограждения позволяет снизить парциаль-
ное давление паров воды, а также соответствующую относитель-
ную влажность в ограждении (рис. 60).
Рис. 60. Влияние пароизоляции на изменение параметров влажного воздуха
в изолирующем ограждении:
а — без изоляции; б — пароизоляция с теплой стороны; в — пароизоляции с холодной
стороны
В случае установки пароизоляции с холодной стороны ограж-
дения существенно повышается парциальное давление паров
воды вблизи холодной стенки и резко увеличивается зона кон-
денсации (см. рис. 65). Иногда паро- и гидроизоляцию устанав-
ливают и с холодной стороны ограждения, так как увлажнение
изоляции может вызывать не только диффузия влаги из воздуха,
но и непосредственный контакт изоляции с водой, выделяющейся
в охлаждаемых помещениях при некоторых технологических
процессах.
По формуле (206) можно рассчитать и количество влаги,
конденсирующейся в ограждении при стационарных условиях
диффузии водяного пара.
п
Считая, что 2 р.;/6;= 1//?Диф и принимая площадь огражде-
i = I
ния F— 1 м2, а время диффузии пара 1 ч:
G = {pH рк ) /^?диф,
где /?д„ф — диффузионное сопротивление изоляции.
6.5. Расчет и выбор изоляции
Изолируют ограждающие конструкции холодильников, ап-
параты и трубопроводы. К- ограждающим конструкциям холо-
дильников относятся наружные и внутренние стены,- полы,
кровля.
Стены. Обычно стены делают слоеными. Наружный слой с
теплой стороны камеры оштукатуривают и на него наклеивают
/паро- и теплоизоляцию. Более прогрессивным является приме-
нение типовых унифицированных сборных элементов заводского
изготовления (панелей), которые позволяют повысить степень
готовности. элементов здания, снизить массу и стоимость, стен на
27;т—40.%,. Наиболее важным достижением строительной техники
является применение сборных холодильников с панелями типа
«сандвич». . ....
При строительстве холодильников применяют как вертикаль-
ные, так и горизонтальные железобетонные или кер.амзитобетон-
ные панели. Высота вертикальной панели обычно, равна высоте
этажа, а ее ширину выбирают с учетом грузоподъемности строи-
тельных кранов.
Польг. На холодильниках полы выполняют по междуэтажным
перекрытиям, в одноэтажных зданиях; в первых или подвальных
этажах многоэтажных зданий — по грунту. В зависимости от
назначения помещения холодильника полы выполняют бетон-
ными мозаичными либо из металлических плит.
. Кровля. Кровля и перекрытия холодильников обычно бесчер-
дачные (совмещенные) с уклоном (1,5—2 %). На холодильниках
применяют одно- и двухскатные крыши; последним отдают пред-
почтение. Крыши покрывают рулонными материалами (гидрои-
зол, етеклорубероид и обычный рубероид), накладываемыми в
несколько слоев на битумных мастиках. Верхний слой покрытия
окрашивают атмосфероустойчивой краской светлого тона для
снижения влияния солнечной радиации. Кровля, наружные стены
и полы холодильника должны составлять непрерывный изоля-
ционный контур.
., При-расчете изоляционной конструкции определяют сопротив-
ление теплопередаче ограждения по известным характеристикам
слоев ограждения и толщину изоляции по заранее заданному
коэффициенту теплопередачи. В расчет закладывают исходные
данные таким образом, чтобы обеспечить необходимый срок
службы холодильника, который в большей степени зависит от
.долговечности изоляционных конструкций. На долговечность
Изоляционных конструкций холодильников влияют климатические
условия и температурно-влажностный режим в охлаждаемых
помещениях. Для холодильников II класса срок службы прини-
мают от.50 до 100 лет (практически он короче из-за выхода
из строя теплоизоляции.).
При расчетах изоляционных конструкций камер с положи-
тельными внутренними температурами учитывают расчетные-тем-
пературы наружного воздуха в холодный период года, для камер
с отрицательными внутренними температурами — в теплый
•период... !
Для определения требуемой нормативной величины сопротив-
ления изоляционной конструкции теплопередаче .должны быть
известны условия теплообмена, среднегодовая температура
наружного воздуха района строительства холодильника, относи-
тельная влажность наружного воздуха, теплофизические харак-
теристики изоляционных и строительных материалов. От тепло-
физических характеристик материалов зависит общий коэффи-
циент теплопередачи Ко- Определив Ко, можно выбрать эффек-
тивную изоляционную конструкцию, удовлетворяющую техниче-
ским требованиям к ограждениям холодильника.
В зависимости от среднегодовой температуры наружного
воздуха различают следующие климатические зоны:
северная часть СССР со среднегодовой температурой наруж-
ного воздуха от О °C и ниже;
центральная часть СССР со среднегодовой температурой
наружного воздуха от 1 до 8 °C;
южная часть СССР со среднегодовой температурой наруж-
ного воздуха 9 °C и выше.
На практике для расчета ограждений можно пользоваться
указаниями СНиПа. Величину сопротивления теплопередаче
принимают в зависимости от назначения охлаждаемого помеще-
ния, его внутреннего температурно-влажностного режима и кли-
матического района строительства. Чтобы исключить возмож-
ность конденсации влаги на поверхности ограждения, принятое
значение сопоставляют с требуемым коэффициентом сопротивле-
ния теплопередаче Рор = 1 /Кор (м2-К)/Вт)
= (/и —/В)п/(А/Нао), (208)
где Д/„ — нормируемый температурный перепад между температурой внутрен-
него воздуха и температурой внутренней поверхности ограждения; п — коэффи-
циент (для наружных стен п=1; для стен, выходящих в вестибюли, сооб-
щающиеся с наружным воздухом, п=0,75; для стеи, выходящих в вестибюли или
коридоры, не сообщающиеся с наружным воздухом, п=0,4); ав—коэффициент
теплоотдачи от внутренних поверхностей ограждения.
Значение /?$’, полученное по формуле (208), уточняют на
основании экономического- расчета; при наличии экономической
целесообразности разрешается принимать большее значение Р'У’.
При определении Ко бесчердачных покрытий с вентилируе-
мыми продуктами при расчете учитывают только ту часть ограж-
дения, которая расположена ниже продуха. При этом коэффи-
циент теплопередачи К не должен быть меньше требуемого,
т. е. 7CF.
Нормативные коэффициенты теплопередачи Ко наружных
ограждений (стен) и покрытий для охлаждаемых камер приве-
дены в табл. 16 в зависимости от климатических районов СССР.
Коэффициенты теплопередачи для внутренних стен и перегоро-
док, а также междуэтажных перекрытий принимают по табл. 17,
коэффициенты теплопередачи для внутренних ограждающих
16. Нормативные коэффициенты теплопередачи наружных ограждений
[Вт/(м2-К)]
Среднегодовая температура воздуха Внутренняя температура охлаждаемых помещений, °C
40—30 20—18 15—10 —4 0 4 12
0° и ниже 0,22 0,28 0,34 0,41 0,46 0,46 0,58
0,20 0,23 0,29 0,35 0,41 0,41 0,50
1—8 °C 0,20 0,23 0,29 0,35 0,39 0,46 0,58
/ 0,17 0,21 0,26 0,29 0,35 0,35 0,52
9 °C и выше 0,16 0,20 0,23 0,27 0,23 0,34 0,46
0,15 0,17 0,21 0,24 0,29 0,29 0,40
Примечания. 1. В числителе приведены значения К для наружных стен,
в знаменателе — для покрытий.
2. Коэффициенты теплопередачи чердачных перекрытий увеличивают на 10 %.
3- При использовании панельной системы охлаждения коэффициенты теплопередачи
покрытий увеличивают на 20 %.
17. Коэффициенты теплопередачи внутренних стен, перегородок
и междуэтажных перекрытий (Вт/(м2-К)]
Внутренняя тем- пература более теплого поме- щения, °C Внутренняя температура более холодного помещения, °C
—40 —35 —254- 4-—23 —20 ~- 4- —18 — 15 — 10 —4 0 4 12
—30 0,46 0,58 0,46 0,41 0,35 0,29 0,26 0,23 0,23 0,21
—25 0,47 0,46 0,58 0,46 0,41 0,35 0,33 0,29 0,26 0,23
—20 0,35 0,41 0,46 0,58 0,52 0,41 0,35 0,33 0,28 0,26
— 15 0,35 0,35 0,41 0,52 0,58 0,52 0,41 0,35 0,35 0,28
— 10 0,29 0,29 0,35 0,41 0,52 0,58 0,52 0,46 0,41 0,35
—4 0,23 0,26 0,32 0,35 0,41 0,52 0,58 0,52 0,46 0,41
0 0,21 0,23 0,29 0,32 0,35 0,46 0,52 0,58 0,58 0,64
+4 0,21 0,23 0,26 0,28 0,35 0,41 0,46 0,52 0,58 0,70
4-12 0,19 0,21 0,23 0,26 0,28 0,35 0,41 0,46 0,58 0,75
+ 18- 0,17 0,19 0,21 0,23 0,26 0,29 0,35 0,41 0,58 0,81
конструкций, отделяющих охлаждаемые помещения от неохлаж-
даемых тамбуров, коридоров и других помещений — по табл'. 18.
Коэффициент теплопередачи перегородок, а также междуэтаж-
ных перекрытий между смежными камерами с одинаковыми тем-
пературами или прй разности температур до 4 °C включительно
принимают не более 0,58 Вт/(м2-К). При этом следует учесть,
что в камерах с температурами воздуха 0 °C и выше полы на
грунтах не утепляют. Сопротивление паропроницанию пароизоля-
ционного слоя в камерах с отрицательными температурами
должно быть не менее 4000 м-Па-ч/г. При использовании для
теплоизоляции волокнистых теплоизоляционных материалов, на-
18. Коэффициент теплопередачи внутренних ограждающих конструкций
|Вт/(м2-К)] (для смежных помещений)
Температура воздуха помещений, °C Смежные помещения Температура воздуха помещений, °C Смежные помещения
сообщаю- щиеся с наружным воздухом не сообщаю- щиеся с наружным воздухом сообщаю- щиеся с наружным воздухом не сообщаю- щиеся с наружным воздухом
—40 0,24 0,26 —4 0,35 0,52
—30 0,27 0,29 0 0,41 0,58
—204 18 0,28 0,41 4 0,46 0,58
— 154 10 0,32 0,46 12 0,58 0,58
клеиваемых с помощью битума на несущие ограждения, требуе-
мое сопротивление пароизоляции может быть снижено до
2670 м-Па-ч/г.
Пароизоляционный слой выбирают из наиболее приемлемых
рулонных материалов; особенно рекомендуется алюминиевая
фольга, которая создает максимальное сопротивление паропрони-
цанию конструкции. В качестве склеивающих материалов при-
меняют беспарафинистый нефтяной битум следующих марок:
при укладке изоляции сверху железобетонной плиты — III; для
склеивания плит — V; для изоляции наружных стен в южных
районах — IV. Нельзя применять клеи, которые изготовляют на
основе немодифицированных фенолформальдегидных смол, так
как они ядовиты. Токсичны также эпоксидные клеи.
Общая толщина изоляции кирпичных наружных и внутрен-
них стен обычно составляет 200 мм (4 слоя по 50 мм), 250 мм
(5 слоев по 50 мм), 300 мм (6 слоев по 50 мм). В зависимости
от толщины изоляции подбирают сечения реек (50X50, 50X70
и 50X ЮО мм) и их количество, а также устанавливают порядок
наклеивания плит и устройства деревянного каркаса. При мон-
таже изоляции первый слой плит наклеивают на стену после
нанесения на нее гидроизоляции, затем крепят горизонтальные
рейки и укладывают второй слой, после этого устанавливают
вертикальные деревянные рейки сечением 50X100 мм и наклеи-
вают между ними последние два слоя изоляции толщиной
по 50 мм.
Теплоизоляцию из плит пенопластов ПХВ-1 и ПСБ-С на
битуме выполняют аналогично теплоизоляции из волокнистых
минераловатных жестких плит. Битум можно заменить другим
клеящим материалом, но обязательно нетоксичным и быстро-
твердеющим.
При устройстве теплоизоляции междуэтажных перекрытий в
многоэтажных холодильниках подбирают материалы и распола-
гают их в конструкции-так, чтобы полезная нагрузка восприни-
малась конструкцией без каких-либо заметных деформаций.
При наличии по периметру наружных или внутренних стен
сквозных щелей для пропуска теплоизоляции последнюю в этих
местах поэтажно разделяют противопожарными поясами. Такие
пояса должны одновременно отделять теплоизоляцию стен одного-
этажа от другого и теплоизоляцию перекрытия от теплоизоляции
стен, а также разделять изоляцию на отсеки. Площадь отсеков
для сгораемых материалов должна быть не более 500 м2, а для
трудносгораемых материалов — не более 1000 м2. По противо-
пожарным требованиям разрыв между сгораемыми материалами
должен быть не менее 500 мм. Такой же разрыв необходимо
предусматривать в сгораемой теплоизоляции стен. Теплоизоля-
цию перекрытия следует удалять от теплоизоляции стен также
на 500 мм.
Полы холодильников, устраиваемые на грунтах, можно от-
нести к ограждающим конструкциям. Поэтому при проектирова-
нии следует учитывать температурные режимы, величину тепло-
притоков и потерь холода через полы.
6.6. Расчет судовых изоляционных конструкций
Судовая изоляционная конструкция обычно представляет
собой неоднородную стенку, так как ее прорезают металлический
набор, деревянный обрешетник, крепежные и другие детали.
Судовую изоляцию рассчитывают тремя методами: электро-
тепловой аналогии (ЭТА), зональный и математический.
Метод ЭТА позволяет определить расположение изотерми-
ческих линий и линий тепловых потоков. Совместно эти линии
образуют ортогональную тепловую сетку, которая показывает
строение полей температур и тепловых потоков. Тепловые сетки
необходимо знать для разработки приближенных методов расче-
та коэффициента теплопередачи.
Зональные способы расчета — приближенные, используют
тот же метод ЭТА. Математические методы расчета применяют
для определения тепловых потоков, проходящих через промежу-
точные палубы, переборки, пиллерсы, мачты и т. д.
Методы расчета имеют несколько общих допущений:
пренебрегают тепловым сопротивлением с наружной и внут-
ренней сторон изоляционной конструкции (1/ос» = 1/ов = 0), так
как оно невелико по сравнению с общим термическим сопротив-
лением;
пренебрегают влиянием мелких крепежных частей (болтов,
гвоздей и т. д.) и материала, скрепляющего плиты изоляцион-
ного материала;
пренебрегают тепловым сопротивлением переходов между со-
прикасающимися частями конструкции и влиянием концов
конструкции;
материалы, составляющие конструкцию, считают изотроп-
ными и в качестве расчетных величин принимают средние
значения их теплофизических констант.
Метод ЭТА позволяет вычислять тепловой поток, так как
между явлениями тепло- и электропроводности существует
математическая аналогия:
dQ= — ^JLdF-r; dl=—^-dF3,
дпг р дпэ
где dQ — элементарное количество теплоты, проходящей через площадку dF
на изотермической поверхности в направлении нормали nT; dF1= Bdl^dF^ —
элементарная площадка, расположенная на изотермической поверхности, м2;
= grad t — температурный градиент, °С/м; пт—нормаль к изотермической
поверхности, м; d! — сила тока, А; р — удельное электрическое сопротивление
материала, Ом-м (1/р — удельная электрическая проводимость, 1/0м-м);
dV
=grad V—градиент электрического потенциала, В/м; V — электрический
потенциал, В; п, — нормаль к изопотенциальной поверхности, м; dF3—элемен-
тарная площадка, расположенная на изопотенциальной поверхности, м2; dlr —
элементарная длина площадки, м; В — ширина площадки, м; 63"— толщина
электрической модели, м; dZ9 — длина элементарной площадки, м.
,При интегрировании уравнения теплопроводности получаем
Q= = (209)
Безразмерный интеграл Ф= —j -^-dLt называется крите-
рием формы температурного поля и является,
по существу, критерием подобия.
Этот критерий учитывает относительные размеры конструк-
ции и модели, а также относительные разности температур в
них. Такой подход допустим, так как для явления теплопровод-
ности существенны только разности температур, рассмотренные
в относительных координатах. Следовательно, количество тепло-
ты, проходящее через изоляционную конструкцию В единицу
времени:
Q = Z.B(/H —МФ.
Для вычисления количества теплоты в каждом частном слу-
чае необходимо путем электрического моделирования найти зна-
чение безразмерного интеграла Ф.
Существуют и другие методики расчетов, основанные на
приближенных методах решения задач теплопроводности.
Контрольныевопросыйзадания
1. В чем заключается особый характер коэффициента теплопроводности
изоляционных материалов?
2. Какие существуют формы связи влаги с материалами?
3. Как устранить конденсацию влаги в изолированном ограждении холо-
дильника, и если она туда попала, то как осушить?
4. Как определить необходимую толщину изоляции ограждений?
5. В каких случаях изоляция низкотемпературного трубопровода не приводит
к уменьшению теплопритоков?
6. Как вы поступите, если при производстве изоляционных работ оказалось,
что в наличии имеется изоляция, свойства которой отличны от предусмотрен-
ной в проекте?
7. В чем заключаются методы расчета изоляции сложных конструкций
ограждений транспортных рефрижераторов?
7. КОМПОНОВКА ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ
7.1. Технологические процессы
Компоновка холодильных установок определяется технологи-
ческими процессами, использующими холод. Основные технологи-
ческие области применения искусственного холода можно раз-
делить на четыре группы: производство и распределение пище-
вых продуктов: технологические и химические процессы; особые
виды использования холодильной техники; промышленное и ком-
фортное кондиционирование воздуха.
При производстве и распределении пищевых продуктов
используют различные виды их холодильной обработки и холо-
дильное хранение.
Понятие «холодильная обработка» включает в себя проведе-
ние процессов охлаждения, подмораживания, замораживания и
размораживания.
Рассмотрим технические средства для холодильной обработки
мяса в полутушах. Помещения для холодильной обработки
мяса в полутушах и тушах представляют собой камеры или
туннели. Камеры и туннели оборудуют однорельсовыми подвес-
ными путями и цепными или штанговыми конвейерами, служащи-
ми для передвижения полутуши по путям. Расстояния между
подвесными путями 900—1100 мм, расстояние от пола 3,35 м. По
такому однорельсовому пути передвигаются каретки, состоящие из
ролика, обоймы и крюка. К крюку подвешивают полутушу,
которая в таком состоянии охлаждается, а затем перемещается
в камеры хранения охлажденного мяса или в некоторых случаях
в камеры замораживания. По нормам, принятым в мясной
промышленности, средняя загрузка 1 м подвесного полосового
пути для говядины в полутушах средней массой менее 60 состав-
ляет 225 кг, 60 кг и более — 280 кг. Нагрузка на 1 м2 площади
пола принята равной 200—250 кг.
Камеры оборудуют приборами охлаждения, которые разме-
щают в зависимости от применяемого способа распределения
воздуха. В грузовом объеме холодильных камер его осущест-
вляют через нагнетательные и всасывающие каналы; бес-
канальные системы с подачей воздуха в пространство между
потолком и каркасом подвесных путей; туннельными системами
с распределением воздуха вдоль или поперек подвесных путей
камеры; через щели ложного потолка с подачей воздуха сверху
вниз; из сопел межпутевых воздуховодов, расположенных над
полутушами (метод воздушного душирования).
Одноканальная система создает условия направленного рас-
пределения охлажденного воздуха. Воздуховоды постоянного
статического напора выполняют с переменной по длине пло-
щадью сечения и постоянным сечением щелей или насадок.
Под насадкой понимают направляющий элемент, который крепят
на выходном отверстии воздуховода для создания необходимого
рнаправления и скорости движения воздуха. Насадка способ-
ствует уменьшению сопротивления истечения воздуха из отвер
стия. Насадки бывают круглые и щелевые (осевые или
радиальные). Воздуховоды располагают над подвесными путями.
Расположение воздуховода ниже балок подвесных путей, т. е.
приближение воздуховода и насадок к поверхности полутуши,
улучшает технико-экономические показатели системы, так как
сокращаются продолжительность охлаждения и усушка, умень-
шается расход энергии на привод вентиляторов (рис. 61, 62).
При воздушном душировании воздух подают сверху вниз из
сопел, вмонтированных в воздуховоды, размещенные над или
Рис. 61. Принципиальная схема устройства системы охлаждения с последова-
| тельно-спутным воздухораспределением:
1 — постамеитный воздухоохладитель; 2 — коллектор; 3 — воздухораспределитель;
\4 — подвесной путь; 5 — приточная щель; 6 — отсекатели
Рис. 62. Воздуховод постоянного ста-
тического давления с плоскими сопла-
ми в виде щели, расположенный между
подвесными путями
между подвесными путями
(рис. 63). Все воздуховоды
имеют сопла диаметром 40—
60 мм, расположенные в шах-
матном порядке, по шесть штук
на 1 м длины воздуховода.
Воздух подают в пространство
камеры со скоростью 8—10 м/с.
В отличие от непосредственно-
го воздушного душирования,
при котором воздух охлажда-
ется в обычных воздухоохлади-
телях, система воздушного ду-
ширования с межпутевыми
воздухоохладителями состоит
из воздуховодов с соплами,
вентиляторов и охлаждающей
батареи. Вентиляторы всасыва-
ют воздух камеры и нагнетают
его в воздуховоды, из которых
воздух через сопла подается
вначале на охлаждающие ба-
тареи, а затем на полутуши
мяса. Межпутевые воздухоох-
ладители направляют потоки воздуха и охлаждают воздух каме-
ры. Средняя скорость воздуха у бедренной части полутуши
при непосредственном воздушном душировании составляет
1,84—2,11 м/с, при воздушном душировании с использованием
межпутевых воздухоохладителей— 1 —1,55 м/с.
Длительное время использовали способ распределения возду-
ха в камерах холодильной обработки мяса через щели ложного
потолка (рис. 64). Ложный потолок выполняют из деревянных
щитов, уложенных над рельсами подвесных путей. В ложном
потолке предусматривают щели шириной 30 мм, .расположенные
вдоль рельсов на расстоянии 130 мм от их оси. Вентиляторы
подают охлажденный в воздухоохладителях воздух в пространст-
во над ложным потолком, а затем через ряд щелей он поступает
в пространство камеры. Скорость выхода воздуха из щели
5 м/с. Объем струи воздуха по мере перемещения сверху вниз
увеличивается в результате подсоса воздуха камеры. На расстоя-
нии 1000 мм от щели скорость воздуха 1,0—1,2 м/с.
На некоторых холодильниках мясокомбинатов камеры холо-
дильной обработки оборудованы потолочными воздухоохладите-
лями без системы воздухораспределения. В этом случае ско-
рость воздуха у бедренной части полутуши 0,3—1,1 м/с. Несмот-
ря на значительный расход электроэнергии на привод венти-
Рис. 63. Устройства для воздушного душирования полутуш мяса:
а — через каналы, расположенные на каркасе подвесных путей; б — через каналы, под-
вешенные к каркасу подвесных путей; в — с использованием межпутевых воздухо-
охладителей; / — душирующий канал; 2 — каркас подвесных путей; 3 — сопло,
4 — подвесной путь; 5 — полутуша мяса 6 — воздушная струя; 7 — охлаждающий
змеевик
ляторов, необходимая для быстрого охлаждения мяса скорость
воздуха у полутуши не достигается.
Туннели для холодильной обработки мяса в полутушах
выполняют с продольным (вдоль подвесных путей) и попереч-
ным движением воздуха. Предпочтение отдают туннелям с
поперечным движением воздуха ввиду более равномерного омы-
вания воздухом полутуши, обеспечения более высокой скорости
воздуха. Камеры и туннели для замораживания выполняются
подобно камерам охлаждения. При замораживании целесообраз-
но воздуховод и сопла приближать к бедренной части полутуши.
Учитывая, что усушка зависит от средней температуры поверх-
ности полутуши, необходимо как можно быстрее добиваться
достижения на поверхности мяса температуры воздуха камеры.
Поэтому начало процесса следует проводить с наибольшей
интенсивностью (при высокой скорости движения воздуха и
его низкой температуре).
Для камер охлаждения и замораживания в ряде случаев
применяют радиационную и воздушно-радиационную системы
охлаждения При воздушно-радиационной системе в камере,
кроме воздухоохладителя, между полутушами размещают прибо-
ры охлаждения (батареи). При этой системе радиационный
тепловой поток составляет 30—40 % конвективного, благодаря
чему соответственно снижаются потери от усушки по сравнению
900
Рис. 64. Схема распределения воздуха по камере
через щели ложного потолка:
1 — полутуша; 2 — щель; 3 — ложный потолок
с чисто воздушной системой охлаждения. Охлаждение целе-
сообразно вести при снижении скорости воздуха от 4,6 м/с в
начале процесса до 0,5—0,3 м/с в конце процесса обработки,
что обеспечивает уменьшение конвективного коэффициента теп-
лоотдачи по экспоненциальному закону. По такому же закону
уменьшается количество теплоты, отводимой от мяса при холо-
дильной обработке.
7.2. Компоновка камер холодильной обработки
с использованием поточных методов
ла
Одесским институтом низкотемпературной техники и энерге-
тики разработан способ стабилизации температурных режимов
при холодильной обработке мяса, которую начинают сразу после
поступления полутуши из цеха убоя скота и разделки туш,-
исключая транспортирование мяса по неохлаждаемым коридо-
рам. Процесс холодильной обработки ведут в три стадии: предва-
рительное охлаждение, подмораживание и замораживание.
Особенностью этого процесса является совмещение транспорт-
ных операций (перемещение мясных полутуш по подвесному
пути) с технологическими (холодильной обработкой).
Парное мясо с температурой 38 °C штанговым толкающим
конвейером с гидроприводом направляется в один из двух тун-
нелей, работающих по 4 ч в смену (один — в режиме холодиль-
ной обработки мяса, другой — в режиме оттаивания воздухо-
охладителей). Туннели оборудованы подвесными воздухоохлади-
телями ВОГ-230. Температура воздуха —20 °C, скорость его у
бедра полутуши около 3 м/с при бесканальном воздухораспре-
делении. Полутуши перемещаются в течение 12—15 мин и по-
даются в тамбур холодильника, где их сортируют: часть
направляют в туннель предварительного охлаждения, осталь-
ные — в камеру предварительного замораживания.
В туннеле предварительного охлаждения расположены под-
весные воздухоохладители. Воздухораспределение бесканальное.
Продолжительность транспортирования полутуш через туннель
40 мин при температуре воздуха —5 °C и скорости 2—3 м/с.
Доохлаждение проводят в одной из камер, оборудованной также
подвесными воздухоохладителями с канальным воздухораспреде-
лением постоянного статического напора (рис. 65). Воздуховод
конического типа со щелями.
Полутуши, направляемые на замораживание, поступают в
камеру предварительного замораживания, оборудованную, по-
добно предыдущим камерам, подвесными воздухоохладителями.
Воздух распределяется так же, как и в камерах Доохлаждения.
Процесс завершается в камерах замораживания, оснащенных
подвесными воздухоохладителями.
Укргипромясомолпромом предложено проектное решение, со-
четающее преимущества поточных методов холодильной обра-
ботки с экономией площади холодильника. В соответствии
с этим предложением в камеру замораживания встраивают
туннель подмораживания. В камере замораживания первая
нитка подвесного пути выделяется в отдельный туннель путем
установки облегченной перегородки между первой и второй
нитками подвесного пути. Для обеспечения интенсивной работы
Рис. 65. Система воздухораспределения с подвесными воздухоохладителями
ВОГ-230:
1— воздухоохладитель ВОГ-230; 2— продольный проем в ложном потолке; 3— воздуш-
ный коллектор; 4 — вертикальная перегородка, 5 — экран, 6 — направляющая
лопатка; 7 — ложный потолок; 8 — направляющий аппарат; 9 — полутуша; 10 — щеле-
вой конфузор; 11 — воздуховод
воздухоохладителей в период пиковых тепловыделений приме-
нима автономная система подачи хладагента в воздухоохлади-
тели от отдельного насоса.
Система воздухораспределения состоит из направляющего
аппарата, воздуховода со щелевыми конфузорами и экрана.
Воздуховод выполняют в виде канала постоянного статического
давления. В нижней образующей его имеются щелевые конфу-
зоры, имеющие вид усеченной пирамиды с учетом раскрытия 22°.
Высота конфузора 400 мм, ширина щели 50 мм. Суммарная
площадь выпускающих щелей должна составить 0,5—0,7 пло-
щади выходного отверстия воздухоохладителя. Для уменьшения
перетекания охлажденного воздуха из щелевого конфузора,
расположенного около всасывающего окна, предусмотрен экран
по всей длине камеры. Нижняя часть экрана находится на
расстоянии 3000 мм от пола камеры.
7.3. Компоновка камер хранения
.Батареи из оребренных труб (потолочных’ и пристенных)
широко используют на отечественных холодильниках. Пристен-
ные батареи выполняют только однорядными с ограниченным
количеством труб по высоте. Ограничение высоты исключает
вредное влияние гидростатического столба жидкости в батарее
при нижней подаче жидкого аммиака. Кроме того, расположе-
ние батареи у верхней части стены камеры позволяет проложить
трубопровод, подводящий жидкость в батарее, без верхней
петли, что облегчает отвод жидкости и масла при оттаивании
батарей и продувке горячими парами аммиака. Потолочный
оребренные батареи двухрядные, причем верхний ряд труб
выполняют с шагом, в 2 раза меньшим, чем нижний. Это-облег-
чает доступ к верхним трубам для удаления инея и при
ремонте.
Потолочные двухрядные батареи располагают компактно,
пучками. Иногда потолочные батареи выполняют однорядными,
с равномерно распределенными вдоль потолка камеры трубами.
Воздушное охлаждение камер хранения рекомендуется как
прогрессивный метод для хранения охлажденных, в том числе
дышащих, грузов, мороженых упакованных и неупакованных гру-
зов при использовании дополнительных устройств или мероприя-
тий, способствующих сокращению их усушки. В камерах хране-
ния охлажденного мяса применяют подвесные воздухоохлади-
тели. Охлажденное мясо в тушах и полутушах хранят в камерах
на подвесных путях, мороженые неупакованные грузы (мясо,
рыба) — в камерах с воздушным охлаждением при пониженной
(до —28 °C 30 °C) температуре воздуха или при темпера-
туре воздуха —20 °C, но с использованием системы искусствен-
ного его увлажнения или системы воздухораспределения, пере-
хватывающей внешние теплопритоки.
Перехват внешних теплопритоков обеспечивается примене-
нием панельной системы охлаждения (см. 8.5). Панельную,
батарею выполняют из труб е касательным прямым ребром.
Расстояние между трубами 300 мм. Потолочные панельные
батареи образуют подвесной потолок. Пристенные панельные
батареи монтируют на расстоянии 150—200 мм от наружных,
стен. Воздушный промежуток между батареей и камерой отде-
ляют от грузового объема камер. Важна герметизация воздущ-i
ного промежутка (продукта). Неэкранированные батареями,
участки ограждений зашиваются любым листовым . материалом
или тканью. Щели в экране при. эксплуатации герметизируют
‘за счет выпадения инея. . .. • <
7.А. Компоновка камер хранения фруктоовощехранилищ
В холодильниках для фруктов и овощей воздухоохладитель
является одним из основных типов охлаждающего оборудова-
ния камер, причем применяют как постаментные, так и подвесные
воздухоохладители. Постаментные воздухоохладители устанав-
ливают • чаще всего в специально предназначенных для них
помещениях. Иногда их располагают в вестибюлях или в экспе-
дициях, на антресолях или на полу у стены соответствующей
камеры. Расположение постаментных воздухоохладителей непо-
средственно в камерах нежелательно, так как усложняется их
обслуживание, кроме того, могут подморозиться фрукты.
Подвесные воздухоохладители монтируют непосредственно в
камерах под потолком, подвешивая их к строительным конструк-
циям. Выбор типа воздухоохладителя для камер фруктохрани-
лищ связан с принимаемой системой воздухораспределения.
Воздух в камере фруктохранилища распределяют по двух-
канальной, одноканальной или бесканальной системам. Поста-
ментные вертикальные и горизонтальные воздухоохладители,
устанавливаемые на полу камеры или на антресолях, обору-
дуются двух- или одноканальной системой воздухораспределения.
Подвесные воздухоохладители, расположенные в камере, рабо-
тают по бесканальной системе воздухораспределения. Компонов-
ки камер фруктоовощехранилищ систем воздухораспределения
подробно описаны в работах Н. М. Цинмана, В. Я. Янюка,
В. И. Бондарева.
Двухканальное распределение воздуха осуществляется с по-
мощью нагнетательных и всасывающих воздуховодов круглого
или прямоугольного сечения. Воздуховоды размещают в верхней
части камеры. Расстояние между нагнетательными и всасы-
вающими каналами должно быть не менее 4—5 и не более 8—
10 м. Расчетная скорость воздуха в каналах 6—8 м/с. По длине
канала площадь его сечения уменьшается. В стенках канала
имеются окна для раздачи воздуха. Скорость воздуха на выходе
из окон 2—3 м/с. Одноканальные системы воздухораспределе-
ния подразделяют на систему с эжекторным распределением
воздуха с помощью сопел и системы с раздачей воздуха через
окна.
В системе с эжекторным распределением воздуха нагнета-
тельный канал располагается над грузовым проходом. Воздух
распределяется через круглые или щелевые сопла. Размеры
щелевого сопла 600 X 10 мм. Всасывающее окно воздухоохлади-
теля располагают вблизи грузового прохода. Воздух, выходящий
из сопла, эжектирует окружающий воздух камеры, ввиду чего
разность температур воздуха, образующегося при смешении
воздуха камеры, невелика. Это позволяет проектировать воздухо-
охладители с увеличенной (по сравнению с двухканальной
системой), разностью температур воздуха на входе и выходе из
воздухоохладителя и снизить энергозатраты на привод вентиля-
тора воздухоохладителя. Одноканальную систему с эжекторным
воздухораспределением воздуха применяют при наличии глад-
кого потолка в камере.
В одноканальной системе воздухорасйределения с малым
подоохлаждением (2—2,5 °C) и скоростью воздуха на выходе из
канала не более 2 м/с воздуха распределяется через окна с
заслонками. Равномерная циркуляция воздуха по объему камеры
достигается разветвленной системой .воздуховодов. Нагнетатель-
ные каналы выполняют одиночными или двойными, постоянного
или переменного сечения. Окна в каналах имеют прямоугольную
форму, заслонки крепят на петлях к верхней стороне окна. При
включении вентилятора заслонки под давлением выходящего воз-
духа поднимаются, после остановки вентилятора они опускаются
и закрывают окна.
При бесканальной системе воздухораспределения воздухо-
охладители подвешивают под потолком у стен камеры на рас-
стоянии 3—6 м друг от друга. Каждый воздухоохладитель
работает на свою зону камеры.
Принудительная циркуляция воздуха при канальном и бес-
канальном воздухораспределении, обеспечивая равномерность
температурного поля в камере с грузом, не создает условия
для вентиляции штабеля с фруктами. Штабель необходимо
вентилировать для удаления теплоты дыхания растительного
сырья. Это требование выполнимо при компоновке системы
воздухораспределения, при которой охлажденный в воздухоохла-
дителе воздух принудительно подается в штабель с фруктами
(активное вентилирование). Предусматривают подачу второго
потока воздуха в промежуток между стеной и штабелем груза
для снятия теплопритоков через наружные ограждения. Шта-
бель продувается воздухом периодически несколько раз в сутки
для отвода теплоты дыхания. В период охлаждения груза в
штабеле воздух подается непрерывно. Количество воздуха опре-
деляют из условий теплового баланса. Обычно на 1 т массы гру-
за при его охлаждении необходимо подавать от 1000 до
1500 кг/ч воздуха. При хранении в условиях активного вентили-
рования — 2 раза в сутки в течение 1 ч. На 1 т груза необходимо
до 200 кг/ч воздуха.
7.5. Расчет систем воздухораспределения
Для расчета систем воздухораспределения должны быть за-
даны массы воздуха, необходимого для технологического про-
цесса, длина воздуховода и условия раздачи воздуха. Так, для
камер замораживания или морозильных аппаратов задаются
количеством воздуха в расчете на 1 т продукта, указывают
скорость движения его у полутуш или у продукта, производи-
тельность, вместимость или загрузку камеры или аппарата.
Расчет сводится к определению площадей сечений воздухо-
водов и насадок, обеспечивающих заданные скорости движения
воздуха, необходимые для осуществления технологических про-
цессов, а также к расчету сопротивлений движению воздуха в
воздушном кольце системы. Равномерность воздухораспределе-
ния зависит от конструкции воздуховодов, площади сечения
насадок и величины статического давления перед ними. Более
равномерное движение воздуха обеспечивается воздухораспреде-
лителями с воздуховодами равного статического-давления.
Между статическим и динамическим давлением существует
зависимость, определяемая уравнением Бернулли, как частным
выражением закона сохранения энергии:
.. ₽1+4L-'’-+(4L)+4p’ <210>
где Pi—статическое давление в начальном сечении, Па; w?p/2— динамиче-
ское давление в том же сечении, Па; w, — скорость воздуха, м/с; р — плотность
воздуха, кг/м; Рх — статическое давление в рассматриваемом сечении, Па;
w^p/2-— динамический напор в рассматриваемом сечении; wx — скорость воздуха
в том же сечении, м/с; Др — потеря давления при движении воздуха от началь-
ного до конечного сечений, Па.
Из анализа уравнения Бернулли следует, что скорость дви-
жения воздуха не должна быть большой, так как в этом
случае статическое давление будет недостаточным. Однако малые
скорости воздуха в воздуховодах не всегда приемлемы из-за их
больших поперечных сечений, которые не вписываются в отведен-
ные габариты аппаратов камер. Выход из положения находят в
том, что создают воздуховоды постоянного статического давле-
ния по всей их длине. Последнее обеспечивает приблизительно
постоянную скорость движения воздуха по длине воздуховода
при непрерывном его расходе через насадки.
При постоянной площади поперечного сечения воздуховода в
начальном его сечении при больших скоростях движения
воздуха наблюдается подсос его из камеры. В таких воздухо-
водах в начальном сечении динамический напор максимальный,
в конечном сечении скорость движения малая, а статический
напор максимальный и через крайние отверстия насадок истекает
значительно большая масса воздуха, чем через первые. Поэтому
площадь поперечного, сечения насадок необходимо выбирать
на основании соответствующих расчетов.
Расчет воздуховодов с переменной скоростью движения воз-
духа. Некоторые технологические процессы требуют специаль-
ного воздухораспределения. Так, в случае программного охлаж-
дения и замораживания мяса на конвейерах туннелей или в
морозильных аппаратах необходимо^ чтобы скорость движения
воздуха у бедренной части полутуш постоянно убывала вдоль
подвесного пути по заданному закону, соответствующему интен-
сивности отвода теплоты. Рассмотрим методику расчета таких
воздуховодов. Пусть скорость движения воздуха вдоль подвес-
ного пути изменяется по закону
w(t)= w„exp(— jVUt), (211)
где w„ — начальная скорость движения воздуха у поверхности продукта в
камерах охлаждения и замораживания, м/с; Mw — коэффициент, характеризую-
щий степень изменения скорости воздуха, 1/ч.
В камере охлаждения AL = 0,1—0,4, а общее время холо-
дильной обработки мяса (во время процесса) те=10—15 ч; для
камер замораживания Mw= 0,005—0,10, ts=18—24 ч. Для
камер замораживания значение Mw мало, поэтому можно ап-
проксимировать экспоненциальный закон линейным:
№(г) — %==( 1--L ) (Wk-wk),
где — конечная скорость движения воздуха у поверхности продукта в камерах
охлаждения и замораживания, м/с.
При такой замене средняя скорость движения воздуха за
процесс получается завышенной (4—6 м/с). Рассмотрим методи-
ку расчета двух систем воздухораспределения; воздуховод
постоянного статического давления с переменным сечением по
его длине для камер замораживания и воздуховод с постоян-
ным сечением и переменным шагом насадок одинакового размера
для камер охлаждения. Для камер замораживания применяют
воздуховоды большой длины, так как для интенсификации
теплообмена необходимы более высокие скорости движения воз-
духа у полутуш. Для них выбирают воздуховоды постоянного
статического давления, имеющие меньшие гидравлические сопро-
тивления и позволяющие использовать осевые вентиляторы для
создания циркуляции воздуха по контуру.
Формулы для расчета основных величин, определяющих
конструктивные и рабочие характеристики воздуховодов, приве-
дены в табл. 19.
При проектировании воздуховодов не следует допускать,
чтобы скорость движения воздуха в начале канала wH достигала
так называемой критической скорости даНкр, так как в этом случае
воздух не будет вытекать из камеры в канал через щели или
сопла. В установках кондиционирования воздуха и устройствах
для холодильной обработки мяса подсоса воздуха не должно
19. Расчет конструктивных рабочих характеристик воздуховодов
Расчетная величина
Формулы для определения параметров
камеры охлаждения камеры замораживания
Скорость движения воздуха у выхода из щелей, м/с ®о,= шо„ехр(Л)^т() ДК= К<27(рД1в) “>0,= IWoJCl — Т./Т£) AVi=fnitt’oi
Расход воздуха через i-ro щель, м3/с Qi= F«qo2exp(.—MaT:i)( 1 /рДС)
Площадь щелей, м2/м fi=AV,/wOi /щ= const
Расстояние между щелями, м 1= l/ni=f,/f, /= const
Суммарный расход воздуха, м3/ч vz=2 дк i=l VZ=S дк i=l
Потеря статического давления на трение Па ДР = (Xp/2F^ (K+i)2 j=l Aft = (Xp/2F2)S (У-+02
Потеря давления «на проход», Па ДУ; <=i APrl|-(0,35p/2fz)X (ДУ;)2 ] APnp=(0,35pf=/2)S (wo/Fo,)2 f== 1
Примечание. mjOp wOh, иуо1(— соответственно скорость движения воздуха при выходе из i-й щели и из щелей, находящихся в начале
подвесного пути по направлению продвижения мяса (мясо продвигается навстречу движению воздуха в канале); т, — время, требуемое
для продвижения полутуши с момента ее поступления в камеру до места под г-й щелью, ч; ДУ,- — расход воздуха через t-ю элементарную
щель; К — коэффициент запаса, учитывающий тепловую нагрузку От внешних теплопрнтоков 1,3); Qi — тепловой поток от полу-
туш, находящихся на i-м метре подвесного пути по ходу их продвижения, Вт; р— плотность воздуха, кг/м3; Дгс — изменения энтальпии
воздуха при омывании полутуш. кДж/кг; — площадь поверхности мясных полутуш, загруженных иа I м пути, м2/с; *7о2— удельный
тепловой поток от мяса к воздуху в начальный момент поступления его в камеру программного охлаждения, Вт/м2; Ма — коэффициент,
характеризующий степень изменения коэффициента теплоотдачи, 1/ч; fi— удельная площадь всех щелей (сопел) на 1 м канала, м2;
I—расстояние между элементарными щелями по длине воздуховода, м; —площадь одной элементарной щели, м2; п — количество
элементарных щелей на 1 м воздуховода.
быть, что соответствует условию wh<wHkp. При этом нужно
стремиться, чтобы величина wH была намного меньше, чем пре-
дельные значения wH«p. Критическая скорость зависит от кон-
струкции канала, которая характеризуется главным образом
относительной длиной' воздуховода Е ~ L/dK и степенью суже-
ния F. Значение критической скорости зависит от многих факторов,
которые трудно учесть в расчете. На практике можно пользоваться
зависимостью
w^N/[£(!+/%
где N — эмпирическая постоянная (N= 1200).
Относительная конечная скорость выпускаемого воздуха
е„ = WOkе„ = 16,1 [---------------------Ц1"200^'] ' (212)
Ц1 + о ~wo"
По этой’формуле для проектируемого воздуховода можно выб-
рать конструктивные характеристики величин F и Е, а также
определить начальную скорость воздуха wo„ на выходе из насад-
ки при заданном отношении е„. При таких условиях воздуховод
будет работать без подсоса воздуха из камеры.
Расчет насадок. Расчет насадок заключается в выборе их раз-
меров, которые обеспечивали бы достаточную скорость потока на
заданном расстоянии от выходного отверстия при заданном угле
раскрытия струи.
Насадки рассчитывают на основании теории свободной за-
топленной изотермической струи, изучению которой посвящены
работы Г. Н. Абрамовича.
Все виды насадок рассчитывают одинаково, так как они соз-
дают подобные профили свободной затопленной изотермической
струи. Скорость воздуха на расстоянии L от отверстия насадки
0,848 .л । о,
° V(aL/6) +0,205 V '
где — скорость воздуха в насадке, м/с; а — коэффициент турбулентности;
Ь — ширина насадки, м; L — расстояние от насадки до места измерения скорости
воздуха, м.
Вычисленная скорость wi. потока является осевой скоростью,
т. е. скоростью внутреннего ядра струй.
В загруженной камере она снижается за счет смешения ос-
новного и отраженного потоков от продукта. Поэтому, для опре-
деления осевой скорости у поверхности полутуши в загруженной
камере в расчетную формулу для свободной струи вводят попра-
вочный коэффициент 0,45 при начальной скорости более 7 м/с
и 0,7 — при скорости менее 7 м/с.
Количество насадок выбирают, исходя из возможности созда-
ния равномерного поля скоростей для движения воздуха у про-
дукта. Наиболее эффективный теплообмен достигается при уста-
новке насадок в виде сопел (6 шт. на 1 м для охлаждения и 9 шт.
на 1 м для замораживания), радиальных щелей на круглых
воздуховодах или поперечных щелей (по отношению к подвесным
путям) для ложных потолков.
Для камер холодильной обработки теплота, отводимая воз-
духом от продукта, составляет 80—90 % общей тепловой нагруз-
ки. При равномерном распределении воздуха температура воз-
духа в поперечном сечении камеры должна изменяться одина-
ково. Это достигается только при большой кратности циркуляции
воздуха, равной 100—120 объемам воздуха камеры за час для
камер охлаждения и 150—160 — для камер замораживания.
В пересчете на количество воздуха, приходящегося на 1 т про-
дукта, это соответствует 2700 кг/ч для камер охлаждения и
4000—4500 кг/ч для камер замораживания.
Если камеры предназначены для термической обработки мяса
в полутушах, то количество движущегося воздуха на уровне
бедер полутуш определяют по зависимости
Gl==Go2,18(£z//6 + O,29), (214)
где Go — общее количество воздуха, выходящего из насадок.
Эффективность воздухоопределения с помощью насадок
e=(t2 — й)/(*з — ii) = (^2— 6)/(^з— G)> (215)
где ii, is, г'з — энтальпии воздуха, поступающего в камеру; после смешения основно-
го потока с частью воздуха и участвовавшего в теплообмене с продуктом, между
продуктом в свободном пространстве, кДж/кг; б, /2, /з — температуры воздуха
для тех же условий.
Для бесканального воздухораспределения е=0,5, для однока-
нального воздухораспределения с насадками в виде сопел или
радиальных щелей е — 0,8—0,85.
Если задаться подогревом воздуха, прошедшего у продукта,
то общее количество воздуха, циркулирующего в камере:
GK==Q0/CpAZ,
где Qo — тепловая нагрузка камеры, кДж; Ср — теплоемкость воздуха, кДж/(кгХ
ХК); Д/ — подогрев воздуха вблизи продукта (принимают не более 1 °C).
Поскольку часть воздуха не вступает в теплообмен с продук-
том (байпасируется), через насадки нужно подавать большее
его количество:
Go= Go/e,
где Go — количество воздуха, вытекающего из насадок.
При этом конструкцию воздухораспределителя и размеры
сопел не изменяют. В этом случае возрастают значения скорости
wo и wL.
7.6. Компоновка систем отвода теплоты конденсации
Вертикальные кожухотрубные конденсаторы, испарительные'
конденсаторы и конденсаторы воздушного охлаждения распола-
гают на открытых площадках вне здания машинного отделения.
Горизонтальные кожухотрубные конденсаторы размещают в ап-
паратных или в специальных помещениях вместе с маслоотде-
лителями, линейными ресиверами и водяными насосами. При
размещении испарительных конденсаторов на открытой площад-
ке расстояние их от соседнего здания должно быть не менее
2—3 м из-за уноса капель воды за пределы аппаратов и
повышенного уровня шума вентиляторов.
Как отмечали А. А. Гоголин и Н. М. Медникова, при несколь-
ких параллельно установленных испарительных конденсаторах
вокруг создается зона микроклимата с повышенной на 1—4 °C
температурой воздуха. В связи с этим необходимо располагать
испарительные конденсаторы в шахматном порядке параллельно
друг другу на расстоянии не менее 2 м друг от друга. Подобные
требования необходимо учитывать при размещении на открытой
площадке вентиляторных градирен.
Если несколько конденсаторов устанавливают параллельно и
подключают к одному линейному ресиверу, особенно возрастают
требования к правильному выполнению обвязки трубопроводами
этих аппаратов.
Рассмотрим некоторые варианты подключения конденсаторов
к ресиверам. В случае присоединения кожухотрубных конденса-
торов (горизонтальных и вертикальных) к общему нагнетатель-
ному трубопроводу и установки их на разных уровнях линейные
ресиверы необходимо смонтировать таким образом, чтобы обес-
печить свободный слив из всех конденсаторов. Для этого давле-
ния по пару в конденсаторах и ресивере уравнивают с помощью
общей для всех аппаратов уравнительной линии. Также имеется
общий жидкостный коллектор. Уклон жидкостного трубопровода
в сторону линейного ресивера 2 %.
При параллельной работе испарительного и кожухотрубного
конденсаторов испарительный конденсатор следует располагать
выше кожухотрубного,, так, чтобы высота его установки над
ресивером, а значит, и давление гидростатического столба жид-
кости, были не меньше гидравлического сопротивления аппарата
по хладагенту при полной тепловой производительности. Этих
условий можно достичь при разном открытии вентилей на паро-
вой линии.
20. Гидравлические сопротивления испарительных конденсаторов по хладагенту
Марка Номинальная теплота при производительности Qo. кВт Г идравлическое сопротивление по хладагенту при QKP, Па-105 Высота столба жидкого аммиака Н, соответствую- щая Р, М
ИК-125 400 0,3 4,8
ЭВ АКО-200 278 0,2 3,3
ЭВ АКО-400 490 0,2 3,3
Данные в табл. 20 величины гидравлических сопротивлений
испарительных конденсаторов при номинальной тепловой произ-
водительности и высоте жидкого аммиака, соответствующей этим
значениям, приведены А. А. Гоголиным и Н. М. Медниковой.
При соединении испарительных и воздушных конденсаторов и
линейного ресивёра важно правильно подключить уравнительную
линию. Традиционно уравнительная линия соединяет верхнюю
часть ресивера и трубопрцвод входа пара в конденсатор для то-
го, чтобы пар из ресивера (в случае повышения там давления)
прошел в конденсатор. При проектировании этого узла надо
иметь в виду, что давление на выходе из конденсатора будет
ниже, чем на входе в него, ввиду гидравлического сопротивления
аппарата по хладагенту. Кроме того, на выходе из конденсатора
будет самая низкая температура хладагента. Таким образом,
пар из верхней части ресивера не поднимается в верхнюю
часть конденсатбра, имеющую более высокую температуру, а бу-
дет стремиться к месту выхода конденсата из конденсатора.
Поэтому ресивер должен быть так размещен, а сливной трубо-
провод от конденсатора к ресиверу так спроектирован, чтобы
был обеспечен свободный сток конденсата без заполнения
сливной трубы. Открытый сток между нижней частью конденса-
тора и верхом линейного ресивера обеспечивает отток пара из
ресивера в область наиболее низкой температуры в конденсаторе.
Трубопровод слива из конденсатора следует монтировать
наклонно, а не горизонтально (как это часто делают), при запол-
нении конденсатором не более половины, сечения трубы и скорос-
ти движения хладагента при данном ее диаметре, не превышаю-
щей 0,5 м/с.
7.7. Вспомогательное оборудование
Включение в схему вспомогательного оборудования (отдели-
теля жидкости, маслоотделителя, маслосборника, промежуточных
сосудов, линейного и дренажного ресиверов, насосов) улучшает
работу охлаждающей системы, повышает ее эффективность, бе-
зопасность и надежность в эксплуатации. Отделители жидкости
обеспечивают сухой ход компрессоров. Они отделяют капли жид-
кости от двухфазного потока хладагента на пути из приборов
охлаждения в компрессор. Их рассчитывают и подбирают по
допустимой скорости в патрубках отсоса или в живом сечении
аппарата. Капли осаждаются в результате изменения скорости
и направления движения потока. Отделители жидкости в безна
сосных системах создают циркуляцию хладагента, находящегося
в испарительной системе, что повышает эффективность работы
охлаждающих приборов, частично предотвращает влажный ход,
а следовательно, гидравлические удары в компрессорах.
Маслоотделители работают, как и отделители жидкости.
Известны экспериментальные установки для отделения масла,
основанные на применении добавки магнитных жидкостей'в мас-
ле, смесь которых удерживается в магнитном поле отделителя
масла. Магнитное поле создается постоянным магнитом, кото-
рый устанавливают на обечайке аппарата.
Маслосборник подключают со стороны всасывания, и в него
пропускают масло из маслоотделителей и других аппаратов.
После отсоса паров хладагента из маслосборника масло уда-
ляют из системы.
Промежуточные сосуды используют в аммиачных холодиль-
ных установках двухступенчатого сжатия для полного промежу-
точного охлаждения паров хладагента, поступающих из компрес-
соров низкой ступени, и для переохлаждения жидкого хладаген-
та перед регулирующим вентилем, в змеевике аппарата.
Пары хладагента охлаждаются в результате барботирования
аммиака через слой жидкости и одновременного впрыска жид-
кого хладагента в нагнетательный трубопровод компрессора
низкого давления.
Отечественная промышленность выпускает промежуточные
Сосуды только со змеевиком ПС3. Для уменьшения образования
пены (парожидкостной эмульсии) в промежуточном сосуде на
линии подачи хладагента из компрессора низкого давления уста-
навливают решетчатые тарелки.
На крупных объектах, когда 10—20 агрегатов двухступен-
чатого сжатия работают на две температуры кипения, компрес-
соры можно включать по компаунд-схеме. При этом компрессоры
низкого давления подключают к компрессорам высокого давле-
ния через один (или два) промежуточных сосуда. Последние
являются и циркуляционными ресиверами для промежуточной
температуры кипения. Такой способ подключения компрессоров
через промежуточный сосуд — циркуляционный ресивер — зна-
чительно упрощает схему компрессорного цеха, удешевляет
стоимость монтажных, капитальных затрат, облегчает автомати-
зацию работы компрессорных цехов. Промежуточные сосуды
подбирают по допустимой скорости >в живом сечении аппарата.
К недостаткам следует отнести работу компрессоров при проме-
жуточном давлении, отличном от оптимального.
Ресиверы в системе холодильной установки применяют для
сбора жидкого .хладагента. Они могут быь линейными, дренаж-
ными и дренажно-циркуляционными. Линейные ресиверы РВ
устанавливают, чтобы предотвратить затопление теплообменной
поверхности конденсаторов жидким хладагентом и обеспечить
равномерную подачу его к регулирующей станции. Дренажные
ресиверы РД в основном предназначены для слива жидкого
хладагента при оттаивании приборов охлаждения.
В насосно-циркуляционных системах с непосредственным
кипением хладагента применяют дренажно-циркуляционные ре-
сиверы РДВ. Данный сосуд служит для сбора определенной
массы жидкого хладагента, которая должна обеспечить нормаль-
ную работу центробежного насоса и охлаждающих приборов.
Верхнюю часть ресивера используют для отделения частиц жид-
кости от парожидкостной смеси, возвращающейся из системы.
Ресиверы выпускают различной вместимости.
Для улучшения работы насосов и системы охлаждения ре-
комендуется подключать к люку в нижней части ресивера РДВ
дополнительную емкость, сделанную из трубопровода диаметром
250 мм, высотой до 1,5 м для обеспечения напора на всасываю-
щей линии насосов.
Расчет и подбор ресиверов заключаются в определении необ-
ходимой для данной системы вместимости сосуда, которая
зависит от способа подачи жидкого хладагента в систему охлаж-
дения.
Расчет и подбор вертикальных циркуляционных ресиверов
рекомендуется производить rto следующей методике.
Определяют диаметр циркуляционного ресивера
Драсч — д/4М/лцур, (216)
Где Мп — массовый расход пара хладагента, проходящего через ресивер, при
самой большой плотности теплового потока, кг/с; w — допускаемая скорость
движения паров хладагента в сечении ресивера, м/с (от = 0,5 м/с); р — плотность
парообразного хладагента, кг/см3.
По расчетному значению диаметра подбирают циркуляцион-
ный ресивер. Если £>расч больше, чем указанный в градации, то
подбирают несколько ресиверов, обеспечивающих необходимую
расчетную площадь сечения сосуда.
Вместимость циркуляционного ресивера должна удовлетво-
рять равенству
Ец.р—l,25(Vi-f-V2 +Ез+V4), (217)
где V/ — объем жидкости, обеспечивающий устойчивую работу насоса, м3; Vs—
объем жидкого хладагента, поступающего в циркуляционный ресивер из прибора
охлаждения, м3; Us — объем жидкости, находящейся в сливных трубопроводах,
м3; Vt — объем паров хладагента, образующихся при вскипании жидкости в ре-
сивере, при нарушениях термодинамического равновесия между жидкой и парооб-
разной фазами, м3; обычно это наблюдается при быстром снижении давления
в ресивере при подключении компрессоров или резком уменьшении тепловой
нагрузки.
У1 = HlFf,
здесь Hi — столб жидкости в ресивере, выбранный из условия предотвращения
«воронки» в ресивере при заборе жидкости насосом; Гр —. площадь сечения
ресивера.
При выборе Hi необходимо соблюдать условие
h = H — Hi,
где h — высота всасывания насоса, м; Н — расстояние от нижней образующей
ресивера до оси насоса, м
Для применяемых на практике ресиверов Н\ обычно прини-
мают равным 1,17 м для ресивера 1,5 РДВ (а) и 1,46 м—для
5РДВ. Для уменьшения объема жидкого хладагента, связанного
с Hi, к фланцам люка в нижней части ресивера необходимо
приварить трубу диаметром от 150 до 250 мм, высотой Н\.
Для систем с верхней подачей
Упр.охл,
где ЕУпр.охл — объем жидкого хладагента в приборах охлаждения при их ра-
бочем заполнении.
Для систем с нижней подачей
V2 — 2 Упр.охлЛт|,
где Аг; — разность коэффициента заполнения приборов охлаждения при измене-
нии нагрузки (Дг) = 0,26—0,27).
V? = H%FV;
Уз = 0,072 Упрохл; Уз = ДзТР;
У4= фвскт/(гр); У4=//4Рр,
где Qbck — количество теплоты, которое высвобождается в объеме жидкости
(V) + Vs-f- 1/3) при быстром снижении давления, кВт; г — теплота парообразова-
ния, Дж/кг; р — плотность парообразного хладагента, кг/м3; т — время подъе-
ма пузырька пара в жидкости, с.
Время подъема пузырька зависит от скорости его подъема,
последняя установлена опытным путем и составляет 0,28—0,3 м/с:
т = Hi + Н2 + Нг/w„;
Свск^(Г1 + У2+Уз)рС-^-,
где С — теплоемкость жидкого хладагента, кДж/кг-°C; ---скорость измене-
ния температуры; °С-с-1 (по данным Г. Лорентцена, -^-=0,05 °С-с“').
ат
Для приближенного подсчета вместимости циркуляционных
ресиверов можно пользоваться зависимостями:
для систем с нижней подачей
Уц.р 0,7Уисп;
для систем с верхней подачей
Уц.р l.OKc,
где Ксп — вместимость испарительной системы, м3.
Для того чтобы избежать вскипания жидкости во всасываю-
щем трубопроводе, необходимо обеспечить соответствующий под-
пор И на всасывании насоса, равный высоте столба от уровня
жидкости в ресивере до оси насоса.
Для насосов. ЦНГ завод-изготовитель требует обеспечить кави-
тационный запас (без учета сопротивлений всасывающего трубо-
провода). Насосы для хладагента и хладоносителей применяют в
насосно-циркуляционных системах (табл. 21).
21. Техническая характеристика аммиачных насосов
Показатель ЦНГ-70М-1 ЦНГ-70М-3 ЦНГ-70М-3 ЦНГ-68
Производительность, м3/с 0,22-10~2 0,22- 10“2 0,22 -ИГ2 0,22-10“2
Напор*, м(кПа) 18(1240) 35 (2420) 53 (3657) 44 (3036)
Кавитационный запас*, м (кПа) 2,5(172) 2,5(172) 2,5(172) 3,5(241)
Мощность электродвигате- ля, кВт 2,8 2,8 2,8 2,8
Частота вращения, с-1 48,3 48,3 48,3 48,3
Масса насоса, кг 180 195 210 170
* Указанные величины приведены для жидкого аммиака при to ——40 °C.
Насос ЦНГ-70М имеет три модификации. В зависимости от
колйчества ступеней в насосе к основному обозначению добав-
ляется цифра, обозначающая количество ступеней (например,
ЦНГ-70М-1, т. е. одноступенчатый насос). Циркуляция воды и
рассола осуществляется обычными водяными консольными на-
сосами.
Подбор центробежных насосов, перекачивающих жидкий
хладагент в состоянии насыщения, сводится к определению необ-
ходимого подпора жидкости на всасывании с тем, чтобы она не
вскипала в результате падения давления на входе в рабочее
колесо насоса.
Высота подпора жидкости
Ps > (Рн—Ро)/р —2Ptp+(wb2cP/2), (218)
где (Ри — Ро)— разрежение при входе в рабочее колесо, кПа; Ро— давление
кипения, Па; Рн — давление насыщения у всасывающего патрубка насоса,
Па; ХРТр — потеря напора во всасывающей трубе, м; от'вс/2 — динамический
напор на входе в рабочее колесо, кПа.
Скорость на всасывании не должна превышать 0,5—0,8 м/с.
Парообразования можно избежать, если давление на всасывании
больше давления насыщения при данной температуре.
Если давление Ри близко к Pt, то при падении давления мо-
жет наступить явление так называемой кавитации, связанное
часто с разрушением материала рабочего колеса или срывом ра-
боты насоса в связи с парообразованием в потоке жидкости
во всасывающей полости насоса. Поэтому необходимо создавать
искусственное переохлаждение жидкости перед всасывающим ко-
лесом насоса.
Разрежение в насосе не должно превышать известного пре-,
дела, обеспечивающего отсутствие кавитации:
Ptt-P0=Ps + a^pg, (219)
где о — коэффициент кавитации.
Коэффициент кавитации можно приближенно определить по
формуле
о= 12,8-10“3n4/3Q2/3W,
где п — частота вращения насоса, с_|; Q — производительность насоса, м3/с.
При движении жидкости в трубах затрачивается энергия на
трение ее по длине потока и преодоление различных местных
сопротивлений. Потерю также можно выразить в метрах столба
жидкости.
При подключении насосов к ресиверу соединительные трубо-
проводы должны иметь как можно меньше поворотов, вентилей
и абсолютно недопустима установка фильтров и другой вспомо-
гательной арматуры, так как все это увеличивает сопротивление
всасывающих магистралей.
Для расчету гидродинамических потерь в нагнетательных и
раздающих трубопроводах применяют обычную методику, извест-
ную из курса гидравлики.
Полный напор, который должен развивать насос, можно оп-
ределить из уравнения Бернулли:
Р= Hpg—(h-]-hrV)pg-]-(Pi — Ро)Ч~^2р/2, (220)
где /7 — полный напор насоса, м; h — геодезическая высота подъема жидкости,
м; /гТр — потеря напора за счет работы внутренних и внешних сил трения, м,
(Pi — Рв) — пьезометрическая высота, отвечающая разности гидродинамических
давлений в точках измерения давлений Pi и Ро, кПа; h + (Pi — Ро) — потенциаль-
'Ный напор; ш2р/2 — динамический напор.
Конструкции теплообменников отличаются большим разнооб-
разием, однако во всех случаях всасываемый пар и жидкий
фреон движутся противотоком.
В самых малых холодильных установках теплообменник пред-
ставляет собой капиллярную трубку, припаянную к всасываю-
щему трубопроводу, либо жидкостный змеевик, навитый снаружи
на него. Для повышения коэффициента теплопередачи обе труб-
ки теплообменника заливают снаружи алюминиевым сплавом, а
всасывающий трубопровод иногда выполняют с внутренним ореб-
рением.
Широкое распространение в малых установках получили теп-
лообменники типа «труба в трубе», в которых жидкий фреон
проходит в межтрубном пространстве. Это позволяет уменьшить
подогрев пара за счет наружного воздуха, выпадение влаги на
наружной поверхности теплообменника и гидравлическое сопро-
тивление паровой зоны.
Теплообменник крупных установок обычно выполняют в виде
стального цилиндрического сосуда, внутри которого концентри-
чески расположены змеевики из медных оребренных трубок.
Концы змеевиков впаяны в коллекторы, имеющие наружные
выводы. По змеевикам движется жидкий фреон, а в межтрубном
пространстве — пар. Для повышения коэффициента теплоотдачи
со стороны пара змеевики навивают на специальные вытесните-
ли, которые уменьшают проходное отверстие для паров. Приме-
няют также пластинчатые и кожухотрубные теплообменники.
При проектировании фреоновых установок теплопередающая
поверхность теплообменника должна быть рассчитана на макси-
мальную тепловую нагрузку, которую определяют как произведе-
ние расхода жидкого фреона через аппарат на разность энталь-
пий маслофреоновой смеси при температурах до и после теплооб-
менника.
Контрольные вопросы и задания
1. Каковы технические средства для холодильной обработки мяса в полуту-
шах? Каковы недостатки холодильной технологии обработки мяса в полутушах?
2. Сравните различные системы воздухораспределения в камерах холодиль-
ной обработки мяса?
3. В чем состоят преимущества поточного метода холодильной обработки
по сравнению с цикличной?
4. Почему пристенные оребрённые батареи выполняют однорядными с огра-
ниченным количеством труб по высоте?
5. Каковы • конструктивные особенности панельной системы охлаждения?
6. Как распределяется воздух в камерах фруктохранилищ?
7. Исходя из чего выбирают число насадок на воздуховоде?
Раздел II
ПРИМЕНЕНИЕ ХОЛОДА „
В РАЗЛИЧНЫХ ОТРАСЛЯХ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
8. ХОЛОДИЛЬНИКИ
8.1. Классификация холодильников
Холодильная цепь слагается из звеньев, сочетание которых
может быть различным в зависимости от вида сырья. Отдельные
звенья цепи следующие: холодильные установки для обработки
продукта й хранения на производящем его предприятии или
плантации; холодильный транспорт для местных и дальних пере-
возок; холодильники различного назначения, включая торговое
холодильное оборудование и бытовые холодильники.
Под классификацией понимают систематизацию основных
признаков рассматриваемых сооружений, оборудования или ох-
лаждающих систем, наиболее полно характеризующую тип и
конструкцию, условия тепло- и массопереноса, способы загрузки
сырья, подачи хладагента и др.
Холодильник—это промышленное предприятие (или его
цех), в помещениях которого с помощью холодильной установки
поддерживают определенные режимы, необходимые для обработ-
ки и хранения скоропортящихся продуктов. Холодильник состоит
из технологического здания и компрессорного цеха с аппаратным
отделением.
Холодильники классифицируют в зависимости от назначения,
вида хранимых продуктов, вместимости и этажности. В зависи-
мости от назначения холодильники разделяют на заготовитель-
ные, производственные, транспортно-экспедиционные, распреде-
лительные, перевалочные, торговые и бытовые. Кроме того, хо-
лодильники подразделяют на стационарные и транспортные.
Рефрижераторный транспорт делится на железнодорожный,
морской, речной и автомобильный.
Заготовительные холодильники предназначены для заготовки
продукции в сельской местности либо непосредственно на план-
тациях. Они имеют холодильные установки большой мощности.
Вместимость камер хранения в таких холодильниках меньше
вместимости камер охлаждения. К заготовительным холодильни-
кам относят и станции предварительного охлаждения, преиму-
щественно передвижные.
Производственные холодильники являются частью пищевых
предприятий: мясо- и птицекомбинатов, молочных и консервных
комбинатов. Почти вся вырабатываемая продукция подвергается
холодильной обработке, поэтому производственные холодильники
оборудуют мощными устройствами для охлаждения и заморажи-
вания.
Транспортно-экспедиционные холодильники обеспечивают
грузовые операции на железнодорожных, водных и воздушных
линиях.
Распределительные (многоцелевые, базисные) холодильники
прёдда1шш^1Г'1уиГ'"р^^ городов и про-‘
мышленных центров сезонными, продуктами питания в течение
всего года, а также для создания резервного'запаса продуктов.
Эти холодильники характеризуются большой вместимостью ка-
мер хранения и малой производительностью устройств для ох-
лаждения и замораживания. В том случае, если на распредели-
тельных холодильниках есть производственные цехи (фасование
масла, производство мороженого, твердой углекислоты, полуфаб-
рикатов, кулинарные), такие предприятия называют хладоком-
бинатами.
Перевалочные холодильники предназначены для временного
хранения продуктов при передаче их с одного звена холодиль- =
ной цепи на другое. Для этих холодильников характерен боль-
шой фронт грузовых работ.
Для осуществления внешних грузовых операций с двух про-
дольных сторон холодильника устраивают специальные грузо-
вые платформы для автомобильного и железнодорожного тран-
спорта.
Торговое холодильное оборудование используют для кратко-
временного хранения продуктов в торговой сети, ресторанах,
столовых. Эти холодильники малой вместимости. В одной камере
допускается хранить продукты нескольких различных видов.
Бытовые холодильники служат для кратковременного хране-
ния продуктов в домашних условиях и для производства неболь-
шого количества льда. Они являются последним звеном непре-
рывной холодильной цепи.
Приведенная классификация холодильников носит условный
характер. В зависимости от ассортимента хранимых грузов
различают универсальные и специализированные холодильники.
В универсальных холодильниках хранят смешанные грузы
(мясо, рыба, фрукты, консервы и др.), в специализированных —
однотипные.
В зависимости от вместимости холодильники условно класси-
фицируют на крупные, средние и мелкие. Крупные холодильники
имеют вместимость свыше 3000 т (к ним относят универсальные,
распределительные, специализированные холодильники). Вмести-
мость средних холодильников составляет от 1000 до 3000 т (они
могут быть универсальными или специализированными). Вмес-
тимость мелких холодильников не превышает 1000 т.
По конструкции холодильники относят к промышленным зда-
ниям. Характерной особенностью их является то, что в камерах
поддерживают низкие температуры при высокой относительной
влажности воздуха. Изменение температуры и относительной
влажности воздуха вызывает постепенное ослабление структуры
строительных и изоляционных материалов.
Материалы для конструкций холодильников выбирают с уче
том капитальности здания. Капитальность здания холодильников
разделяют на четыре класса, к I классу относят здания со сро-
ком службы свыше 100 лет, ко II классу — от 50 до 100, к
III классу — от ‘2.5 до 50,- к IV классу — от 5 до 25 лет.
Класс капитальности принимают в зависимости от вмести-
мости холодильника. Холодильники вместимостью от 7001 т и
более относятся ко II классу, от 250 до 7000 т — к III, до 250 т —
к IV классу. При капитальности зданий холодильников, соответ-
ствующей II и III классам, каркасные конструкции выполняют
железобетонными.
В зависимости от этажности различают одноэтажные и мно-
гоэтажные холодильники.
Для плодоовощной и молочной промышленности, розничной
торговли холодильники строятся одноэтажными, для мясной про-
мышленности и крупных оптовых торговых и распределительных
чаще применяют многоэтажные планировки,/Строгого распреде-
ления этажности по отраслям 1 ? существует. Этажность опреде
ляют, исходя из стоимости земельного участка и технико-эконо-
мических расчетов
Одноэтажные холодильники. Типовые конструкции здания од-
ноэтажных холодильников (рис. 66) состоят из железобетонных
колонн и балок или металлических ферм, по которым уклады-
вают настил.
В холодильниках нагрузки передаются на каркас, а ограж-
дающие конструкции (стены) являются самонесущими (рис. 67).
Железобетонный каркас в одноэтажных холодильниках воспри-
нимает в основном все нагрузки от покрытия. В отличие от про-
мышленных зданий нагрузка на 1 м2. покрытия более высокая
вследствие использования подвесного оборудования и теплоизо-
ляции и достигает 2000 кг/м2.
Одноэтажный холодильник в сравнении с многоэтажным при
одной и той же толщине изоляции характеризуется повышенным
расходом холода (в среднем на 30 %) и приблизительно на
столько же увеличенной потерей продуктов от усушки. Поэтому
Рис. 66. Одноэтажный холодильник (сетка колонн 6Х 12 м):
а — план расположения колонн; б — конструктивная схема укладки балок с пролетом
12 м и плит покрытия при шаге 6 м; /, 2, 3, 4, 5, 6 — охлаждаемые помещения холодиль-
ника; 7— платформы; 8 — коридор; 9 — машинное отделение и другие вспомогательные
помещения; 10 — колонны; 11 — самонесущие стены; 12 — балки; 13 — настил покры-
тия; 14 — теплоизоляция
одноэтажные холодильники строят с усиленной изоляцией и ис-
пользуют в основном для хранения упакованных пищевых про-
дуктов. Если на этих холодильниках не применяют специаль-
ных устройств для «перехвата» внешних теплопритоков, то их ча-
ще всего используют как специализированные.
В одноэтажных холодильниках нагрузка на пол может дости-
гать 4000 кг/м2, пролеты между колоннами могут быть большими
(до 30 м), что позволяет применять большегрузные тяжеловес-
ные штабелеукладчики и электропогрузчики (стоимость грузовых
операций при этом сокращается на 30—40 %). Высота холодиль-
ника может быть увеличена до 10—20 м. Холодильник высотой
более 14 м называют высотным.
Высотный холодильник может служить как механизирован-
ный склад. Обычно холодильник состоит из одной или двух камер
высотой 20,1 м. Несущими конструкциями высотного холодиль-
ника являются металлические стеллажи, опирающиеся на мо-
нолитную фундаментную железобетонную плиту. Наружные сте-
ны, перегородки между камерами выполняют из трехслойных
панелей типа «сандвич». Обшивка панелей — металлические
оцинкованные листы, в качестве изоляции используют пенополиу-
ретан толщиной 150 мм. Кровлю холодильника выполняют из
профилированного металлического настила со слоем пенопо-
лиуретана, рулонным ковром и защитным слоем из гравия.
Рис. 67. Наружные и внутренние стены холодильников:
а — наружная самонесущая кирпичная стена одноэтажного холодильника: 1 — колонна
каркаса; 2 —/железобетонный пояс; 3 — анкер крепления стены к колонне; 4 — кирпич-
ная стена; 5 — теплоизоляция; 6 — сборная железобетонная балка; б — внутренняя
стена одноэтажного холодильника, отделяющая коридор от камер: / — колонна каркаса;
2 — теплоизоляция; 3 — кирпичная стена; 4 — сборная железобетонная балка;
5 — железобетонное междуэтажное перекрытие коридора; в — наружная самонесущая
кирпичная стена многоэтажного холодильника: / — анкер; 2 — противопожарный
пояс, 3 — железобетонный каркас холодильника, 4 — железобетонный пояс для
крепления к каркасу; 5 — кирпичная стена; 6 — теплоизоляция; а — наружная само-
несущая стена из сборных железобетонных панелей: 1 — анкер для крепления пане-
лей; 2 — противопожарный пояс; 3 — железобетонный каркас; 4 — теплоизоляция;
5 — железобетонная сборная вертикальная панель; д — внутренняя кирпичная стена со
стороны вестибюля:'/ — кирпичная стенка; 2 — теплоизоляция; 3 — междуэтажное
перекрытие вестибюля >-
Холодильник предназначен для хранения упакованной и неупако-
ванной продукции. ,Система охлаждения камер — воздушная с
расположением воздухоохладителей на технологическом этаже
над камерами. Холодильник оборудуется высотными стеллажами,
которые обслуживаются автоматическими стеллажными крана-
ми — штабелерами.
В низкой части корпуса холодильника размещаются экспе-
диция, машинное отделение, помещение для автоматизированных
систем управления.
Закладка груза в холодильник осуществляется пакетами
массой 600 кг, сформированными на поддоне размером в плане
800X 1200 м. Загруженные поддоны электропогрузчиками достав-
ляются в кладовую или экспедицию, где принимают груз и
оформляют документы.
Полученную информацию для каждой партии груза обраба-
тывают. Обработка производится с помощью автоматизирован-
ной системы управления технологическим процессом на основе
ЭВМ. Груз в пакетах транспортируется по заданному адресу на
одну из автоматических транспортных систем, которая, проходя
через тамбур-шлюз, перемещает пакет в холодильную камеру и
передает его на захват автоматического стеллажного крана-
штабелера, который укладывает пакет в свободную ячейку стел-
лажа согласно заданному адресу.
Выдаются грузы обратным ходом.
Многоэтажные холодильники. Обычно многоэтажные холо-
дильники имеют четыре — пять этажей. Увеличивать этажность
нецелесообразно из-за дороговизны вертикального перемещения
грузов, усложнения фундаментов и др.
Здание многоэтажного холодильника обычно выполняют в ви-
де каркасной конструкции (рис. 68) при сетке колонн 6X6 м.
Стены самонесущие (см. рис. 67), сложенные из полнотелого
кирпича с применением теплоизоляционного слоя или специаль-
ных сборных стеновых панелей. Наружные стены крепят к карка-
су. Несущий каркас холодильника состоит из сборных железобе-
тонных вертикальных стоек (колонн), сборных капителей и желе-
зобетонных (гладких надколонных) плит, укладываемых взаимно
перпендикулярно по рядам колонн (см. рис. 67).
Особенностью многоэтажных зданий холодильников является
наличие в их контуре по обеим продольным сторонам встроен-
ных, с самостоятельными стенами, вестибюльных групп, в кото-
рых располагают лифтовые шахты, лестницы и другие вспомога-
тельные помещения. В тех случаях, когда в холодильнике пре-
дусматривают подвальный этаж, конструкцию каркаса оставляют
почти неизменной.
При выборе этажности холодильника следует учитывать его
назначение, размер строительной площадки, структуру грунта и
Рис. 68. Многоэтажный холодильник с железобетонным безбалочным каркасом
(план типовых верхних этажей):
1 — колонны с капителями; 2 — плиты перекрытий, 3 — стены кирпичные,
самонесущие
др. Так, при многоэтажном варианте значительно сокращается
площадь застройки. При этом можно разместить камеры с нуле-
выми или положительными температурами на первом этаже или
в подвальном помещении и предотвратить промерзание и после-
дующее вспучивание грунта под полом холодильника. В одно-
этажном холодильнике без подвалов решить такую задачу гораз-
до сложнее.
8.2. Классификация камер холодильников
Камеры холодильников разделяют по технологическому приз-
наку на камеры холодильной обработки и камеры холодильного
хранения пищевых продуктов. Совокупность отличительных приз-
наков выделяет в каждой группе соответствующую конструк-
цию камеры, обеспечивающую принятую технологическую схему
обработки пищевых продуктов. В основу классификации камер
холодильников положены следующие признаки: тип камеры,
способ загрузки, вид воздухораспределения, способ холодильной
обработки (технология), способ отвода теплоты от продукта или
камеры.
Для камер холодильной обработки тип камеры отражает ее
конструкцию, которую выбцрают в, зависимости от технологи-
ческой схемы обработки и степени механизации грузовых опера-
ций. По этому признаку камеры могут быть зального или тун-
нельного типа.
Камеры зального типа предназначены для охлаждения или
замораживания мяса с цикличной нагрузкой. В этом случае
камеры полностью загружают мясом, после чего начинается
холодильная обработка. Исключение составляют механизирован-
ные контейнеры-камеры, работающие по фронтальному ме-
тоду.
Камеры зального типа представляют собой помещения, обо-
рудованные подвесными путями и имеющие вместимость по заг-
рузке от 5 до 25 т. Характерным для таких камер является
то, что их вместимость выбирают в зависимости от времени заг-
рузки и разгрузки.
Особенно важно выбрать вместимость камер с цикличной
загрузкой, так как в длительность цикла входит время транс-
портных операций, в течение которых холодильные системы
не работают либо работают малоэффективно, что приводит к
повышению температуры в начале холодильной обработки про-
дуктов и вызывает удлинение времени холодильной обработки и
увеличение потерь от усушки. Время холодильной обработки в
камерах такого типа даже при интенсивных способах отвода
теплоты остается значительным. Цикл охлаждения осущест-
вляется за 24 ч, цикл замораживания —,за 36 ч.
Камеры туннельного типа более прогрессивны, так как обес-
печивают непрерывную холодильную обработку. В туннеле,
имеющем меньшую площадь поперечного сечения, чем камеры
зального типа, при одинаковых расходах воздуха достигаются
большая скорость его движения и, следовательно, больший коэф-
фициент теплоотдачи.'
В туннеле появляется дополнительная радиационная состав-
ляющая теплообмена (20—30 % фобш) за счет отвода теплоты
от продукта холодными ограждающими конструкциями, что спо-
собствует уменьшению усушки пищевых продуктов.
Способ загрузки — важная характеристика камер. Механиза-
ция грузовых операций не только устраняет ручной труд, но и
позволяет совместить загрузку камер продуктами с их холодиль-
ной обработкой. Термическая обработка осуществляется сразу
при низких температурах, что значительно сокращает время ох-
лаждения или замораживания, а также уменьшает усушку пи-
щевых продуктов.
Воздухораспределение в камерах может быть организован-
ным с помощью специальных устройств (каналы с насадкой или
перфорации в ложных стенах или потолке) или неорганизо-
ванным естественная конвекция. Наиболее эффективным счи-
тается организованное воздухораспределение, обеспечивающее
скорость движения воздуха 2,5—3 м/с у бедренной части полу-
туши. Для камер хранения эта система обеспечивает перехват
внешних теплопритоков воздухом на пути его движения от про-
дукта к охлаждающим приборам.
При многостадийной холодильной обработке (предохлажде-
ние, предзамораживание) или охлаждении температуру и влаж-
ность регулируют в две стадии.
В камерах холодильной обработки можно предусматривать
устройства для увлажнения воздуха, особенно в процессе замо-
раживания,. когда температура поверхности становится ниже
—12 °C. В этом случае влага из воздуха адсорбируется поверх-
ностным слоем мяса, имеющим капиллярную структуру. Адсор-
бированная влага закрывает образующиеся поры и предотвра-
щает дальнейшую потерю влаги мясом. В этом случае под воз-
действием теплоты, отводимой от мяса, сублимируется адсорби-
рованная влага, что уменьшает усушку за цикл холодильной
обработки.
В камерах холодильного хранения мороженых грузов вмещ
тимостьЮ- '5Ш'т^и~ббЭТее" температуру воздуха необходимо осу-
ществить регулированием по зонам, а увлажнять его за счет сме-
шивания воздуха после воздухоохладителя с пересыщенным вла-
гой воздухом, подготовленным в специальной установке.
Приведенная классификация камер холодильников позволяет
выбрать конкретное сочетание признаков, характеризующих ка-
меру и обеспечивающих заданную холодильную технологию. По
ней можно также установить необходимый объем и последо-
вательность расчетов проектируемой камеры.
8.3. Характеристика камер холодильников
Камеры хранения охлажденных продуктов. В этих камерах
поддерживают температуру воздуха от 0 до —1,5 °C. В них чаще
всего используют систему непосредственного охлаждения, преи-
мущественно с сухими воздухоохладителями.
Мясо и мясопродукты хранят в камерах в подвешенном сос-
тоянии (на крючьях-каретках, на подвесных путях) либо фасо-
ванными (на поддонах, в контейнерах).’ Некоторые продукты
(рыбу, сыры) раскладывают на стеллажах. Так же хранят и пе-
реохлажденное (подмороженное на глубину до 15 мм) мясо. Для
камер хранения охлажденного мяса норму нагрузки принимают
такой же, как и для камер охлаждения и замораживания
(2&0 кг на 1 м2 пола камеры, если мясо хранят в подвешенном
состоянии, и до 400 кг/м3, если мясо фасованное). Норма
загрузки для свежих плодов и овощей составляет 0,34 т/м3, для
яиц — 0,32 т/м3.
Камеры хранения мороженых продуктов. Оборудованы при-
стенными и потолочными батареями непосредственного охлаж-
дения или воздухоохладителями со специальным воздухораспре-
делением, поддерживающими температуру воздуха в камере
от —18 до —30 °C. Удельная загрузка камер 350—600 кг/м3.
Универсальные камеры хранения. Камеры предназначены для
хранения охлаждённых или замороженных продуктов. В них под-
держивают температуру воздуха от 0 до —18 °C и относитель-
ную влажность от 85 до 95 %. Камеры оборудованы пристенными
и потолочными батареями, а также воздухоохладителями не-
посредственного охлаждения. Поступающие продукты охлажда-
ются от 5 до 0 °C при температуре воздуха, равной 0 °C, и хра-
нятся в охлажденном виде. Замороженные грузы хранят при
tK =—18 °C. В новых холодильниках до 20 % общей вместимости
относится к универсальным камерам.
Туннели и камеры предварительного охлаждения и замора-
живания. Такие камеры предназначены для интенсивного охлаж-
дения и замораживания мяса в потоке воздуха на конвейере при
движении мяса из цеха убоя скота и разделки туш на холодиль-
ник. Предварительно мясо охлаждают при температуре воздуха
до —20 °C и скорости его движения до 5 м/с. Продолжитель-
ность обработки полутуш при охлаждении 15—20 мин. Возмож-
ны и другие режимы.
Такие камеры используют и для предварительного охлажде-
ния фруктов. В этом случае в камерах поддерживают темпера-
туру воздуха —2 °C при скорости движения 2—3 м/с. Каме-
ры, или специальные станции предварительного охлаждения,
состоят из легко и быстро монтируемых теплоизолирующих
укрытий на подготовленной площадке (пневмокаркасных, пнев-
моопорных или многослойных, собранных из панелей сооруже-
ний) .
Камеры охлаждения. Предназначены для быстрого охлаждё-
ния мяса в полутушах или четвертинах либо других продуктов.
Их оборудуют воздухоохладителями и специальными системами
воздухораспределения. Режимы охлаждения зависят от принято-
го способа охлаждения.
Камеры замораживания и морозильные аппараты. В этих
камерах (морозильных аппаратах) мясо замораживают после
его охлаждения или непосредственно в парном состоянии. Тем-
пература воздуха достигает —35 °C. Продолжительность замора-
живания зависит от вида и толщины продукта, скорости движе-
ния и температуры охлаждающей среды. Камеры работают цик-
лично при периодической загрузке и выгрузке и непрерывно.
В последнем случае их оборудуют специальными конвейерами.
В камерах мясо в полутушах замораживается за 16—36 ч, в
морозильных аппаратах — за 12 ч. Мясо в камерах размещают
на подвесных путях, а в аппаратах — на специальных противнях
или в блок-формах.
Камеры домораживания продуктов. Предназначены для ин-
тенсивного домораживания продуктов, поступающих на распре-
делительные холодильники, так как домораживание в камерах
хранения вызывает усушку хранимого груза. Температура воз-
духа в этих камерах достигает —35 °C.
Разгрузочная и накопительная камеры. При поточном замора-
живании эти камеры работают при температуре воздуха —35 °C
и выполняют функцию камер предварительного замораживания
мяса. За 4 ч мясо подмораживается на глубину до 40 мм. Это
сокращает время холодильной обработки, уменьшает усушку и
интенсифицирует теплообмен в воздухоохладителях из-за умень-
шения слоя инея, осаждаемого на ребристой поверхности за
цикл.
При периодической работе камеры при морозилке служат как
погрузочные (накопители) и разгрузочные. Температуру воздуха
в них поддерживают равной —18 °C, относительную влажность
90—95 %.
Камера хранения дефектных грузов. Камера является резерв-
ной на случай поступления на холодильник нестандартных и
дефектных грузов. Температура воздуха —18 °C. Оборудуют
преимущественно пристенными батареями непосредственного
охлаждения.
Экспедиционные камеры. Предназначены для грузовых опера-
ций на холодильниках при температуре воздуха 0 или —18 °C.
Удельная нагрузка на пол камеры составляет 100—150 кг/м .
Такие камеры оборудуют потолочными и стеллажными батарея-
ми непосредственного охлаждения.
8.4. Тепло- и массообмен при холодильной обработке
и хранении продуктов
8.4.1. Условия хранения, охлаждения
и замораживания продуктов
По назначению холодильное хранение принципиально отли-
чается от холодильной обработки.
Цель холодильной обработки — изменение состояния про-
дукта по температуре как главному параметру холодильной
технологии. Это изменение сопровождается усушкой, биохими-
ческими и многими другими изменениями, тесно связанными с
температурой. При холодильной обработке от продукта отводится
теплота.
Задача холодильного хранения — замедлить изменения имен-
но тех процессов (усушка, окисление), которые ухудшают ка-
чество продуктов, а для этого наряду с другими факторами
требуется поддержание постоянной температуры продукта. Усуш-
ка пищевых продуктов сопровождается испарением воды или
сублимацией льда с их поверхности и пропорциональна коли-
честву теплоты, воспринимаемой или отдаваемой продуктом.
Количество влаги, усвоенной воздухом, зависит от егб темпера-
туры, относительной влажности и давления. С понижением тем-
пературы количество влаги, переносимой единицей массы возду-
ха, уменьшается. Это вытекает из анализа величины e„ = f(t)
при Р = const и <р= const (е — 6400 кДж/кг при температуре
0 °C, Р= 133,3 Па; <р=1; при температуре —30 °C е,=
= 30 000 кДж/кг).
Если считать, что e=Qc + r, где г — скрытая теплота испа-
рения (сублимации), то Qc показывает, сколько теплоты нужно
подвести к- воздуху для усвоения 1 кг массы влаги/ Например,
при 0 °C для усвоения воздухом 1 кг массы влаги нужно подвес-
ти е — г = 6400—2480 = 3920 кДж/кг теплоты, тогда как при
30 °C эта разность будет в 7 раз больше. По этой причине
и уменьшается усушка как при холодильной обработке, так и
хранении пищевых продуктов, если ее относят к одинаковому
количеству теплоты, отводимому в процессах холодильной обра-
ботки.
£_Если хранимый продукт не имеет внутренних источников теп-
лоты, то при его идеальной теплоизоляции можно было бы
обеспечить стабильный температурный режиму На практике аб-
солютной теплоизоляции продукта достичь трудно. Наблюдается
колебание температуры окружающей среды, продукт вступает
во взаимодействие с ней, что вызывает усушку продукта, окис-
ление, старение и др.
Поэтому в некоторых случаях при хранении ставят задачу
не просто торможения изменений, а направленного их регули-
рования, например при созревании мяса. При такой постановке
задачи выбирают технологию холодильной обработки, соответ-
ствующий режим хранения или специальной обработки, наибо-
лее благоприятный для развития нужных изменений продукта.
Хранение становится, в сущности, производственным процессом.
Любой из известных методов быстрого охлаждения или за-
мораживания не достигает, цели максимального сохранения ка-
чества, поэтому в современной технологии применяют новые про-
цессы обработки мяса, которые позволяют осуществить процессы
созревания до холодильной обработки, например электростиму-
лирование, в процессе .которого происходит искусственное сокра-
щение мышц.
Когда режимы холодильной обработки не влияют на качество
продукта, то температуру и скорость движения воздуха опреде-
ляют исходя из того, что продолжительность обработки и усушка
пищевых продуктов должны быть минимальными, а также на ос-
новании технико-экономических расчетов. Относительную влаж-
ность воздуха при выборе режимов охлаждения или заморажи-
вания не учитывают, так как она мало влияет на усушку продук-
тов.|_Р£4<имы холодильного хранения в обычных камерах хра-
нения охлажденных грузов характеризуются параметрами, ко-
торые должны обеспечить сохранение качества продуктов. К ним
относятся температура, относительная влажность воздуха и теп-
лопритоки к нему.^
Для специальных камер хранения эти характеристики допол-
няют параметрами, отражающими специфику обработки воздуха
(например, бактерицидная обработка, регулирование состава
газовой среды и др.). Температура хранения охлажденных гру-
зов обычно составляет от-2 до —2 °C. В процессе хранения при
таких температурах продолжают развиваться микрофлора и фер-
ментативные процессы. При этом совокупность протекания пос-
ледних достаточно большая, что в совокупности с развитием
микрофлоры ограничивает сроки хранения. Особенно быстро
развиваются микроорганизмы при повышенной влажности. Поэ-
тому многие неупакованные охлажденные продукты рекомендуют
хранить при ненасыщенности и подвижности воздуха, так как
наличие застойных зон с повышенной относительной влаж-
ностью считается недопустимым.
При хранении замороженных продуктов поддерживают зна-
чительно более низкую температуру, чем при хранении охлаж-
денных. При этом жизнедеятельность микрофлоры практически
прекращается, а ферментативные процессы в замороженном мя-
се сильно затормаживаются. Поэтому индивидуальные особен-
ности замороженных продуктов проявляются слабее, чем охлаж-
денных, а режимы их хранения более разнообразны. Для замо-
роженных продуктов намечается тенденция в применении раз-
личных химических стабилизаторов, замедляющих ферментатив-
ные процессы для удлинения сроков хранения, или герметичных
упаковок, изолирующих продукт от воздействия кислорода воз-
духа. Но даже и в этих условиях основным регулируемым пара-
метром остается температура продукта.
Температурный режим хранения выбирают в зависимости
от длительности сохранения продуктов^! В рекомендациях Меж-
дународного института холода температура —12 °C названа как
допустимая, а температура —18 °C и ниже — как рекомендуе-
мая. За последние десятилетия температура хранения снизилась
практически от —18 до —30 °C, что объясняется тем, что при
снижении температуры хранения лучше сохраняются вкусовые
качества продукта. Особенно важно понижение температуры хра-
нения для продуктов, содержащих глицериды непредельных жир-
ных кислот, подверженные окислению и гидролизу. В первую
очередь это относится к жирной рыбе, которую хранят при тем-
пературах до —35 °C.
В камерах с воздушным охлаждением теплопритоки, прони-
кающие через наружные ограждения, не перехватываются при-
борами охлаждения посредством лучистого теплообмена, что и
вызывает увеличение усушки. Поэтому в таких камерах часто
рекомендуют снижать температуру хранения до —30 °C. В этом
случае воздух в камере уменьшает перенос влаги от продукта
к приборам охлаждения. При этом усушка продуктов может
быть такой, как и при батарейном охлаждении. При температуре
хранения —184-20 °C затраты энергии на работу холодильной
машины значительно возрастают, что не всегда приемлемо, так
как увеличивается энергоемкость холодильников.
Хранение продуктов в камерах при батарейном охлаждении
с естественной конвекцией воздуха имеет недостатки. Относи-
тельная влажность воздуха .в камерах хранения мороженых
продуктов,, если нет специальных устройств, не регулируется
искусственно, а самопроизвольно устанавливается обычно на
уровне от 95 до 100 % в зависимости от условий, складывающих-
ся в камере, в результате взаимодействия процессов тепло-
и массообмена между продуктом и охлаждающими приборами.
Для каждой системы охлаждения при полностью загруженных
камерах хранения незатаренными грузами устанавливается толь-
ко ей свойственная и определенная относительная влажность.
Общие принципы подхода к выбору режимов хранения ох-
лажденных и замороженных продуктов, а также холодильных
сооружений и их охлаждающих систем, которые обеспечивают
уменьшение усушки продуктов, сформулировали Г. Б. Чижов и
С. Г. Чуклин, а позднее В. 3. Жадан.
Первым общим принципом, одинаковым для хранения охлаж-
денных и замороженных продуктов, следует считать устойчивое,
возможно более строгое постоянство и равномерность темпера-
туры воздуха. Наиболее полно этого можно добиться при исполь-
зовании—тейлоизоляции, достаточной по толщине, и эффектив-
ного автоматического регулирования температуры воздуха в ка-
мере, увлажнения воздуха в низкотемпературных камерах.
Второй общий принцип тесно связан с первым и заключает-
ся в сокращении внешних и внутренних теплопритоков в каме-
ры хранения. Внешний теплоприток обусловлен главным образом
теплопроводностью через наружные стены, перекрытия и полы,
конвекцией (около 60 %) и излучением (около 40 %). Величина
внешних теплопритоков непостоянна во времени и непосредствен-^
но зависит от температуры окружающего воздуха. Теплопритоки
можно сократить при использовании надежной теплоизоляции
ограждений камеры, специальных устройств теплоограждающей
конструкции (теплозащитной рубашки, динамической изоляции)
или конструкций охлаждающей системы, систем воздухораспре-
деления, обеспечивающих перехват внешних теплопритоков дви-
жущимся воздухом (на пути от продукта' к воздухоохладителю).
Внутренние теплопритоки обусловлены внесением теплого
груза, открыванием дверей,/работой электродвигателей, освеще-
нием и другими причинами' и по своей величине могут быть
соизмеримы с внешними. Они также вызывают усушку пищевых
продуктов, так как повышают теплопритоки к грузу, приводят к
росту равновесной температуры воздуха.
^Для низкотемпературных камер хранения с воздушным ох-
лаждением для уменьшения усушки рекомендуют значительно
понижать температуру воздуха, например до —30 °C. Однако к
этим мерам необходимо прибегать в тех случаях, когда невоз-
можно одновременно применить способы перехвата внешних теп-
лопритоков и увлажнение воздуха в камерах. Эти способы
необходимо рассматривать в комплексе и для конкретных усло-
вий работы камер. Их выбор осуществляют на основании техни-
ко-экономических расчетов с учетом усушки продуктов и расхода
электроэнергии.
Перёхват внешних теплопритоков воздухом на пути его дви-
жения от. продукта к воздухоохладителю в сочетании с увлаж-
нением воздуха уменьшает перенос массы влаги, вызываемый
тепловым потоком к грузу. Увлажнение воздуха не приводит
к значительному росту инея на охлаждаемой поверхности бата-
рей, так как разности парциальных давлений водяных паров в
воздухе камеры и у поверхности охлаждения незначительно изме-
няются при небольшом изменении <рк (от 92 до 100 %).
8.4.2. Равновесная температура воздуха в камерах
Расчеты процессов тепло- и массообмена сводятся к опре-
делению равновесных значений температуры tK и относительной
влажности воздуха <рк, а также величины потерь хранимых про-
дуктов от усушки. Под tK и <рк понимают равновесное состояние
этих параметров, которое устанавливается при равенстве источ-
ников и стоков теплоты и влаги в камере холодильника. Обычно
их считают по балансовым уравнениям теплоты и влаги, состав-
ленным для конкретно рассматриваемых случаев. При этом ого-
варивают, что всякое нарушение стационарности приводит к
соответствующим изменениям величин в уравнениях теплового и
влажностного баланса и к последующему установлению равно-
весия в новых условиях. Схема процессов тепло- и массопереда-
чи в камере хранения показана на рис. 69.
При постоянных температурах наружного воздуха и хлад-
агента, циркулирующего в батареях, при неизменных условиях
теплоотдачи со стороны воздуха и хладагента, а также при пос-
тоянных внутренних источниках теплоты в камере устанавливает-
ся постоянная «равновесная» температура. Равновесная темпе-
ратура наступает только в том случае, если на поверхности
батарей не выделяется иней. Для камер хранения с неупако-
ванными грузами это условие обычно не соблюдается, поэтому
расчетное значение tv оказывается заниженным в сравнении
с опытным значением. Воздух камеры непрерывно переносит вла-
гу от продукта к приборам охлаждения. По мере осаждения
инея условия теплообмена и влагообмена между воздухом
и батареей изменяются и приводят к непрерывному изменению
равновесной температуры камеры.
Внешние теплопритоки в камеру
Рис. 69. Принципиальная схема рас-
пределения тепловых потоков в камере
хранения:
1 — продукт; 2 — внутренняя поверх-
ность ограждений камеры; 3 — охлаж-
дающий прибор
Q» = K«FK(t„ — /к),
где Кн — коэффициент теплопередачи
наружного ограждения камеры; FK —
площадь наружной поверхности каме-
ры, м2; Ф — температура наружного
воздуха, °C; tK — температура воздуха
камеры, °C.
Общее количество теплоты,
отводимой приборами охлаж-
дения:
Qe — Q« -|- XQi— K«Fk(/u — tK) +
+SQ,-. (221)
где SQ, — количество теплоты, выделя-
емой в камере внутренними источни-
ками тепла, Вт.
С другой стороны:
Qe — (F. — 0г) (ae £6 + Ол.х) Fg = (/к — б,) №. „р F6, (222)
где — коэффициент влаговыпадения; ®
£6 = 1 + (г/к — de') (го — iw)/(tK — 0Z) Ср;
Ь = - 1);
ОСб. ир === <% ^б “1“ ОСл. х,
где Qi — температура поверхности инея со стороны воздуха. К; <х6 — конвектив-
ный коэффициент теплоотдачи от воздуха к приборам охлаждения, Вт/(м2-К);
«л. к — коэффициент теплоотдачи излучением от поверхности продукта к холодным
ограждениям, Вт/(м2-К); dK— влагосодержание воздуха камеры, кг/кг;
F6 — площадь поверхности приборов охлаждения, м2; de — влагосодержание
насыщенного воздуха при температуре поверхности инея охлаждающих приборов,
кг/кг; го — теплота сублимации, кДж/кг; — энтальпия льда, равная 0,5(2,,
кДж/кг; Ср — теплоемкость влажного воздуха камеры, кДж/(кг-К).
Приравняв правые части выражений (221) и (222) и решая
их относительно tK, получим искомое выражение, определяющее
значение равновесной температуры воздуха камеры
tn = (К* Fn tK -|- SQi осе. пр в[Рб)/(Кк FK + ofe.пр Fg), (223)
где 0,, <х6 пр, /к — величины, изменяющиеся в процессе осаждения инея.
Для каждого значения толщины инея 6НН на поверхности
батареи можно определить соответствующие ему значения 0,,
осе. пР и равновесной температуры камеры tK. Если толщина слоя
инея неизвестна, а задано время т< осаждения на трубах бата-
реи, то предварительно толщину слоя инея находят из формулы
динамики осаждения инея [см. формулу (223)].
Задаваясь различными значениями т,-, получим зависимость
изменения равновесной температуры от времени.
Выражение (223) является зависимостью, определяющей из-
менение равновесной температуры камеры от условий теплооб-
мена с внешней средой и приборами охлаждения камеры при
стационарных температурных условиях.
8.4.3. Равновесная относительная влажность воздуха
Понятие равновесной относительной влажности воздуха ус-
ловно, так как непрерывно изменяется tK и толщина инея и по
этой причине фр также изменяется во времени. Математическая
запись процессов должна представляться дифференциальными
уравнениями в частных производных. Однако для наглядности и
упрощения задачи рассмотрим балансовые уравнения и запишем
их для квазистационарных условий.
Ниже описан метод расчета относительной влажности возду-
ха в камере хранения, основанный на решении балансовых
уравнений тепловых потоков, выделенных в камере хранения неза-
таренных грузов.
С этой целью рассматривается квазистационарный процесс
теплообмена, при котором в камере устанавливаются равновес-
ные температура tK и относительная влажность воздуха <рк.
К продукту подводится от воздуха теплота конвективным путем
Qk, а от ограждающих поверхностей площадью FBH с температу-
рой F, превышающей температуру продукта, — лучистым путем
фл.т- Теплота продукта отводится за счет сублимации влаги из него
и излучением Q».x — поверхностью приборов охлаждения пло-
щадью Fe, температура 6} которых ниже температуры продукта.
Для продукта тепловой баланс описывается системой урав-
нений:
Qk + QBB -|- t + Q.n. ж 4“ Qbh —1 0;
Qk == %p Fnp (/к Й1р ) ,
Qbji — CXnp Fnp (dnp Cpi/к ) fo ^„p/(Cnp ^0»
Qk.t = — Вт enpipT Co (Гт — Tnp) Fnp;
<2л. ж = еПр Ex фх Co (Tnp — Tei) Fnp-
QB|| = -- (GFw/'T) (tn -- /np),
(224)
где «tip — конвективный коэффициент теплоотдачи от поверхности продукта Fnp,
Вт/(м -К);. Fnp — площадь, поверхности продукта, участвующая в тепло- и
массообмене, м2; d"p, d" — влагосодержание насыщенного воздуха соответ-
ственно при температуре прЬдукта и воздуха камеры, кг/кг; (го — fwnp —
теплота сублимации льда при температуре продукта, кДж/кг; го— теплота
сублимации, кДж/кг; iw — энтальпия льда, кДж/кг; Спр — удельная тепло-
емкость влажного воздуха при температуре продукта, кДж/(кг-К); b —
= (WPrip — безразмерный коэффициент, учитывающий неравенство коэффи-
циентов испарения продукта рпр и льда р., (значение b для мороженого
мяса можно вычислить по данным Д. Г. Рютора); Епр, Ет, Ех — степени
черноты соответственно продукта, «теплых» и «холодных» поверхностей; фт,
фх — коэффициенты облученности штабеля «теплыми» и «холодными» поверх-
ностями, отнесенные к Fllp; Со — постоянная Стефана — Больцмана, Вт/
/(м2-К4) (Со = 5,67-10-8 Вт/(м2-К4); G — масса хранимого продукта, кг; Cw —
удельная теплоемкость продукта при температуре кДж/(кг-К); t„ — началь-
ная температура поверхности продукта либо его температура в предшествую-
щем расчетном периоде хранения.
Относительную влажность воздуха можно определить, при-
равняв теплоту сублимации влаги, отводимую с поверхности
продукта QM, с учетом посторонних влаговыделений W, теплоте
десублимации Qw, воспринимаемой поверхностью приборов ох-
лаждения:
Qn,n U^(fo — 1ю)б = QBB, (225)
' <2вл = Об F6 (<рМ - (ИГ) [(г0 - Мб/С6. (226)
Уравнение (226) предполагает справедливость соотношения
Льюиса при образовании инея на поверхности приборов охлаж-
дения.
Решая совместно третье уравнение (224), уравнение (225)
и (226), получаем выражение для равновесной относительной
влажности воздуха камеры:
= + + В ,
йк(аПр + аб()
f == (Го Спр F6 Ь/(го /и»)пр С*б Fv.p F& b/Fnp',
В = WC6 f/F6.
Этот подход к расчету <рк дает приближенное значение, так
как ее значение является производной от усушки продукта.
С этой точки зрения большему значению усушки продукта будет
соответствовать большее значение относительной влажности.
Более точное равновесное значение <рк можно найти при извест-
ной величине усушки продукта.
8.4.4. Тепловой баланс камер холодильников
Тепловой баланс камеры можно записать в следующем виде
(рис. 70):
QH Qbh ± QnP -|- Qskc — Qo — 0, (228)
где Qh — тепловой поток через наружные ограждения, Вт; QBH — тепловой поток,
вносимый в камеру вентилирующим воздухом, Вт; Qnp — тепловой поток, отво-
димый от продукта при его холодильной обработке, Вт; Q3KC — тепловой поток,
возникающий в результате эксплуатаций камер, Вт; Qo — тепловой поток,
воспринимаемый приборами охлаждения, Вт.
Тепловой баланс груза:
в камерах хранения
Qji. л + Q* — Qsn -|-
+ <2л.т — <2"₽ = 0, (229)
в камерах холодильной обра-
ботки
Qnp — Qk — Qb — Qji. x ’ 0.
(230)
Составляющие теплового
баланса зависят друг от друга,
самоустанавливаются в соот-
ветствии с условиями отвода
теплоты, в зависимости от ко-
личества теплоты, проникаю-
щей в камеру и непосредственно
воспринимаемой продуктом.
Рис. 70. Схема тепловых потоков:
а — для камеры хранения;
б — для камер холодильной обработки;
I — продукт; 2 — приборы охлаждения
Главная задача при составлении теплового баланса — установить
взаимосвязь между тепловыми потоками камеры и усушкой
пищевых продуктов AG с тем, чтобы активно влиять и направленно
изменять усушку для обеспечения требуемых условий холодильной
технологии.
8.4.5. Методы расчета усушки пищевых продуктов
в камерах хранения
Под усушкой понимают уменьшение массы продукта в резуль-
тате испарения воды или сублимации льда из него. Как уже
отмечалось, усушка зависит от количества теплоты, отданной или
воспринятой пищевым продуктом, температуры, относительной
влажности и давления воздуха, ассимилирующего влагу.
Учитывая, что в камерах холодильников существует сток вла-
ги (от продукта) и приток ее (конденсация на холодной поверх-
ности), расчет усушки пищевых продуктов можно проводить по
массе влаги, испаряющейся или сублимирующейся с поверхности
продукта в воздух; по массе влаги, конденсирующейся (десуб-
лимирующейся) на поверхности приборов охлаждения (по массе
инея); по тепловлажностному отношению, характеризующему
процессы изменения состояния воздуха в штабеле груза, камере
или у поверхности приборов охлаждения.
Расчеты величины усушки основаны на определении количе-
ства влаги, отданной продуктом либо воспринятой приборами
охлаждения, поэтому их можно объединить. Основоположником
расчета усушки, основанного на испарении или сублимации
влаги с поверхности продукта, является Д. Г. Рютов. В дальней-
шем его развивали и анализировали Е. С. Курылев, Г. Б. Чижов,
В. А. Верещагин, Г. К. Мнацаканов и др.
Расчет усушки, основанный на определении динамики осажде-
ния инея у охлаждаемой поверхности, разработан С. Г. Чукли-
ным. Дальнейшее развитие метод получил в работе А. А. Гоголи-
на при изучении осушающей способности воздухоохладителей,
работающих в режиме «механического осушителя».
Существует несколько подходов к расчету усушки продуктов
с использованием тепловлажностного отношения е — Q/W, ха-
рактеризующего связь между процессами переноса теплоты
Q и влаги W в камерах. Это прежде всего работы В. 3. Жадана,
который предложил эмпирические зависимости для определения
е = f(t, Р) при <р = const для воздуха внутри штабеля, и на
этой основе разработан метод расчета усушки для процессов
охлаждения, замораживания и хранения.
Н. И. Чумак, В. П. Онищенко также использовали тепло-
влажностное отношение для описания процессов изменения до-
стояния воздуха в камере, у поверхности продукта и приборов
охлаждения и разработали метод расчета процессов массооб-
мена при холодильной обработке и хранении, основанного на
аналитическом определении зависимости е — f(t, Р, <р).
Наличие указанных методов расчета усушки говорит о слож-
ности физических процессов массопереноса, возникающего в ка-
мерах холодильников между продуктом, воздухом и приборами
ограждения под воздействием теплоты, поступающей через на-
ружные ограждения, и теплоты, выделяемой внутренними источ-
никами. Поэтому в каждом из этих методов приняты определен-
ные допущения, которые упрощают физическую модель массо-
переноса'. Так, в работах Д. Г. Рютова, Е. С. Курылева, Г. Б. Чи-
жова, В. А. Верещагина принято допущение, что с поверхности
продукта происходит испарение влаги при tK = const. Это сде-
лано для того, чтобы можно было воспользоваться психрометри-
ческой теорией для определения температуры поверхности, по
которой в последующем находят парциальное давление водяного
пара у поверхности продукта, входящей в формулу Дальтона:
AG = РДР (Р"р — Р"<р).
Практически для камер холодильников не бывает условий,
когда tn = /м, в силу изменяющейся температуры воздуха во вре-
мени и большой тепловой инерции груза.
В работе Г. К. Мнацаканова и других учтено, что в результа-
те одновременного взаимного действия различных видов тепло-
обмена между продуктом, воздухом и приборами охлаждения
[см. систему уравнений (224)] температура продукта может
быть больше, равна или меньше температуры мокрого термомет-
ра и ее значение может лежать на пограничной кривой насы-
щения <р = 1 в d — i-диаграмме внутри треугольника, образо-
ванного касательными, проведенными из точки, характеризующей
состояние воздуха в камере, к пограничной кривой <р = 1. На
основе этого ими был дан метод расчета усушки и равновесной
влажности.
Метод С. Г. Чуклина также имеет целый ряд допущений,
которые сводятся к усреднению величин, измененных за рассмат-
риваемый промежуток времени: температуры поверхности инея
0/, СГО ПЛОТНОСТИ Рин и коэффициента влаговыпадения Однако
это достаточно корректное допущение в физической модели про-
цесса выпадения инея. В сравнении с предыдущим методом в
нем не применяют трудновычисляемце значения коэффициента
испарения р и пло.щади поверхности продуктов Fnp, но в расчет
входят величины, характеризующие взаимосвязь процесса тепло-
и массопереноса между воздухом и приборами охлаждения,
что позволяет проводить прогноз усушки продуктов для. вновь
проектируемых камер и определять ее величину для эксплуати-
руемых камер по известным характеристике охлаждающей систе-
мы и режиму эксплуатации. Этот метод также пригоден для
расчета усушки при охлаждении и замораживании пищевых
продуктов.
Метод расчета усушки по тепловлажностному отношению
наиболее удобен для практических расчетов, так как для расчета
потерь продуктов достаточно определить величину общего тепло-
вого потока и значение коэффициента, характеризующего изме-
нение состояния воздуха в процессе тепло- и массообмена.
Перечисленные методы расчета в своем развитии дополняли
друг друга, однако первые' три метода позволили сформулиро-
вать современное представление о процессах переноса тепловых
массовых потоков в зависимости от способов отвода теплоты
охлаждающими приборами из камер холодильников и определить
главные причины, вызывающие усушку. Прежде чем перейти к
анализу зависимости усушки от внешних и внутренних (по отно-
шению к камере) параметров среды, а также влияния на усушку
систем охлаждения, отводящих теплоту из камеры, необходимо
изложить теоретические основы этих методов. Метод расчета
усушки, основанный на психрометрической теории, подробно
изложен Е. С. Курылевым в специальной литературе.
Рассмотрим процесс осаждения инея на трубах батарей. Для
любого момента времени т, и соответствующего ему значения
толщины слоя инея 6И11, = гх — га, осевшего на поверхности труб
батарей, можно записать следующее дифференциальное уравне-
ние теплопередачи батареи:
(tK —- 0,) (со, — <%. х) 2лгх dxi + рин 2лгх dr, =
_________ 2 л (6,— t-i) dit
Х,ш I i Ctori
где ra — наружный радиус трубы батареи, м; гх — наружный радиус цилиндри-
ческой поверхно'сти инея, оседаемого на трубах батарей, соответствующий моменту
0 времени т, м; /г — температура хладагента, циркулирующего в батареях, °C;
Хин — теплопроводность инея, Вт/(м-К); Хм — теплопроводность металла,
Вт/(м-К).
Удельная скрытая теплота образования инея, отнесенная к
1 м3 его объема:
Рин = г(0 Тин = 2828,25 у™. кДж/м3,
где у„„ — удельная масса инея, кг/м3.
Далее определяем значение переменной температуры 0,
наружной поверхности инея, для чего составляем дополнитель-
ное равенство:
(tK — 0j) (Об go + %, x) 2яГх =
2л(е,- —1-2)
1
aor.
Решая уравнение относительно 0г и подставляя его значение
в дифференциальное уравнение (231), после преобразований по-
лучим выражение, определяющее скорость осаждения инея аунн. х
на поверхности труб батареи для момента времени т/, которому
соответствует толщина осевшего инея: б1!П = гх — го;
dr. (^-^(Еб-1)
ЙУин. X - ~~~i-- -------------------------------------------------
Ри„ [ (Еб + Гх (^- 1П 1П + -L-) + 4-]
I \ До ' ' **ии ?о Гi О69ГI г (Хе -*
Интенсивность осаждения инея на поверхности труб батареи
в момент времени т, находим из следующего выражения:
AGi=wm.
(Л< til (Еб 1)2л£унн
<2о(Еб— О_<2о1/Ёй
w —~w~
(232)
Здесь и выше предполагается, что толщина слоя, осевшего
на трубах батареи бинг, задана. В более общем случае, когда ее
значение неизвестно, необходимо определить все величины, изме-
няющиеся со временем в процессе осаждения инея, а именно:
температуру tK и относительную влажность воздуха камеры <р<,
усушку продуктов AG, толщину инея, осевшего на трубах, 6ИН1,
температуру наружной поверхности инея 0,-, коэффициент влаго-
выпадения go и коэффициент влагопереноса
gd = e/r = go/(go — 1).
Метод расчета искомых величин сводится к следующему:
сначала задаемся значениями толщины инея би„Из выраже-
ния (223) находим /к, из выражения (227) — <рк, из (232) —
AG. Для каждого из выбранных значений предварительно
задаемся значениями 0, и go. Затем проверяем их значения при
вычисленных tK и <рк. Если расхождения между предварительно
принятыми и вычисленными значениями 0, и go окажутся незна-
чительными, то расчеты tK и <р,< проведены верно. Если расхожде-
ния значительны, расчеты следует повторить, принимая вычи-
сленные значения 0,- и go. При этом можно принять go = £сР. Эти
величины приближенно определяют для одного из выбранных
выше значений бит, так как значение коэффициента влаговыпа-
дения в условиях эксплуатации камеры со временем изменяется
сравнительно мало.
Полученная абсолютная усушка хранимого груза
g= AG • 24t/£i 100,
где т — время хранения, сут.
Удельная усушка (в %) будет зависеть от загруженности
камеры £2:
g= qE\/E2,
где Е\ — паспортная вместимость камеры, т.
Предлагаемую методику можно использовать для двух случа-
ев: при проектировании холодильников, когда необходимо опре-
делить эксплуатационные характеристики камеры и потери про-
дукта от усушки, и в процессе эксплуатации. В первом случае
значения температуры воздуха в камере (либо температуры
хладагента), его относительной влажностиtнеизвестны и подле-
жат предварительному расчету, а во втором — известны темпе-
ратура воздуха камеры, его относительная влажность, темпера-
тура хладагента, толщина слоя и температура инея, количество
и температура продуктов, поступающих на хранение, продолжи-
тельность и характер грузовых операций.
Формула (232) записана для общего случая, применима для
расчета, когда известна величина Qo и определяющая темпера-
тура для коэффициента влагопереноса gd-
Тепловлажностное отношение е — Q/W является обобщенной
характеристикой процессов, протекающих в камере, по которой
можно определить усушку пищевых продуктов. Его можно запи-
сать для изменения состояния воздуха в воздухоохладителе, у
батареи, у поверхности продукта в камере или внутри штабеля
(см. 8.4.5, 4-й метод е,).
Для каждого процесса необходимо определить коэффициент
тепловлажностного отношения е, коэффициент влагопереноса
gd или коэффициент влаговыпадения g:
в « 600g/(g - 1), g « е/(е - 600), g = gd/(gd - 1).
Используя тепловлажностную характеристику процессов,
можно установить взаимосвязь между методами расчетов, пред-
ложенных С. Г. Чуклиным, В. 3. Жаданом; А. А. Гоголиным,
Н. И. Чумак, В. П. Онищенко.
Запишем выражение для определения усушки пищевых про-
дуктов, выразив AG через количество инея, осевшего на прибо-
рах охлаждения. Если принять, что все влаговыделения посту-
пают от неупакованного продукта и в уравнении gd выразим че-
рез g, то получим уравнение А. А. Гоголина:
kG — IF-7----^V77i----nT~ = [ Qo 0 - -Г—)l/(r - tw).
[11.2 (Г — lw<)/(L.2 — В] L \ 11.2 )J V ’
Согласно данным В. 3. Жадана, при постоянной температуре
воздуха в камере тепловлажностное отношение для внутришта-
бельного вентилирующего воздуха будет почти постоянной вели-
чиной:
Q/U7i = g, = const,
где Q — теплопритоки к вентилирующему воздуху на пути от охлаждающих при-
боров до выхода из штабеля; 1Г, — влаговыделеиия в вентилирующий воздух на
том же участке и за тот же период времени.
Связь между £ и е( находим из выражения
t=Q/(Q-Wr) = 1(1 -г/е/);
/?/е,= 1/U
Для температур tK от 0 до 15 °C
8/= (1525 — 354) 4,19-103;
для температур от 0 до —25 °C
8/ = (1525 - 0,294 — 80/) 4,19-103.
Для процессов холодильной технологии Н. И. Чумак и
В. П. Онищенко предложили обобщенный метод расчета AG,
базирующийся на анализе уравнения состояния влажного возду-
ха как смеси газов, один из компонентов которой (влага) пре-
терпевает фазовый переход вода — пар или лед — пар. Если
энтальпию влажного воздуха представлять как функцию незави-
симых переменных: Р — барометрическое давление, t — темпе-
ратура, d — абсолютное влагосодержание, то
Q — тс„л. в А/
AG =----------уу------,
lui (/)
где сол. „ — удельная теплоемкость влажного воздуха; iw — удельная энтальпия
водяного пара, i(O°C) = ro; т — масса воздуха, участвующего в процессе;
Д/ — изменение температуры воздуха при тепловлагообмене с продуктом.
Эта зависимость не совсем удобна для инженерных расчетов,
поскольку в числителе фигурирует разность двух близких по зна-
чению величин: В то же время, если использовать представление
энтальпии как функции Р, d и относительной влажности <р, то
для АС получают зависимость
Q — т ( ~ ) dД<р
AG =--------------*₽-------
Е(р
где Д<р — изменение относительной влажности воздуха в процессе; еф — тепло-
влажностное отношение.
как и (- ) d,
дц,
вычисляют по уравне-
нию состояния, как строгие термодинамические функции газовой смеси.
Обычно Л<р 0,05 — 0,07, (~|~-) d < 0. Поэтому в последней
формуле в числителе фигурирует сумма величин и ее расчетные
возможности шире, чем у предыдущей. Комбинируя две послед-
ние формулы, получают соотношение
AG =
Свл.вЛ^
т----------
Сф i-ui (/)
которое содержит только измеряемые физические величины и
используется в системах технологического контроля тепловлаж-
ностных процессов. Приведенные соотношения дают хорошие
результаты и для других влагосодержащих газовых смесей, в
широком диапазоне относительных влажностей — от 0,2 до 1,0,
могут применяться для анализа процессов в воздухоохладителях,
градирнях, барокамерах, системах кондиционирования воздуха.
По приведенным зависимостям можно рассчитать усушку,
отнесенную как к поверхности приборов охлаждения, так и к
массе продукта. В последнем случае Q будет выражать ту тепло-
ту, которая отводится от продукта в процессе охлаждения или
замораживания или подводится к нему при хранении.
8.4.6. Влияние различных факторов на усушку
пищевых продуктов
Усушка хранимых продуктов находится в прямой зависимости
от величины теплопритоков в камеры, но влияние их тем меньше,
чем ниже температура хранения. Так, в камерах, охлаждаемых
батареями, при tK = —10 °C каждый ватт теплоты, проникающей
в камеру, испаряет 0,3 г влаги, а при tK =18 °C — 0,17 г.
В четырехэтажном холодильнике вместимостью 1 тыс. т, рас-
положенном в средней зоне, при обычном коэффициенте теплопе-
редачи /Corp = 0,4 Вт/(м2-К) и /к = —9 °C усушка за год состав-
ляет 25 т (2,5 %). При тех же условиях в южной зоне AG состав-
ляет (3,5 %). В одноэтажном холодильнике такой же вместимо-
сти усушка за год будет соответственно 4,5 % в средней и
6,5 % — в южной зоне.
При понижении температуры воздуха камеры на каждые
10 °C усушка замороженных продуктов сокращается приблизи-
тельно в 2,5 раза. Эта закономерность соблюдается вплоть до
tK = -30 °C.
Следует учесть, что усушку вызывают любые теплопритоки,
поступающие к воздуху на пути к грузу, поэтому необходимо
создавать такие условия эксплуатации, которые сводили бы к
минимуму внутренние теплопритоки камер. Практика эксплуата-
ции многих холодильников показывает, что все внутренние
теплопритоки нередко оказываются большими, чем теплопритоки
через ограждения, и тогда никакая совершенная теплоизоляция
наружных ограждений камер не обезопасит хранимые продукты
от значительной усушки.
Оптимальная толщина изоляции с учетом эксплуатационных
потерь от усушки продуктов при обычном батарейном охлажде-
нии камер оказывается настолько большой, что ее выполнение
практически не представляется возможным. В связи с этим
Д. Г. Рютов, Ш. Н. Кабулашвили, И. С. Бадылькес пришли к
выводу, что в южных районах СССР нецелесообразно добивать-
ся «гашения» внешних теплопритоков за счет увеличения толщи-
ны изоляции. Они выдвинули идею внекамерного гашения
внешних теплопритоков с помощью устройства так называемой
теплозащитной воздушной рубашки. Для этой же цели С. Г. Чук-
лин предложил применять панельную систему, В. И. Огурцов —
использовать ледяные экраны, устанавливаемые на пути тепло-
притоков в грузовой объем. Основное назначение последних не
«гашение» внешних теплопритоков, а использование их для прев-
ращения конвективного и лучистого теплопритоков во влажный
тепловой поток, который сопровождается сублимацией льда с
поверхности экранов и увлажнением камерного воздуха. Роль
тепловой защиты исполняет также динамическая изоляция.
Абсолютная усушка мало зависит от количества продуктов
в камере. Относительная же усушка продукта резко возрастает,
когда количество его в камере уменьшается вследствие роста
удельного теплового потока на 1 т хранимого груза.
Взаимосвязь между загруженностью камеры GK, абсолютной
и относительной усушкой, а также влияние GK на ,<рк (рис. 71)
можно проиллюстрировать для камеры вместимостью 260 т при
tK= —10 °C. При полной загрузке камеры относительная усушка
gi за год составит около 2 %, при загрузке на 0,6GK gi = 3,2 %,
при 0,4GK gi '= 4,8 %, хотя во всех трех сравниваемых вариан-
тах загруженности камеры абсолютная усушка G„ приблизитель-
но равна 5 т в год.
На основании анализа условий тепло- и массообмена в камере
по методу С. Г. Чуклина установлено, что конденсация влаги на
поверхности охлаждающих приборов сравнительно мало зависит
от относительной влажности воздуха. Коэффициент влаговыпа-
дения незначительно зависит от относительной влажности возду-
ха при ее изменении от 0,9 до 1. По мере осаждения инея
на трубах охлаждающих батарей (до сравнительно больших
Загруженность камерыС^/о
Рис. 71. Зависимость относительной
усушки и относительной влажности
воздуха при хранении мороженого мя-
са от загруженности камеры
толщин — бин = 20 — 30 мм)
температура инея и равновес-
ная температура камеры повы-
шаются, но величина £ изменя-
ется незначительно.
С увеличением 6ИН при пос-
тоянной температуре кипения
/о, а также при постоянных
tK и <рк темп роста инея не за-
медляется — толщина инея
беспредельно растет почти по
линейной зависимости, а это
означает, что для реальных
условий эксплуатации величи-
на .6и„„а„ отсутствует.
Усушка хранимого продук-
та не зависит однозначно от
влажности воздуха в камере.
При одной и той же относи-
тельной влажности воздуха
усушка может возрастать или
убывать, главным образом за
счет изменения разности температур между воздухом камеры и
поверхностью инея [(& — 0;) — тепловой нагрузки] и в меньшей
степени зависит от изменения скорости движения воздуха.
Относительную влажность воздуха нельзя рассматривать как
параметр, определяющий усушку. Она является производной
величиной и устанавливается в зависимости от величины усушки.
Парциальное давление водяного пара в воздухе камеры
Рк = Р"к фк зависит от многих факторов: соотношения площадей
поверхности испарения и конденсации Fnp/F0, от количества
теплоты, которое подводится к продукту (QK + фл.т — Qj,.x), и
количества теплоты, затрачиваемой на фазовые переходы воды
или льда; от количества теплоты, проникающей в камеру через
наружные ограждения; от количества влаги, вносимой в камеру
извне; от температуры камеры хранения и т. д.
При возникновении лучистого потока от теплых ограждений
к продукту усушка его будет увеличиваться в зависимости от
плотности теплового потока. Лучистый теплообмен между по-
верхностью продукта и холодной поверхностью батарей умень-
шает усушку.
Повышенная усушка продуктов в камерах хранения с воздуш-
ным охлаждением в сравнении с батарейным вызывается не
столько подвижностью воздуха, сколько передачей большого
количества наружной теплоты от стен камеры к продукту лучис-
тым и конвективным теплообменом, наличием лучистого тепло-
обмена между продуктом и ограждающей конструкцией камеры,
внесением дополнительного количества теплоты от работающих
вентиляторов.
Энергия движения воздуха в камере превращается в теплоту
и создает дополнительный теплоприток, способствующий усушке.
Поэтому применение воздушного охлаждения в камерах хране-
ния мороженых неупакованных грузов должно внедряться сов
местно с мероприятиями, направленными на сокращение усушки
хранимых мороженых продуктов. Это достигается понижением
температуры в камерах; эффективным воздухораспределением,
позволяющим воспринимать внешние теплопритоки от огражде-
ний, перекрытий и пола с помощью воздуха, возвращающегося
к воздухоохладителю; введением дополнительной влаги в воздух
при подаче его в грузовой объем камеры. В последнем случае
температуру воздуха в камере можно поддерживать равной
—20 4- —22 °C.
Анализ условий тепло- и массообмена между воздухом каме-
ры и приборами охлаждения через разделяющую перегородку в
виде ледяного экрана показал, что установка ледяных экранов
в камерах с батарейной системой охлаждения эффективна только
тогда, когда в продухе поддерживается температура на 1 —1,5 °C
выше, чем в грузовом объеме. Установка экранов в грузовом
объеме возле батареи заметно не уменьшает усушку. Если в
продухе размещают батареи большей площади поверхности, то
температура воздуха в продухе устанавливается ниже температу-
ры воздуха в камере и экран в этом случае служит поверх-
ностью, охлаждающей воздух камеры и увлажняющей воздух
в продухе.
Усушка продукта при его охлаждении и замораживании почти
не зависит от величины внешних теплопритоков и определяется
количеством теплоты, отводимой от продукта, и скоростью про-
цесса охлаждения или замораживания. Минимальной продолжи
тельности холодильной обработки соответствуют минимальные
потери от усушки. Это объясняется тем, что при более интенсив-
ном охлаждении устанавливается более низкая температура
поверхности, по которой и определяется величина Последняя
с понижением t растет.
На усушку пищевых продуктов решающее влияние оказывает
упаковка. В зависимости от количества материала и способа
упаковки различают внутреннюю и внешнюю усушку продукта.
Когда применяют паронепроницаемые упаковочные материалы и
создают условия для плотного прилегания ее к поверхности
продукта, тогда полностью исключается усушка продуктов.
В случае применения материалов с высокой паропроницаемостью
наблюдается внешняя усушка, так как водяные пары проникают
в окружающую среду. Если применяется паронепроницаемый
упаковочный материал, но он неплотно прилегает к продукту,
наблюдается внутренняя усушка в результате конденсации паров
влаги на внутренней поверхности упаковочного материала. В за-
висимости от температуры хранения конденсат выпадает в виде
капельной влаги или инея. Такая усушка характеризуется тем,
что масса (брутто) упакованного продукта не изменяется.
8.5. Системы внекамерного отвода теплоты
Под системой отвода теплоты следует понимать совокупность
системы охлаждения ограждающих конструкций и специальных
устройств, используемых для направленного изменения видов пе-
реноса энергии в процессе теплообмена. Существующие системы
отвода теплоты можно разделить на два вида. К первому виду
относят системы, которые отводят проникающую в камеру тепло-
ту с помощью охлаждающих приборов непосредственно от возду-
ха в камере (системы непосредственного охлаждения или с про-
межуточным хладоносителем с батарейным или воздушным
охлаждением).
Ко второму виду относят системы, которые осуществляют
частичный или полный «перехват» внешних теплопритоков на
пути их в охлаждаемое помещение или в самом помещении камер
за счет сублимации кристаллов инея, подаваемых потоком
воздуха из специальной установки-увлажнителя. К устройствам
внешнего «перехвата» относятся системы с теплозащитной ру-
башкой с естественной или искусственной циркуляцией воздуха;
панельные с полным или частичным экранированием огражде-
ний камер; с динамической изоляцией; воздушного охлаждения
со специальным воздухораспределением, «перехватывающим»
теплопритоки наружных ограждений и перекрытий воздухом на
пути его движения к воздухоохладителю; батарейное охлажде-
ние с ледяными экранами.
Система с теплозащитной рубашкой (рис. 72) представляет
собой охлаждаемый объем помещения, заключенный в термоста-
тированную оболочку. В камерах хранения все наружные ограж-
дения отделяются от грузового объема стенкой из сборного же-
лезобетона, покрытой слоем изоляции толщиной 50 мм. Между
ограждением и стенкой образуется воздушная прослойка шири-
ной 0,6 м, которая называется продухом. Охлаждающие прибо-
ры, предназначенные для отвода теплопритоков, проникающих
через наружные ограждения, размещены под потолком в продухе
на каждом этаже, а для отвода теплоты через покрытие — над
верхним перекрытием на чердаке здания.
Внутри теплозащитной рубашки и в грузовом объеме камер
поддерживают одинаковую температуру (—18 °C), благодаря
чему между ними отсутствует теплообмен. В помещении воз-
Рис. 72. Холодильник с теплоизоляционной рубашкой:
а — с естественной циркуляцией воздуха; б — с принудительной циркуляцией воздуха;
I — охлаждающие приборы для отвода внешних теплопритоков; 2 — охлаждающие
приборы для отвода внутренних теплопритоков; 3 — продух; 4 — стена из сборного
железобетона; 5 — наружные ограждения; 6 — воздухоохладитель
м.ожны внутренние теплопритоки, поэтому для их отвода преду-
сматривается установка специальных охлаждающих приборов, в
которых, как и в батареях продуха, поддерживается темпера-
тура кипения —28 °C. Наличие теплозащитной рубашки позволя-
ет снизить усушку хранимых грузов. Холодильник такой кон-
струкции был построен в /Москве (хладокомбинат № 12) по ин-
дивидуальному проекту. Строительство таких холодильников в
промышленности больше не осуществлялось. Это объясняется
трудностями, возникающими в процессе эксплуатации приборов
охлаждения в продухе и ремонта тепловой изоляции наружных
стен.
Панельная система (рис.
73), предложенная проф. Чук-
линым С. Г., осуществляет «пе-
рехват» внешних теплоприто-
ков поверхностью панелей, об-
ращенных в продух. Батареи
отстоят от наружных стен на
расстоянии 0,1 м на 0,3 м от
потолка. Температуру воздуха
в продухе поддерживают не-
сколько более высокой, чем в
камере tK. Это объясняется тем,
что большая часть поверхности
металлических листов, прива-
ренных к трубам, обращена в
камеру. Поскольку температу-
ра панельных батарей всегда
Рис. 73. Холодильник с панельной
системой охлаждения:
1,3 — панельные приборы охлаждения;
2 —продух; 4 — брезент; 5 — наружные
ограждения; 6 — грузовой объем камеры
ниже температуры воздуха в продухе, в нем выгодно поддержи-
вать температуру воздуха на 3—4 °C выше температуры в каме-
ре. Наряду с уменьшением внешних теплопритоков это позволяет
перехватить 95 % наружных теплопритоков. Кроме того, темпе-
ратура кипения хладагента в трубах панельных батарей при тем-
пературе воздуха в камере —18 °C и стационарном режиме хра-
нения поддерживается равной —22 ч 24 °C. Расход электро-
энергии на выработку холода уменьшается на 20 %, изоляцию
наружных ограждений выполняют меньшей толщины. Этому спо-
собствует также меньшая (на 2—3 °C) разность температур
между воздухом в продухе и наружной средой.
Усушка продуктов в камерах с панельной системой меньше,
чем в камерах с теплозащитной рубашкой. Потолочные панели
с продухом у перекрытия целесообразно применять для южных
районов нашей страны, для которых характерна большая плот-
ность тепловых потоков от солнечной радиации.
Панельная система наиболее эффективна только для одно-
этажных холодильников в районах Средней Азии и для холодиль-
ников госрезерва. Для других климатических районов и холодиль-
ников ее применение требует технико-экономического обоснования.
Основной ее недостаток — металлоемкость и отсутствие автома-
тизированных и механизированных линий для изготовления
приборов охлаждения. К эксплуатационным недостаткам отно-
сится трудность удаление инея с поверхности панелей,
обращенных к потолочному продуху, к теплотехническим — низ-
кая эффективность использования металла панелей как тепло-
обменных аппаратов.
Динамической изоляцией условно называют те-
пловую изоляцию, в которой навстречу проникающему снаружи
тепловому потоку медленно движется охлажденный воздух,
воспринимающий значительную часть поступающей теплоты.
Конструкция такой изоляции была предложена проф. Кошки-
ным Н. Н.
План охлаждаемого помещения с динамической тепловой изо-
ляцией показан на рис. 74. Между наружной стенкой и тепло-
изоляционным слоем образован воздушный продух шириной 100—
200 мм. Для этих камер в качестве теплоизоляционных матери-
алов применяют материалы с незамкнутыми порами: торфопли-
ты, шлаковую вату, тонковолосные материалы и др. Охлажден-
ный в воздухоохладителе воздух подается в помещение грузового
объема, имея температуру более низкую, чем температура каме-
ры tK. Воздух, проходя через теплоизоляционный слой и двигаясь
навстречу тепловому потоку, нагревается и выходит в продух с
температурой, близкой к температуре наружного воздуха tK. Из
продуха воздух засасывается вентилятором и нагнетается в воз-
духоохладитель, где и охлаждается от t„ до tBl. Удельный массо-
Рис. 74. План охлаждаемого помеще-
ния с динамической тепловой изо-
ляцией:
/ — грузовой объем камеры; 2 — наруж-
ные ограждения; 3 — теплоизоляционный
слой; 4 — продух; 5 — воздухоохладитель
Рис. 75. Схема воздухораспределения в
камерах хранения незатаренных грузов
для «перехвата» внешних теплопри-
токов:
1 — перфорированный потолок; 2 —
воздухоохладитель; 3, 5 — продух; 4 —
перфорированный экран; 6 — наружные
ограждения; 7 — ложный пол из пусто-
телых плит
вый поток воздуха через ограждения составляет всего 1 —
2 кг/(м2-с).
Системы с теплозащитной рубашкой, панельная и с динамиче-
ской изоляцией «перехватывают» внешние теплопритоки на пути
их движения в грузовой объем камеры, создают высокую отно-
сительную влажность, но имеют некоторые недостатки. При ис-
пользовании теплозащитной рубашки усложняется строительная
конструкция холодильника, уменьшается грузовой объем камер,
требуется дополнительный расход изоляционных материалов на
устройство продухов. В процессе эксплуатации невозможно ре-
монтировать и сушить увлажненную изоляцию наружных стен.
В результате многолетней эксплуатации Московского холодиль-
ника № 12 с теплозащитной рубашкой установлено, что усушка
хранимых затаренных грузов уменьшается всего на 20 % по
сравнению с нормативной, предусмотренной для таких же темпе-
ратур в обычных холодильниках.
Систему воздушного охлаждения со специальным воздухо-
распределением, позволяющим «перехватывать» внешние тепло-
притоки на пути к грузовому объему (рис. 75), применяют для
хранения незатаренных грузов. Особенность воздухораспределе-
ния заключается в том, что воздух, пройдя грузовой объем
камеры и восприняв внутренние тепловыделения, отсасывается
через перфорированные экраны, отделяющие наружные огражде-
ния от грузового объема. В продухе, созданном экранами,
воздух воспринимает наружные теплопритоки от стен и перекры-
тия и поступает в воздухоохладитель, где охлаждается до темпе-
ратуры более низкой, чем температура его в камере, и снова
подается в грузовой объем через перфорированный потолок.
«Перехват» теплопритоков, поступающих в камеру через полы,
также осуществляется воздухом, движущимся в каналах плит.
Указанная система отвода теплоты является наиболее перс-
пективной и универсальной, поскольку позволяет хранить как за-
таренные, так и незатаренные грузы. «Перехват» внешних тепло-
притоков даже на 50 % делает ее конкурентоспособной с су-
ществующими системами «перехвата» теплоты при температуре
хранения —18 4 22 °C.
На многих распределительных холодильниках теплота в каме-
рах отводится батареями, что сопровождается большими поте-
рями продуктов от усушки. Систему батарейного охлаждения с
ледяными экранами применяют для уменьшения потерь. Экраны
представляют собой теплопередающую поверхность между возду-
хом продуха и камерным воздухом. Особенностью поверхности
является то, что она выполнена изо льда. В зависимости от
температурных условий камерный воздух от ледяных экранов
может воспринимать'и переносить теплоту либо влагу. При усло-
вии равенства температур камерного воздуха и поверхности
ледяных экранов камерный воздух переносит влагу от ледяных
экранов в камеру.
На величину усушки при использовании ледяных экранов
влияет величина температуры экранов относительно температуры
воздуха в продухе. В зависимости от нее ледяной экран может
осушать либо увлажнять воздух в камере холодильника. Отно-
сительная влажность воздуха в камере повышается в результате
сублимации льда с поверхности экрана либо понижается за
счет осаждения инея на его поверхности.
Однако необходимо отметить техническую сложность устрой-
ства ледяных экранов. Процесс намораживания льда на поверх-
ности ткани является трудоемким. Экраны изо льда очень хруп-
кие и при производстве грузовых операций в камере часто по-
вреждаются.
8.6. Системы охлаждения камер холодильной обработки
плодов и овощей
На холодильниках для холодильной обработки плодов и ово-
щей применяют различные системы охлаждения. Необходимо их
выбирать с учетом особенностей хранения растительного сырья.
На первых фруктоовошехранилищах применяли такие же систе-
мы охлаждения, как и на распределительных холодильниках,
пригодные для создания условий хранения недышащих грузов
(в таких системах теплота от воздуха отводится на пути его
движения к штабелю) и совсем не приспособленные для отвода
Холодный Воздух
Теплый воздух
внутренние конвективные
тони
Ж
i f
Зона отпотевания
Зона загнивания
Рис. 76. Ситуации, вызывающие конденсацию водяного пара и образование
водяной пленки на поверхности фруктов и овощей
теплоты дыхания, выделяемой фруктами в объеме штабеля.
Поэтому в процессе хранения фруктов в штабеле создавались
различные температурно-влажностные ситуации, которые в боль-
шей степени влияли на качественные показатели сырья и сроки
хранения (рис. 76). Могут возникать:
зона отпотевания — в верхней части штабеля. Главная при-
чина отпотевания — радиационное охлаждение груза со стороны
покрытия или охлаждающих приборов; 1
отпотевание, вызываемое перерывами в работе вентиляторов
при обдуве штабеля воздухом сверху вниз, — одна из распро-
страненных причин порчи сырья в холодильных камерах с о^ще-
обменной системой вентиляции;
отпотевание, вызываемое реверсной работой вентиляторов
(разновидность вышеназванной ситуации);
отпотевание сырья в верхней части штабеля, связанное с
образованием очагов микробиологического поражения его в ниж-
ней зоне. Такая ситуация типична для хранения сырья в кагатах
при низкой отрицательной температуре воздуха и применении
активного вентилирования;
явление «опрокинутой» циркуляции, возникающее, когда на-
ружный теплый воздух проникает в хранилище либо при догруз-
ке хранилища теплым сырьем. При этом из ниспадающих токов
воздуха в штабеле выпадает роса. Особенно часто отпотевание
происходит при хранении сырья с большой испарительной спо
собностью (морковь, капуста), когда равновесная влажность
воздуха внутри штабеля близка к 100 %.
Влияние охлаждающих систем на температурно-влажностные
режимы в камере и штабеле подробно описано во втором изда-
нии учебника. Причины, вызывающие конденсацию водяного
пара и образование водяной пленки на поверхности плодов и
овощей, классифицировал В. 3. Жадан.
Схемы распространенных, но недостаточно эффективных си-
Рис. 77. Охлаждающие'системы фруктоовощехранилищ:
1 — батарейная; 2 — одноканальная с эжектирующим воздухораспределен нем, 3 —
двухканальная, 4 — с верхним канально-щелевым воздухораспределением; 5 ~~ с подвес-
ными воздухоохладителями; 6 — многоканальная с потолочными нагнетательно-
всасывающими каналами
стем охлаждения фруктоовощехранилищ показаны на рис. 77.
При использовании таких систем охлаждения создаются харак-
терные ситуации в штабеле с растительным сырьем, когда возни-
кают условия для конденсации влаги на боковых поверхностях
и в объеме штабеля.
Сравнительный анализ систем охлаждения проводят на осно-
вании характеристик режимов хранения фруктов в камерах,
температурно-влажностного режима в штабеле с учетом эксплу-
атационных характеристик систем (рис. 78).
Рис. 78. Графики изменения температуры по высоте штабеля и камер с системами
охлаждения:
а — батарейной; б — воздушной; в — смешанной; г — панельной; д — воздушной с ак-
тивным вентилированием; е — воздушио-экраииой; 1 — температура воздуха в камере;
2 — температура в штабеле
При батарейном охлаждении (рис. 78, а), когда батареи рас-
положены у стен (в этом случае теплопритоки наибольшие) или
равномерно распределены по периметру камеры, в штабеле
устанавливается равновесная относительная влажность воздуха
97—98 %, а в камере — 93 %. Разность температур между
воздухом камеры и грузом в штабеле по высоте в летнее
время составляет 8—10 °C. В осенний и зимний сезон воздух
у пола и груз со стороны батарей имеют отрицательную темпера-
туру (—3 4----4 °C), а в верхней части штабеля — положитель-
ную. Это вызывает отпотевание грузов, сопровождающееся
микробиологическим поражением сырья. Кроме того, в таких си-
стемах создается большой радиационный теплообмен между
поверхностью батарей, перекрытием и грузом, что приводит к
подмораживанию продуктов и при последующем их разморажи-
вании — к загниванию либо поражению болезнями.
Принудительная циркуляция воздуха в камере при канальном
воздухораспределении создает равномерную температуру воздуха
в загруженной камере и почти не увеличивает проникновения
воздуха внутрь штабеля. Это объясняется тем, что при таком
воздухораспределении наблюдается омывающая вентиляция
штабеля и перепад давлений воздуха, необходимый для его цир-
куляции, создается только за счет разности плотностей холодно-
го и теплого воздуха вне и внутри штабеля.
В штабеле так же, как и при естественной конвекции, отно-
сительная влажность воздуха 96—98 %, а перепад температур
по высоте составляет 1,5—2 °C.
Воздушное охлаждение создает локальные зоны отпотевания,
возникающие при верхней раздаче воздуха. В зоне встречи по-
токов влажность воздуха повышается вплоть до насыщения и
выпадения конденсата. Системы смешанного охлаждения также
не обеспечивают требуемых условий хранения фруктов, особенно
в штабеле с грузом.
В камерах с панельной системой охлаждения устанавлива-
ется равномерное температурное поле воздуха с минимальными
перепадами температур 0,1—0,3 °C по объему камеры. Темпера-
турное поле внутри штабеля остается неравномерным, как и при
использовании других систем. В центре штабеля устанавлива-
ется наиболее высокая температура при относительной влажно-
сти воздуха 100 %. Это объясняется наличием двух контуров
циркуляции воздуха в нем. Нисходящая и восходящая циркуля-
ция воздуха в штабеле создает ситуацию, показанную на
рис. 78, б, в. Поэтому такая система совершенно непригодна для
фруктоовощехранилищ.
В камерах с воздушно-экранной системой охлаждения
(рис. 78, е) осуществляется внекамерное гашение теплопритоков,
проникающих через перекрытия. Кратность циркуляции воздуха
в грузовом объеме камеры изменяется в результате создания
двух контуров циркуляции воздуха.
Температурный градиент по высоте камеры составляет не
более 0,8 °C, а в штабеле — не более 1 °C. Однако такая систе-
ма не обеспечивает достаточного поступления воздуха в штабель
с плотной укладкой груза (например, яблоки в ящиках).
На рис. 72,<3 показано изменение температур в камере и
штабеле, которое наблюдается при воздушном охлаждении с при-
нудительной подачей воздуха в штабель для отвода тепла от
дыхания (активное вентилирование). При этом второй поток воз-
духа подается в промежуток между, стеной и штабелем. Воздух
в штабель подают периодически (1,5—2 ч в сутки), с тем чтобы
температура в нем поддерживалась стабильной.
Опытная эксплуатация систем с воздушным охлаждением и
раздельным отводом тепла от штабеля и наружным охлаждением
подтвердила высокую ее эффективность в сочетании с мероприя-
тиями, направленными на подавление жизнедеятельности микро-
организмов. При проектировании воздухораспределения скорость
движения воздуха в штабеле принимают равной 0,15—0,3 м/с.
При этом гидравлическое сопротивление штабеля невелико, так
Рис. 79. Схемы улучшенных охлаждающих систем фруктоовощехранилищ:
/ — с адиабатной оболочкой и перфорированным потолком; 2 — с одноканальной
теплозащитной рубашкой; 3 — система с одноканальной подачей отработавшего воздуха
в зарубашечное пространство; 4 — с активным вентилированием штабелей
как воздух проходит в основном
в промежутках между ящиками и
поддонами. Количество воздуха,
которое необходимо подавать в
штабель, составляет 50—80 м3/
(м2-ч). Данную систему предло-
жил В. С. Мурашов.
Использование системы актив-
ного вентилирования позволяет
увеличить загрузку, камер и осу-
ществить быстрое доохлаждение
грузов, насыпных или штабелиро-
ванных в таре.
Недостатки охлаждающих си-
Рис. 80. Воздушно-экранная систе-
ма охлаждения для хранения фрук-
тов
стем, применяемых во фруктоовощехранилищах, можно частич-
но исправить путем их реконструкции. Наиболее предпочтитель-
ными можно считать системы, принципиальные схемы которых
показаны на рис. 79 и 80.
Для уменьшения процессов дыхания и микробиологического
повреждения сырья проводят следующие мероприятия: приме-
нение бактерицидной обработки воздуха, регулирование газовой
среды или хранение сырья в полимерных контейнерах со спе-
циальными полупроницаемыми селективными вставками, которые
позволяют поддерживать газовый состав внутри контейнера с по-
ниженным содержанием кислорода.
Контрольные вопросы и задания
1. Объясните физическую сущность возникновения процесса усушки пишевых
продуктов в камерах холодильников.
2. Какие требования предъявляют к камерам хранения мороженых грузов
современных холодильников?
3. Какова особенность хранения охлажденных продуктов? В чем состоит
отличие холодильных установок, предназначенных для холодильной обработки
продуктов от установок для поддержания постоянной температуры в охлаждае-
мом объекте?
4. Какими методами можно изменить равновесную температуру воздуха
охлаждаемого объекта в нужном направлении?
5. Назовите условия установления равновесной относительной влажности
воздуха в камере. Каковы пределы ее изменения?
6. От каких факторов зависит усушка продуктов при хранении и заморажи-
вании и каковы методы ее сокращения?
7. Какая из существующих систем охлаждения камер фруктохранилищ
обеспечивает наименьшие потери продукции при хранении?
8. Почему в камерах хранения мороженого мяса с воздушной системой
охлаждения усушка продуктов будет больше, чем в камерах с батарейным
охлаждением, при прочих равных условиях?
9. Ледяные экраны в камере хранения мороженого мяса можно установить:
у наружной стены камеры; у наружной стены, где расположена пристенная
батарея; у перегородки между камерами. Будет ли одинаковой эффективность
экрана?
10. Как влияет доля загрузки камеры продуктами на относительную влаж-
ность воздуха в ней, абсолютную и относительную усушку продуктов?
9. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНИКОВ
9.1. Общие положения по проектированию
При проектировании холодильных сооружений руководству-
ются документами, изданными Госстроем СССР, в которых опи-
саны нормы проектирования холодильников, строительные нормы
и правила, рекомендации по типовому проектированию промыш-
ленных предприятий.
Проект холодильника разрабатывают на основе задания на
проектирование, технико-экономического обоснования и инже-
нерных изысканий.
В задании на проектирование описаны район, пункт, площад-
ка строительства, указаны намечаемые сроки строительства,
определены размеры и вместимость камер хранения при нулевых
и отрицательных температурах, производительность камер холо-
дильной обработки и производственных цехов, установлены ос-
новные источники обеспечения предприятий водой, теплом, га-
зом, электроэнергией, приведены мероприятия по очистке и сбро-
су сточных вод,' описаны основные технологические процессы,
размер капитальных вложений, ожидаемые технико-экономи-
ческие показатели, определены стадийность и сроки проекти-
рования.
При технико-экономическом обосновании строительства хо-
лодильника устанавливают экономическую и хозяйственную
необходимость проектирования и строительства холодильника,
выбирают место строительства, мощность предприятия, рассчи-
тывают основные технико-экономические показатели объекта, со-
поставляют эти показатели с такими же показателями лучших
отечественных и зарубежных предприятий, а также сравнивают
их с нормативными.
Инженерные изыскания позволяют установить техническую'
возможность предполагаемого строительства в данном месте.
Площадку для строительства выбирают проектная и изыскатель-
ская организации (по возможности вблизи населенного пункта,
источника водоснабжения, энергоснабжения и сброса сточных
вод). От правильного выбора земельного участка и расположе-
ния холодильника зависят размеры первоначальных капитальных
затрат на строительство и расходы по эксплуатации.
В населенных пунктах сооружают промышленные зоны, вклю-
чающие в себя различные предприятия, независимо от ведомст-
венного подчинения. Эти зоны имеют общие для всех предприя-
тий объекты вспомогательных производств, хозяйств и инженер-
ные коммуникации. В состав таких промышленных зон включают
и холодильники. В этом случае капитальные вложения исполь-
зуются более эффективно и сокращаются затраты на инженерные
изыскания.
Холодильные предприятия можно проектировать в две стадии.
Первая стадия — создание технического проекта, вторая — сос-
тавление рабочих чертежей,. При использовании типовых и пов-
торно применяемых проектов проектирование ведут путем разра-
ботки технорабочего проекта (технический проект, включающий
рабочие чертежи).
В техническом проекте должны быть решены основные во-
просы проекта, такие как разработки генерального плана и тех-
нологического процесса проектируемого производства, расчеты и
выбор оборудования, обеспечение исходным сырьем, материала-
ми, энергией, водой и другими ресурсами, объемно-планировоч-
ные решения, разработка архитектурных и конструктивных
решений основных зданий и сооружений, выбор систем автомати-
зации производства, обеспечение производства кадрами, органи-
зация и экономика производства, анализ технико-экономических
показателей и наличие рабочей силы в данной промышленной
зоне. В объем технического проекта входят вопросы организа-
ции строительства и обеспечения его сроков. Стоимость строи-
тельства определяют на основе сметы.
В соответствии с утвержденным техническим проектом вы-
полняют вторую стадию проекта — рабочие чертежи. На стадии
рабочего проектирования осуществляют уточнение и детализа-
цию решений, которые позволяют вести строительно-монтажные
работы. Важным является согласование типов строительных кон-
струкций и изоляционных материалов, подтверждение заказчи-
ком марок технологического и другого оборудования.
В технорабочем проекте решают те же вопросы, что и при
проектировании в две стадии, но для сокращения продолжитель-
ности проектирования и объема проектных материалов в нем
необходимо приводить только те материалы, которых нет в типо-
вых и повторно применяемых проектах.
Каждый тип холодильника имеет особенности, которые сле-
дует учитывать при их проектировании.
Этажность холодильников устанавливают в зависимости от их
вместимости, назначения и размеров строительства. При этом
стараются по возможности максимально снизить капитальные и
эксплуатационные затраты. Размешают холодильники в соответ-
ствии со схемами развития .экономических районов и на основа-
нии технико-экономического обоснования.
9.2. Определение вместимости холодильника
Вместимость холодильника считают по охлаждаемому объему
камер. Вместимость холодильников с учетом хранения в них раз-
личных по плотности грузов определяют в тоннах условного
груза (условная вместимость). Вместимость холодильника рас-
считывают раздельно по камерам хранения охлажденных грузов
(включая камеры хранения охлажденного мяса) и по камерам
хранения мороженых грузов.
При расчете камер предварительного охлаждения фруктов
холодильников в системе сельского хозяйства их условно считают
камерами хранения, вместимость их исчисляют в тоннах услов-
ного груза.
Камеры хранения охлажденного мяса, оборудованные подвес-
ными путями, учитывают при расчете вместимости холодильника
в целом. Условную вместимость их определяют при условии пол-
ной загрузки подвесных путей. Камеры охлаждения и заморажи-
вания, а также другие охлаждаемые помещения, не предназна-
ченные для хранения скоропортящихся грузов (экспедиции,
накопительные отделения, льдохранилища, разгрузочные и загру-
зочные при камерах замораживания, камеры созревания сыров
и пр.), при определении вместимости холодильников не учиты-
вают. Охлаждаемый строительный объем холодильника
Уохя = Кмг + V^KOr + Vком, (235)
где УКмг, Кког, VKOM — охлаждаемый строительный объем соответственно камер
хранения мороженых грузов, камер хранения охлажденных грузов, камер хра-
нения охлажденного мяса, оборудованных подвесными путями, м\
Охлаждаемый строительный объем камеры хранения
К = Кейс, (236)
где — строительная площадь камеры, м2; hc — строительная высота ка-
меры, м.
Строительная площадь камеры Fc равна площади пола:
Л = lb,
где / — длина камеры, м; b — ее ширина, м.
В камерах с гладкими потолками строительную высоту при-
нимают равной расстоянию от пола до потолка, в камерах с
выступающими балками — средней между минимальной и мак-
симальной высотой от пола до потолка.
Плотность хранимых грузов различна, поэтому вместимость
холодильника вычисляют в тоннах условного груза. Условным
грузом считают мясо в полутушах при норме загрузки камеры
хранения 0,35 т/м3, камеры охлаждения или замораживания —
0,25 т на 1 м подвесного пути. Вместимость холодильника, вычис-
ленную в тоннах условного груза, называют условной вме-
стимостью.
Условная вместимость холодильника
£> — £кмг + Еког + £ком, (237)
где £кмг, £ког, Екок — соответственно условная вместимость камер хранения
мороженых грузов, охлажденных грузов, камер хранения охлажденного мяса,
оборудованных подвесными путями, т.
Екмг == Еког = 0,35К, (238)
где Г,— грузовой объем камеры хранения мороженых или охлажденных гру-
зов, м3.
Еком = 0,25Е, (239)
где L — грузовая длина подвесных путей без учета распределительных путей
со стрелками, м.
14 = ЕЛ, (240)
где Fr— грузовая площадь камеры, м2; hr— грузовая высота, м.
Fr = Fc — Sf,
где Fc — строительная площадь камеры, м2; Yf — сумма площадей, занятых
внутренними и пристенными колоннами, пристенными батареями, напольными
воздухоохладителями, тамбурами (при этом учитывают отступы штабеля от
оборудования и стен камеры, ширину грузового проезда и размер площадок для
маневрирования погрузчиков), м2.
Ширину отступов от гладкой стены, пристенных'колонн, бата-
рей, напольных воздухоохладителей до штабеля принимают рав-
ной 0,3 м. Для всех камер холодильников при механизированной
укладке грузов ширину грузового проезда принимают равной
1,6 м В камерах площадью до 100 м2 грузовой проезд не пре-
дусматривают. При ширине камер 12 й 18 м оставляют один
проезд, при ширине свыше 18 м — на каждые два пролета
(по 6 м) предусматривают один проезд.
Непосредственно за грузовой дверью в камерах целесообраз-
но оставлять площадку для маневрирования погрузчиков разме-
ром 3,5X3,5 м.
Грузовую высоту hr камер хранения с горизонтальными по-
толками отсчитывают от поверхности пола до верха штабеля.
Отступы от строительных конструкций и холодильного обору-
дования составляют:
для многорядных потолочных батарей, расположенных над
проездом, — 0,2 м от верхнего ряда труб до гладкого потолка
или дб низа балок;
для однорядных потолочных батарей — 0,3 м от низа. бата-
рей до потолка;
при наличии воздушных каналов — 0,3 м от низа каналов до
потолка или 0,2 м до низа балок, если они выступают ниже
каналов;
при наличии подвесных воздухоохладителей — 0,3 м от потол-
ка до их нижней части.
В камерах с универсальным температурным режимом, обору-
дованных подвесными путями, грузовую высоту принимают с
учетом отступа штабеля от подвесных путей на 0,2 м.
9.3. Основные планировочные решения холодильников
Выбор планировки холодильника является одним из узловых
моментов проектирования. При выполнении планировки решают
ряд комплексных задач: архитектурно-строительные, технологи-
ческо-холодильные, энергетические, механизации грузовых ра-
бот и др.
При разработке планировки приходится учитывать большое
число различных факторов, что затрудняет однозначное решение
задачи. Однако существуют некоторые общие требования, вы-
полнение которых позволяет найти оптимальное решение:
планировка должна обеспечивать применение наиболее про-
грессивной холодильной технологии и максимальной механиза-
ции погрузочно-разгрузочных работ;
планировка должна способствовать уменьшению первоначаль-
ных затрат на строительство предприятия и гарантировать ми-
нимальные внешние теплопритоки.
При проектировании принимают следующую структуру рас-
пределительных холодильников: камеры хранения мороженых
грузов — 50—70 % общей вместимости, камеры хранения Охлаж-
денных грузов — 35—20, камеры хранения с универсальными
температурами — 15—10 %.
В соответствии с указанной структурой предусматривают три
рабочие температуры кипения: —30 °C для камер хранения моро-
женых грузов, —40 °C для камер замораживания, —12 °C для
камер хранения охлажденных грузов, —124-830 °C (или —40 °C)
для универсальных камер. Температура воздуха в этих камерах
соответственно —20, —30, —3,04 20 °C (или —30 °C).
В одноэтажных распределительных холодильниках предусмат-
ривают несколько камер хранения мороженых грузов, пло-
щадью 300—600 м2 каждая, камеры хранения охлажденных гру-
зов, площадью до 500 м2, универсальные камеры, площадью
до 300 м2.
Высота камеры в одноэтажном холодильнике может изменять-
ся от 8 до 20 м. Холодильники малой вместимости проектируют с
высотой камер не менее 3,6 м. Высоту камер многоэтажных холо-
дильников принимают равной 4,8 м при расчетной нормативной
полезной нагрузке 20 кПа. В редких случаях высоту камер мно-
гоэтажных холодильников увеличивают до 6 м с соответствую-
щим повышением расчетной нагрузки на перекрытия до 30 кПа.
Ширина одноэтажных холодильников с центральным располо-
жением коридора определяется модулем, равным 12 м, соответ-
ствующим длине пролета, утвержденной ГОСТом. Для много-
этажных холодильников ширину здания принимают не более 40 м.
Вертикальное перемещение грузов в многоэтажных холодиль-
никах осуществляется с помощью грузовых лифтов. Предусмат-
ривают выходы из камер многоэтажных холодильников в грузо-
вые коридоры или лифтовые вестибюли. Лифты размещают
86680
Рис. 8L Планировка одноэтажного распределительного холодильника:
1 — гардероб, душевая, санузлы; 2 — помещения для обогрева рабочих; 3 — комната
кладовщиков; 4 — столярная; 5 — генераторная; 6 — моечная; 7 — профилакторий;
8 — зарядная; 9 — помещение для парафинирования сыров; 10 — механическая
мастерская; 11 — тепловой пункт; 12 — склады; 13 — комната механика; 14
трансформаторная; 15 — КИП; 16 — вентиляторная камера; 17 — машинное отделение;
18 — камера хранения мороженых грузов; 19 — накопительная; 20 — морозильные
камеры; 21 — камеры для дефектных грузов; 22 — экспедиция; 23 — камеры с универ-
сальным режимом; 24 — камеры хранения охлажденных грузов; 25 — коридоры;
26 — автомобильная платформа •
Рис. 82. Планировка многоэтажного распределительного холодильника:
а — план I этажа; б — план II—IV этажей и подвала; в — разрез; 1 — соединительный
коридор; 2, 3 — универсальные камеры; 4 — железнодорожная платформа; 5 — вести-
бюль; 6 — камера хранения охлажденного мяса; 7 — коридор; 8 — вестибюль; 9, 10,
11 — морозильные камеры; 12 — камера накопительно-разгрузочная; 13 — камера хра-
нения охлаждаемого мяса; 14 — машинное отделение; 15 — материальный склад; 16 —
мужской гардероб; 17 — тепловой пункт; 18 — кладовая; 19 — электролитная; 20 —
зарядная; 21 — профилакторий и стоянка электропогрузчиков; 22 — лаборатория;
23 — центральный пункт управления и контроля; 24 — комната механика; 25 — щито-
вая; 26 — механическая мастерская; 27 — автомобильная платформа; 28 — мойка;
29 — комната кладовщиков
Рис. 83. Планировка холодильника Тернопольского мясокомбината:
Г— камера переохлаждения (tK——5 °C); 2 — камера предзамораживания (/к=—30 °C); 3, 4, 5, 6 — камеры охлаждения мяса
(/к=—3°С); 7, 8 — камера замораживания мяса (/к=— 30 °C); 9, 10, 11, 12, 13 — камеры хранения мороженого мяса (/к=
= —25 °C); 14 — универсальная камера хранения мороженого (охлажденного) мяса [tK= —25 °С(—2 °C)]; 15 — камера хранения
охлажденного мяса (/к=—2 °C); 16 — помещение для санитарной обработки троллей; 17 — насосная; 18, 19 — операторные;
20 — помещение для санитарной обработки тележек; 21 — автомобильная платформа; 22 — железнодорожная платформа
(в соответствии с новыми проектами) в контуре здания запод-
лицо с наружными. стенами. Лифты имеют непосредственный
выход на платформы.
Длина и ширина железнодорожных и автомобильных плат-
форм должны обеспечивать нормальную работу грузовых меха-
низмов. Длина железнодорожной платформы для холодильников
вместимостью 3000 т и выше должна быть рассчитана на прием
пятивагонной рефрижераторной секции, т. е. иметь длину около
120 м. Ширину платформ средних и крупных холодильников
выбирают не менее 7,5 м.
Грузовые платформы проектируют открытыми или закрытыми.
При проектировании многоэтажных портовых холодильников,
располагаемых на причалах, следует помимо платформы предус-
матривать поэтажные грузовые балконы для выполнения погру-
зочно-разгрузочных работ портальными кранами при подаче гру-
зов с судов непосредственно на холодильник и обратно.
План типового одноэтажного холодильника, разработанного
Гипрохолодом, показан на рис. 81. Здание холодильника выпол-
нено с сеткой колонн 6Х 12 ми высотой 6 м от пола камер до
нижнего пояса балок. Наружные и внутренние стены кирпичные,
в качестве тепловой изоляции применен пенополистирол ПСБ-С.
Полы холодильника с электрообогревом грунта. На холодиль-
нике используют три температуры кипения: —12, —30, —40 °C.
Рис. 84. Планировка производственного холодильника консервного завода:
/ — железнодорожная платформа; 2 — машинное отделение; 3 — отделение для замо-
раживания; 4 — камеры хранения; мороженых или охлажденных грузов; 5 — камеры
хранения сырья; 6 — подготовительное отделение; 7 — сырьевая площадка; 8 —
соединительная платформа; 9 — подсобно-бытовые помещения; 10 — коридор; 11 —
морозильные аппараты
Рис. 85. Планировка фабрики мороженого:
I — фризерно-фасовочное отделение; II — отделение для изготовления вафель; III —
помещение для щитов автоматики; IV — неохлаждаемые складские помещения; V —
охлаждаемый склад сырья; VI — вспомогательные помещения; VII — прием-
ное отделение молока; VIII— технологическое аппаратное отделение; IX— экспедицион-
ные помещения; X—аппаратное отделение холодильной установки; XI—камера
дозакаливания и хранения мороженого; XII — администратиано-бытовые помещения;
1 — эксимогенератор; 2 — заверточная машина; 3 — фризер; 4 — морозильный
аппарат; 5 — автомат для фасования мороженого; 6 — автомат фасовочно-упаковочный;
7 — резервуар для хранения молока и смеси; 8 — охладитель; 9 — гомогенератор;
10 — пастеризатор; 11 — варочные котлы; 12 — ванна для приготовления смеси:
13 — батареи; 14 — заверточный автомат
Одноэтажные холодильники малой вместимости (»2, 25, 50 и
100 т) можно решить экономично при использовании децентра-
лизованного охлаждения камер. Оборудование для децентрали-
зованных систем охлаждения отличает высокая степень завод-
ской готовности, что обеспечивает снижение стоимости монтаж-
ных работ, повышает надежность и долговечность холодильной
установки. Снижаются затраты на строительство холодильника,
так как не требуется помещения для машинного отделения с
системой вентиляции, оборотного водоснабжения.
Наибольшее распространение получили проекты многоэтаж-
ных холодильников вместимостью 10 000 и 16 000 т (рис. 82).
Планировки производственных холодильников предприятий
мясной, молочной и других отраслей пищевой промышленности
разрабатывают совместно с компоновкой технологических цехов.
Планировки холодильников (рис. 83, 84, 85) должны соответ-
ствовать схеме технологического процесса охлаждения и замора-
живания.
9.4. Определение тепловых нагрузок
на холодильное оборудование
Общий тепловой поток (в кВт), поступающий в охлаждаемые
помещения холодильников:
Q — Qi 4* Qs + Qa Qt, (241)
где Qi—теплоприток через ограждающие конструкции помещения, Вт; Q?—
теплоприток от продуктов при их холодильной обработке, Вт; Q3 — теплоприток
от вентиляции, Вт; Q< — теплоприток, связанный с эксплуатацией камеры, Вт.
9.4.1. Расчет теплопритоков через ограждения
Тепловая нагрузка на ограждающие конструкции складывает-
ся из теплопритоков, обусловленных разностью температур на-
ружного воздуха и воздуха камеры Qi, и теплоты солнечной ра-
диации Qjc:
Q1 = Q'i + Q.c (242)
Теплопритоки через ограждения, вызванные разностью тем-
ператур:
Q\ — KF(tH — /,<),
где К — действительный коэффициент теплопередачи ограждения, Вт/(м2-К);
F — площадь поверхности ограждения, м2; tK — расчетная температура наруж-
ного воздуха, °C; /к — температура воздуха камеры, °C.
tH = 0,4fcp .мес 0,б£аб .макс» (243)
где /ср.мес и /ае.макс — соответственно среднемесячная температура в 13 ч самого
жаркого месяца года и максимальная температура, °C.
Площадь поверхности ограждений определяют на основании
следующих предпосылок.
За длину наружных стен угловых помещений принимают раз-
мер от наружной поверхности стены до оси внутренней стены,
длину наружной стены неугловых помещений находят по размеру
между осями внутренних стен.
За длину внутренних стен (перегородок) принимают размер
от внутренней поверхности наружных стен до оси перпендику-
лярных внутренних стен либо между осями внутренних стен.
Длину и ширину пола и потолка определяют, как длину
внутренних стен.
Высоту стен в первых этажах, имеющих полы, расположенные
непосредственно на грунте, отсчитывают от уровня пола до уров-
ня пола вышележащего этажа; в йервых этажах над неохлаж-
даемыми подвалами и подпольями — от уровня потолка подвала
до уровня пола вышележащего этажа; в промежуточных эта-
жах — от уровня пола данного этажа до уровня пола выше-
лежащего этажа; в верхних этажах и для одноэтажных холо-
дильников — от уровня пола этажа до верха засыпки (изоля-
ции) покрытий.
При определении теплопритоков из неохлаждаемого подвала
расчетную разность температур уменьшают вдвое.
Теплопритоки через неизолированные полы, лежащие непо-
средственно на грунте, рассчитывают, исходя из следующих по-
ложений. Тепловой поток, поступающий от пола камеры, неоди-
наков по величине, причем чем ближе к центру камеры, тем
тепловой поток меньше. В связи с этим площадь пола камеры
условно разбивают на три зоны, шириной 2 м каждая. Для зоны
пола шириной 2 м, отсчитанной от наружных стен, коэффициент
теплопередачи принимают равным 0,4. Для второй зоны, распо-
ложенной от наружных стен на расстоянии от 2 до 4 м, коэффи-
циент теплопередачи равен 0,2; для третьей зоны, расположен-
ной на расстоянии от 4 до 6 м, — 0,1. Для остальной площади
камеры коэффициент теплопередачи пола составляет 0,06.
Таким образом, тепловой поток от пола
Qin = ZKyC„Fn(t„ — tK),
где /С,.™ — условный коэффициент теплопередачи соответствующей зоны пола,
Вт/(м4-К); Fn — площадь соответствующей зоны пола, м2.
Площадь пола первой двухметровой зоны, примыкающей к
углу наружных стен, измеряют дважды, т. е. по направлениям
обеих наружных стен, составляющих угол.
Тепловой поток через изолированные полы, лежащие на
грунте:
Qi„ =
где т — коэффициент, учитывающий относительное возрастание термического
сопротивления пола при наличии изоляции.
га= 1/[ 1 - 1>25(-^- + -+^-)] -
где бь-.бп — толщина отдельных слоев конструкции пола, м; — теплопро-
водность отдельных слоев конструкции пола, Вт/(м-К).
Для полов' изолированных и имеющих систему обогрева
грунта
Qi„ = ЛК(4ф — /к),
где /ср — средняя температура грунта при наличии обогрева (Zcp = 1 °C).
Теплоприток через заглубленные неизолированные стены под-
вальных помещений
Q'„ = — /к),
где значения Куы принимают такими же, что и для неизолированных полов, а
зоны отсчитывают от поверхности земли вниз; полы подвалов считают продол-
жением подземной части наружных стен.
Для учета действия солнечной радиации вычисляют допол-
нительный тепловой поток
Qlc=KFbk, (244)
где А/с— избыточная разность температур (табл. 22).
Д/с = PJa/aK.
22. Значения избыточного температурного напора (в °C) при ориентации
поверхности по странам света
Поверхность Ю ЮВ юз В—3 св—сз С
Географическая широта, град
40 50 60 40—60 40—60 40—60 40—60
Ст^на: бетонная 5,9 8,0 9,8 8,8—10,0 9,8—11,7 5,1—5,6 0 кирпичная 6,6 9,1 11,0 9,9—11,3 11,0—13,2 5,8—6,3 0 покрытая изве- • 3;6 4.9 6,0 5,4—6,1 6,0—7,2 3,2—3,5 0 стью нли свет- лой штукатуркой покрытая шту- 5,1 7,1 8,5 7,7—8,8 8,5—10,2 4,5—4,9 ; катуркой с ок- раской темных тонов облицованная 2,3 3,2 3,9 3,5—4,0 3,9—4,7 2,0—2,2 0 белыми глазуро- ванными пли- тами Плоские кровли: без окраски — — 17,7 — — — — (темные) с окраской свет- — — 14,9 — —. . — , — лых тонов Шатровые кровли 15 10 5 — — —
где Р — коэффициент, учитывающий влияние тепловой инерции массивной
ограждающей конструкции (для холодильников Р = 0,75); 1 — напряже-
ние солнечной радиации, Вт/м2 (табл. 23); а—коэффициент поглощения
солнечной радиации поверхностью ограждения-(табл. 24); ан — средний коэф-
фициент теплоотдачи от наружной поверхности ограждений к воздуху,
Вт/(м2-°С).
23. Значения расчетных значений напряжений солнечной радиации в летнее
время (в Вт/м2) при ориентации поверхностей по странам света
Поверхность ю ЮВ ЮЗ в 3 СВ СЗ С
Географическая широта, град
40 50 , 60 40 60 40—60 40—60 40—60
Вертикальная 280 384 465 418 477 465 558 244 268 0
Горизонтальная 640 640 640 640 640 640 640 640 640 640
24. Коэффициенты поглощения для некоторых материалов
Материал Коэффициент поглощения Материал Коэффициент поглощения
Асфальт Бетон 0,89 0,65 Рубероид: светлый 0,82
Битум (гудрон) 0,90 темный 0,86
Земляная засыпка на 0,80 Толь 0,91
кровле Известковая побелка 0,40 Штукатурка: светлая 0,40
Кирпич; красный белый глазурованный 0,70—0,77 0,26 на темном песке 0,57
Тепловой поток от солнечной радиации определяют как сум-
му тепловых потоков, поступающих через поверхность одной из
стен, ориентированной наиболее невыгодно относительно солнеч-
ного излучения, и через поверхность кровли.
9.4.2. Расчет
при их
теплопритоков от продуктов
холодильной обработке
В общем виде количество теплоты, отводимой от груза массой
1 кг при холодильной обработке, определяют как разность
энтальпий груза до обработки и после нее (в кДж/кг):
q = i\—i2=ki- • (245)
При охлаждении и домораживании продуктов в камерах
хранения (в Вт)
Q2= G-1000 -Ai/3600-24,
(246)
где G — суточное поступление продуктов, т (для крупных распределительных
холодильников принимают равным 8 % вместимости камер хранения до 200 т
включительно, для камер вместимостью более 200 т — 6 %; Д/— разность
энтальпий, соответствующих начальной и конечной температурам продуктов,
кДж/кг.
При проектировании холодильников-фруктоовощехранилищ
принимают суточное поступление при загрузке камер на дли-
тельное хранение в предедах 7—10% вместимости камеры. Тем
пературу плодов, поступающих на холодильник сразу после
уборки, принимают равной среднемесячной, температуре наруж-
ного воздуха месяца уборки; температуру плодов, поступающих
в рефрижераторах, 6—8 °C. Массу деревянных ящиков для фрук-
тов считают равной 20 % массы фруктов.
Теплопритоки при охлаждении тары
25. Удельные количества теплоты, выделяемой плодами и овощами при дыхании.
Вт/т
Плоды и овощи Температура, °C
0 2 5 10 15 20
Абрикосы: Бананы: 17 27 50 102 155 199
зеленые — — 52 98 131 155
зрелые — — 58 116 164 242
Лимоны зрелые 9 13 20 33 47 58
Черешня 21 31 47 97 165 219
Апельсины 10 13 19 35 50 69
Персики Г ру ши: 19 22 41 92 131 181
ранние 20 28 47 63 160 278
поздние Яблоки: 10 22 41 56 126 219
ранние 19 21 31 60 92 121
поздние 10 14 21 31 58 73
Слива 21 35 65 126 184 233
Виноград 9 17 24 36 49 78
Дыня 20 23 28 43 76 102
Лук Капуста: 20 21 26 34 31 58
брюссельская 67 78 135 228 295 520
цветная 63 17 88 138 259 402
белокочанная 33 36 51 78 121 194
краснокочанная (зимняя) 19 24 24 38 58 116
Картофель 20 22 24 26 36 44
Морковь 28 34 38 44 97 135
Огурцы 20 24 34 60 121 174
Свекла 20 28 34 60 116 213
Т оматы 17 20 28 41 87 102
Чеснок 22 31 47 71 128 152
Qb = GtCt(/h — Q 1073600- 24, (247)
где Gt — масса тары, кг (принимают пропорционально суточному поступлению в
камеру затаренных грузов); Ст — теплоемкость'материала тары, кДж/(кг-К);
/н — начальная температура тары, °C; <к — конечная температура тары, °C.
При охлаждении и замораживании продуктов в камерах ох-
лаждения и замораживания
Q'a = G -1 000 • Дг/т • 3600, (248)
где G — вместимость камеры холодильной обработки, т; т — длительность
цикла холодильной обработки, ч; А; — разность энтальпий продукта до и после
обработки, кДж/кг.
При холодильной обработке продуктов, подлежащих после-
дующему хранению, целесообразно понижать температуру про-
дукта до температуры хранения.
Для камер хранения и охлаждения дышащих грузов следует
определять теплоту дыхания
Q'2 = q'2G + q%E - G), (249)
где qb — удельное количество теплоты, выделяемое плодами н овощами при ды-
хании во время охлаждения, Вт/т (табл. 25); q'{ — то же для условий хранения,
В.т/т (см. табл. 25); G — величина суточного поступления плодов и овощей в
камеру, т; Е — вместимость камеры, т.
9.4.3. Расчет теплопритоков при вентиляции
охлаждаемых помещений
Необходимость вентиляции охлаждаемых помещений опреде-
ляют технологическими требованиями к состоянию воздушной
среды (в камерах хранения дышащих грузов) и санитарными
требованиями, связанными с обеспечением нормальных условий
для людей, работающих в этих помещениях.
В охлаждаемые производственные помещения, где работает
относительно большое число людей, необходимо подавать воздух
в соответствии с санитарными нормами (20 м3/ч на одного ра-
ботающего) .
Теплоприток от этого воздуха
Q'z = 20мр(/н - /к) 1073600, (250)
где п — число людей, одновременно работающих в помещении; р — плотность
воздуха в охлаждаемом помещении, кг/м3; iH — энтальпия наружного воздуха,
кДж/кг; iK — энтальпия воздуха помещения, кДж/кг.
Количество вентиляционного воздуха, подаваемого в камеры
хранения дышащих грузов, принимают, исходя из необходимости
обеспечения кратности воздухообмена в пределах 3—4 объемов
в сутки.
Теплоприток от наружного воздуха
Q% = VCTpap(/H — /к) 103/24 • 3600, (251)
где Устр — строительный объем вентилируемого помещения, м3; а — кратность
воздухообмена.
9.4.4. Расчет эксплуатационных теплопритоков
Q4 = + $ + </3v + (252)
IV IV IV IV ,
где q\ , , ?з <?4 — соответственно теплопритоки от освещения, от работы
электродвигателей, от людей, при открывании дверей.
IV Л с
q} = AFK,
где А — количество теплоты, выделяемой осветительными приборами, на 1 м2
площади камеры, Вт/м2 (для складских помещений А = 1 Вт/м2, для произ-
водственных А = 4 Вт/м2); FK — площадь камеры, м2.
При расположении электродвигателей (вентиляторов, насо-
сов и др.) , внутри охлаждаемого контура значение теплопритока
от работы электродвигателей
q™ = ^Ж-1000,
где N3 — мощность электродвигателя, кВт.
При расположении электродвигателя вне охлаждаемого кон-
тура
</2у = 2А/э.1000-т]э,
где т] — КПД электродвигателя.
. = 350п,
где п — число работающих в камере (для камер площадью до 200 м2 п = 2 — 3,
для камер площадью свыше 200 м2 п = 3 — 4); 350 Вт — тепловыделения
одним человеком при средней интенсивности работы.
V о г?
q$ — FFjib,
где В — удельный теплоприток при открывании дверей, Вт/м2; F№ — площадь
поверхности дверей.
Все виды теплопритоков для данной камеры суммируют. По-
лученная сумма является расчетной для определения площади
поверхности теплообмена приборов охлаждения данной камеры.
При выполнении приближенных расчетов тепловую нагрузку
на холодильное оборудование определяют по укрупненным пока-
зателям, отнесенным к 1 м2 площади помещения (табл. 26).
26. Укрупненные показатели суммарного удельного теплопрнтока
Назначение охлаждаемого помещения
Температура,
°C
Плотность тепло-
вого потока,
Вт/м2
Охлаждение мяса 0 262,0
Замораживание мяса при воздушном —35 698,0
охлаждении
Хранение:
мороженого мяса — 18
верхний этаж — 18 75,6
средний этаж 0 46,5
охлажденного мяса 0 46,5
прочего охлажденного груза 0 116,0
фруктов и овощей 40,0
Расчет теплопритоков, поступающих в камеры и возникающих
в них, сводится к умножению плотности теплового потока на
площадь пола охлаждаемого помещения. Для подбора компрес-
соров расчетную величину теплового потока определяют для
групп камер или технологических аппаратов, имеющих одина-
ковую или близкую (в пределах 2—3 °C) температуру. Для каж-
дой группы помещений выбирают температуру кипения, опреде-
ляющую условия работы холодильной установки. При расчете
суммарных теплопритоков на компрессорное оборудование учи-
тывают несовпадение во времени максимальных величин тепло-
притоков от различных источников и изменение их значений
в течение года.
Теплоприток через ограждающие конструкции Qi учитывают
для распределительных и специализированных холодильников
полностью; для холодильников мясокомбинатов — в пределах
80 % при температуре воздуха в камере tK — — 20 °C, в пределах
60 % при 4 = 0 °C, 50 % при 4 = 5 °C. Теплоприток Qi при холо-
дильной обработке продуктов и от дыхания плодов и овощей
входит полностью в расчетную тепловую нагрузку на компрес-
сор. Теплоприток от вентиляции Q.? учитывают в размере 100%,
теплопритоки — в размере 50—75%, так как эксплуатацион-
ные теплопритоки не могут возникать одновременно во всех ка-
мерах и от всех источников одновременно.
Полученную сумму теплопритоков сводят в таблицу для каж-
дой из проектируемых температур кипения. На пути от охлаж-
даемых объектов к машинному отделению через изоляцию тру-
бопроводов и аппаратов низкого давления проникают дополни-
тельные теплопритоки и появляются потери давления. Поэтому
расчетную холодопроизводительность холодильной машины уве-
личивают на 7 % при непосредственном охлаждении и на 12 %
в системах с промежуточным хладоносителем.
Примеры расчетов теплопритоков в камеры холодильников
приведены в учебном пособии по холодильным установкам.
9.5. Подбор оборудования машинных
и аппаратных отделений
Для подбора оборудования холодильной установки необхо-
димо иметь следующие исходные данные: холодопроизводитель-
ность на расчетном режиме, производительность технологиче-
ского оборудования, обслуживаемого холодильной установкой,
параметры окружающей среды и систем охлаждения.
Подбор оборудования холодильной установки осуществляют
двумя способами: по результатам прямого расчета оборудования
каждого из узлов на основании исходных данных; по результа-
там расчета, базирующегося на методах оптимизации, в основе
которых лежат математические модели аппаратов, камер и
систем охлаждения в целом, включенные в термоэкономический
анализ.
9.5.1. Прямой способ
При подборе оборудования по результатам прямого расчета
параметры охлаждающих систем и окружающих сред связаны с
параметрами цикла холодильной установки перепадами темпе-
ратур.
Последние в ориентировочных расчетах принимают на осно-
вании рекомендаций по проектированию. Перепады температур,
выбираемые для аппаратов, непрерывно изменяются в зависимо-
сти от стоимости электроэнергии, металла, оборудования и при-
нятой холодильной технологии обработки пищевых продуктов.
На основании выбранных параметров цикла и заданной
холодопроизводительности определяют рабочие параметры комп-
рессора: коэффициент подачи, потребный объем, описываемый
поршнями или роторами компрессоров, Vh и эффективную мощ-
ность Ne. По значениям 14 и Ne подбирают по каталогам обо-
рудование — компрессор и электродвигатель.
Температуры сред в теплообменных аппаратах и полученные в
результате расчета параметров цикла тепловые нагрузки аппара-
тов позволяют определить площади теплопередающих поверхно-
стей, их геометрические параметры на основании приведенных в
учебнике методах и подобрать подходящее оборудование по
каталогам или учебному пособию.
Проходит очередная смена поколений холодильного оборудо-
вания. Поршневые компрессоры заменяют винтовыми, отличаю-
щимися повышенной надежностью. В частности, московский
завод «Компрессор» осваивает компрессорные, компрессорно-
конденсаторные агрегаты и холодильное машины на базе новых
винтовых компрессоров 21ВХ410, 21ВХ280, 21ВХ130, ВХЗО.
Завод серийно выпускает аммиачные одноступенчатые агрегаты
21А280-7-0, 21А280-7-1, 21А280-7-2, 21А280-7-3 с винтовым'
компрессором, пришедшие на замену одноступенчатым агрега-
там А220-7-0, А220-7-1, А220-7-2, А220-7-3 с поршневыми
компрессорами П-220. Освоено серийное производство аммиач-
ного двухступенчатого холодильного агрегата 21 АД300-7-5, ском-
понованного из бустерного винтового агрегата 21АН300-7-7
(ступень низкого давления) и компрессорного винтового 21А280-
7-3 (ступень высокого давления) с промежуточным сосудом
800СПА, взамен двухступенчатого агрегата АД-260-7-4, состоя-
щего из бустерного винтового агрегата АН-260-7-6 (ступень низ-
кого давления) и поршневого агрегата А-220-1 (ступень высо-
кого давления) с промежуточным сосудом СПА800.
Освоено серийное производство аммиачных низкотемператур-
ных агрегатов 21АН-170-7-6 и 21АН-170-7-7 на базе винтового
компрессора 21ВХ410.
Холодильные машины и агрегаты с винтовыми компрессорами
автоматизированы, с регулируемой холодопроизводительностью,
оснащены индивидуальной системой управления и центральной
микропроцессорной системой управления. Осваивается произ-
водство агрегатов и машин на базе винтовых компрессоров
21ВХ130, предназначенных для замены поршневых компрессоров
П110. После этого серийный выпуск поршневых компрессоров
П110 и П220 будет прекращен.
Теплообменные и вспомогательные аппараты холодильных
машин и охлаждающих систем рассчитывают и выбирают в со-
ответствии с холодильной мощностью установки. По описанному
методу проектирования не всегда удается выбрать оптимальный
вариант, что приводит к росту приведенных затрат на 10—20 %
и увеличению расхода электроэнергии на 7—8%.
9.5.2. Математическая модель камеры хранения
Теоретическим основам математического моделирования про-
цессов, протекающих в холодильных системах, посвящены рабо-
ты Л. И. Константинова, Л. Г. Мельниченко, А. И. Коханского,
В. А. Оносовского, О. Н. Занько.
Проиллюстрируем особенности составления математической
модели сложного объекта на примере камеры хранения мороже-
ных грузов*.
* Математическая моде1ь разработана А. И. Коханским и Н. И. Чумак для
камеры хранения продуктов в холодильнике.
Специфика работы камер хранения мороженых грузов в отли-
чие от камер холодильной обработки заключается в том, что
основным возмущающим воздействием, обусловливающим неста-
ционарность температурно-влажностного режима холодильного
помещения, является величина наружных теплопритоков.
Продукт в камере хранят в штабелях. Физические процессы
в камере — тепло- и массообмен между продуктом, воздухом
камеры, приборами охлаждения и ограждениями.' В качестве
приборов охлаждения применяют воздухоохладители.
Используя метод системного анализа для камеры хранения,
можно отметить, что камера (как единая система) состоит из
следующих подсистем: ограждения (определяющий параметр
0г); хранимого продукта (средняя температура поверхности про-
дукта 0пр); воздуха камеры (средняя температура в камере 0К);
приборов охлаждения (средняя температура поверхности 0оЛ).
Ограждения. Количество теплоты, аккумулируемой огражде-
нием камеры за время:
(Qorp.H -|- Qorp.H — Qorp.np — Qorp.np)rf^ = AQorp, (253)
где Qorp.H — наружный тепловой поток к ограждению из-за температурного
градиента (теплообмен конвекцией); Qorp н — наружный тепловой поток к ограж-
дению, вызванный лучистым теплообменом, обусловленным солнечной радиацией;
Qorp.пр — лучистый тепловой поток от ограждения к продукту;
Оогр.к Cfcrp.K/огр.к(0к 01)»
где ссогр.н — коэффициент теплоотдачи от наружного воздуха поверхности ограж-
дения, Вт/(м2-°С); /огр.н — площадь поверхности наружного ограждения, м2;
0„ — температура наружного воздуха; 01 — наружная температура поверхности
ограждения;
Qorp.H == Fогр.н/ • COStp,
где / — интенсивность солнечной радиации; <р — угол между направлением
потока радиации и нормалью к облучаемой поверхности;
Qorp.пр -- С^огр.вн/огр.вн(02 - 0к),
где aOrp.Bii — коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности к воздуху,
Вт/(м2-°С); Гогр.вн — площадь внутренней поверхности ограждения, м2; 02
температура внутренней поверхности ограждений; 0К — температура камеры,
близкая по значению 0рр;
Qorp.пр ==: ЩХ»|/''огр.вп(02 0пр) ,
где а — доля теплоты, передаваемой от ограждения к продукту; ал — коэффи-
циент теплоотдачи лучеиспусканием;
02 — 0пр — 02 — 0к
% = i|)Coen.orp.np[(02/lOO)4 - (0„р/100)4]/(02 - 0пр),
где ф — коэффициент облученности; Со —коэффициент лучеиспускания абсо-
лютно черного тела; еп.огр.пр — приведенный коэффициент черноты продукта и
ограждения.
. В общем случае 02 — 0пР = 02 — 0к;
бп.огр.пр === Епрбогр-
Учет влияния сенечной радиации чрезвычайно сложен. Учет
ее интенсивности / зависит от географической широты местно-
сти, облачности, загрязнения воздуха и многих других трудно
учитываемых факторов.
Повышение температуры облучаемой поверхности учитывает-
ся условной температурой наружного воздуха:
0уСЛ = 0н + 0,75/(р/ОСогр.н),
где р — коэффициент поглощения солнечной радиации облучаемой поверхностью.
На основании записанных уравнений, учитывая, что
. п
AQorp —- У /TlorpCorpt/02,
п i = 1
.^morpCorpdOz =[( 1/ctorpH + 2б/А) )ej,p.,1(0i — 02).—
ССогр/*огр.вн(02 0к) ПО^|/*огр.вн(02 0пр)]^Д. (254)
Продукт. Количество теплоты, аккумулируемое в массе про-
дукта при изменении температуры поверхности его в процессе
хранения:
ffktpCnpdBnp — (zbQnp — QnP Qorp.np Qap)dt, (255)
где /Япр — масса продукта; Спр — теплоемкость продукта; Qnp — составляющие
тепловых потоков, выражаются зависимостями: от продукта к воздуху камеры
за счет конвективного теплопереноса или к продукту; Qnp — от продукта к бата-
реям камеры (лучистый теплообмен); Qnp — от продукта к воздуху камеры влаж-
ным путем;
Qnp — cfipFnp(0np — 0к);
QSrp.np = [a]anFnp(02 — 0пР); (256)
Q;1P = ойрГпр(0пр - Вк);
Q"p = сйрК„РтПр(0пр - 0к)1 (257)
Если теплота в камере не перехватывается, то
Qnp = Qo6m • 1/gd, '
где Q06ui — общий тепловой поток; ijd — коэффициент влагопереноса, опреде-
ляемый при 6пр;
Для практических расчетов удобнее пользоваться величиной
эффективной поверхности пищевых продуктов, согласно которой
можно выразить площадь поверхности продукта
Fпр = Др.эф Шир,
где fnp.эф — эффективная площадь поверхности - испарения пищевого продукта
на 1 кг массы при заданных условиях складирования, м2/кг.
На основании сказанного выше выражение (256) можно
записать
^npCnpi/Gnp == { С4прСпр.эф^пр(0пр ft,) —|—ПОСлХ
X Тпр.эфЩпр(02 0пр) СЙр/*пр.эф/Ппр(0лр 0к)
ССпр/’'пр.эфЩцр(^пр 1)(0пр 0к)}^/,
ИЛИ
tftnp CnpdQnp = { СХлрТ'пр.эфЩпр(0пр 0к)[ 1 “I- (^ир — 1)] ~Ь
—I- ПС4п/*пр.эфЩпр(02 " 0пр) — СЙрТ'пр.эфX ^1пр(0пр J 0к)}^Т
Воздух камеры. Уравнение аккумуляции теплоты в объеме
камеры при нарушении стационарности режима
теСе - rf0K = (±Q£P + (/*rp + ОД - Q“o - Q“ )dt, (259)
где Qorp — тепловой поток от ограждения к воздуху камеры конвективным путем;
Qb.o — тепловой поток от воздуха камеры к теплообменной поверхности охлаж-
дающих приборов сухим путем; Q“o — тепловой поток от воздуха камеры к
теплообменной поверхности охлаждающих приборов влажным путем.
Qnp = ± [сЙр^пр.эф/Ппр(аяр — 0К)] = (?обш(1 — l/£rf), (260)
где (1 — 1 /gd) — доля сухой теплоты в общей
Qorp — ССогр/"огр.вн(02 — 0к) = Qo6u( 1 — 1/^d); (261)
Q“P = rfpFnp^mnp(0np - ft,) 1 /ga = • 1 /&, (262)
Qb.o = CCb.oFb.o(0k — 00,) ; (263)
Q“o = Cfe.oFB.o(0K - ft»)(&,.0 - 1) = Q06.u • 1/ga, (264)
где ija.o, !jd — соответственно коэффициенты влаговыпадения и влагопереноса,
определяемые при 0в.о-
Тепловой поток от воздуха камеры к потолку при наличии
экрана отсутствует:
QSot = 0. (265)
Согласно выражениям (260) — (265) уравнение (258) можно
представить в следующем виде:
твСвМ — [сйгр/7 огр(02 — 0к) + СЙр^пР.эфХ
Х^гПр(0Пр — Ок)(£пр — 1) — CCb.o.Fb.o(0k — Оо,) —
— Oo.oFb.o^k — 0о,)(£в.о — 1) — СЙр^пр.эфХЩпр(0пр — 0к)]^. (266)
Значения £„Р и |в.о определяют по соответствующим значе-
ниям
Приборы охлаждения. Изменение температуры поверхности
охлаждающих приборов при нарушении тепло- и массообмена в
камере описывается следующим равенством:
Щв-оСв.обв.о = ( Qb.0 Qb o 4“ Qo),
где Qb.o — тепловой поток от воздуха камеры к приборам охлаждения за счет
конвективного теплообмена; (%0 — тепловой поток от воздуха камеры к прибо-
рам охлаждения (теплообмен влажным путем).
Qb.o = Ов.оГвДбк — 00.,) = Qo6m( 1 — l/£d);
QTo = Ов.вГвДбк - &>,)(&>•> - 1) = Qo6ui(l - l/gd).
При расчете процессов тепло- и массообмена в камерах хра-
нения находят равновесные температуру и относительную влаж-
ность. По ним определяют а затем рассчитывают потери про-
дуктов от усушки.
Количество аккумулируемой влаги в объеме камеры при на-
рушении влажностного баланса
</С-г/т = (1Гпр + Гогр-|-ГДв + Гр-Гвл)<//, (267)
где G — количество влаги, находящееся в воздухе камеры, т — количество
влаги, поступающее в воздух в результате испарения ее с поверхности про-
дукта.
Влагоприток от усушки пищевых продуктов
ДГПР = аПрГэфЩпр(е„р - 0к)(£Пр - 1)1/г(0 = (268)
Количеством влаги 1Кгр, проникающим через наружные ог-
раждения, можно пренебречь. Заметную величину в общем ба-
лансе составляют влагопритоки, вносимые воздухом, поступаю-
щим через дверь Ц7ЛВ, особенно при отсутствии тамбуров или
воздушных завес. Величина их может составить 10—15% общих
влагопритоков. Эти процессы воздухообмена настолько сложны,
что позволяют только приближенно учесть величину тепло- и
влагопритоков через дверные проемы. Теплопритоки воздуха,
поступающего через данный проем, определяют так же, как и
при вентиляции камер наружным воздухом.
В результате исследований, проведенных в ОИНТЭ, было ус-
тановлено, что зона воздуха располагается широкой полосой
в центре дверного проема, в связи с чем действительные зоны
входа и выхода воздуха меньше теоретических (по Тамму) на
23—24 %. Для учета этого была введена поправка. При этом
Кв = 0,51 к;
2gA( 1 — Рн/Рк)
(1 + л/Рн/Рк)3
(269)
где Fm—площадь поверхности дверного проема, м2; g — ускорение силы тя-
жести, м/с2; h — высота проема двери, м.
Вводя обозначение Z = 3600X0,51, выражение для влагр-
притоков через двери можно записать в следующем виде:
№дв = ZFABpr\/ - dK), (270)
v (i +Vph/pk)3
где dH, dK — влагосодержание наружного воздуха и воздуха камеры, кг/кг.
Влагоотвод IFBJI из воздуха холодильной камеры происходит
путем конденсации водяного пара на поверхности охлаждающих
приборов. Для воздухоохладителя
№в.о = <2о6щ( 1 — 1 Дв.о) / (г — М ,
после преобразований
Гв.о = [o£.oFB.o(0K - 6о,)(Ь.о - l)]/(r - iw). (271)
Общее количество влаги, содержащейся в воздухе холодиль-
ной камеры:
G = фк(1 — Pt,)VcTPpBrf",
где (1 —Ро)Устр — объем камеры, не занятый грузом, м3; — коэффициент
использования объема камеры; Устр — строительный объем камеры, м , рв —
плотность сухого воздуха при температуре камеры, кг/м.
Величина (1 —₽и)14тррв^к/ характеризует максимальную влаго-
емкость камеры при данной температуре в камере 6К, поэтому
изменение количества влаги будет соответствовать изменению
относительной влажности:
dG — [(1 — ₽„)КтРрв]^(^<рк). (272)
Таким образом, выражение (267) согласно уравнениям (268),
(269), (270) и (271) можно записать
[(1 Рд) ТстррВ]б1(с1к(рк) == [ ССпр/*пр.эфЩпр(0пр
- 0к)(&,р - 1)1/Г + ZFaBp^ -
(i+Vph/pk) j
yr / ^£^(1 Ph/Pk) । //Q
Z* jxbQk\I ----д —<2к(рк “И *vp CCb.o/*b.o/(0k
v (1+Ш7р^
-0оЖ.о- 1) гэ1.ж . (273)
Систему уравнений (255), (258), (266), (273) следует линеа-
ризовать методом малого параметра в окрестности стационар-
кого режима и решить ее, применяя прямое и обратное преобра-
зование Лапласа, по координате времени.
Решение представляется в виде передаточных функций по
различным каналам. '* '
Например, в виде
Дфк/0к — ~ (x3Xlk2lXi/y i)rp't + (Х4Х2Й21Х7/у2) l~P2t + ( —&21Х7/У3),
где Дфк. АЙк — относительная влажность и температура воздуха в приращениях;
k — коэффициенты, учитывающие теплотехнические и конструктивные харак-
теристики. объекта
Xt = (1 —TnpPl)',
Хц — (1 — Г.фРг);
Хз=(1 —ГогрРз);
Х4 = (1 — ГогрРг);
%7 = ( 1 - /23/214);
уг= —Рг(Р1 — Рг);
^1,2 = ^4 zfc Ад -- 4Л3Л5/2Д3;
Аз = 7'0ГрГГ1р(1 — ksiks);
Ад = (7\irp + T'npXl — /221/25);
Д5 = (1 — /2б^21)( 1 — /23^14);
У1= -РИР2-Л);
1/3 = РчР\,
где 70Гр, Г11р — постоянные времени для ограждения и продукта.
Представленная -математическая модель камеры хранения
адекватна физическим процессам, протекающим между огражде-
нием, воздухом и продуктом, ее можно использовать для ана-
лиза условий тепло- и массопереноса, а также для составления
алгоритма управления процессами в камере с помощью ЭВМ.
После изложения основных принципов проектирования камер
холодильников и их охлаждающих систем и аппаратов следует
дать рекомендации по принятию решения по выбору режимных
параметров работы камер.
Обычно в инструктивных документах указывают температуры
для камер холодильной обработки и хранения без связи ее с
конечным результатом по усушке. Руководствуясь изложенными
выше научными положениями, целесообразно закладывать в тех-
ническое обоснование режимов работы камер желаемую или тре-
буемую усушку, по которой и нужно определять температуру для
рассматриваемых процессов.
Исходя из общей 'зависимости, определяющей усушку про-
дуктов, и задаваясь AG:
е<р= Q/&G,
вычисляют значение тепловлажностного отношения и по таб-
лицам определяют, какой температуре оно соответствует. Эта
температура должна быть определяющей для процессов в ка-
мерах холодильников или аппаратах. Если температурный ре-
жим окажется неприемлемым из-за сложности его получения
или поддержания, следует (для камер хранения) принять реше-
ние по перехвату части теплопритоков одним из доступных ме-
тодов.
9.6. Борьба с промерзанием грунта
под полами холодильников
9.6.1. Промерзание грунта
Состав грунта. Он определяется тремя основными компонен-
тами: минеральным скелетом, водой и воздухом, -заполняющими
частичные поры грунта. Основным компонентом, влияющим на
физические и механические свойства грунта при охлаждении и
замерзании, является вода, которая находится в сложном взаи-
модействии с минеральным скелетом грунта, образуя с ним
сложные физико-химические и механические связи.
Воду в грунтах при температурах выше температуры замер-
зания подразделяют на свободную, связанную и водяной пар.
Свободная вода поступает в грунтах в двух фазах: грави-
тационная, которая перемещается в грунтах под действием сил
тяжести или при наличии разности напоров, и капиллярная,
заполняющая в зависимости от строения скелета грунта его
поры на определенную высоту от уровня грунтовых вод (дви-
жется под действием молекулярных сил самой воды и скелета
грунта)..
Связанная вода (прочно-
связанная и рыхлосвязан-
ная) — это вода, входящая в
структуру минеральных частиц,
которые удерживают ее элект-
ромолекулярным притяжением.
Водяной пар, перемещаю-
щийся в грунтах, в результа-
те разности парциальных дав-
лений, возникающей вследст-
вие колебаний температуры,
образуется в результате испа-
рения капиллярной влаги.
Рис. 86. Содержание незамерзающей
воды в грунтах:
1 — юрская глина; 2 — глина пылевая;
3 — суглинок тяжелый; 4 — суглинок
легкий; 5 — супесь пылевая тяжелая; 6 —
супесь (из Игарки); 7 — песок пылеватый;
8 — песок кварцевый
Миграция этой влаги проявляется при малом влагосодержании
грунта.
Количество намерзшей воды, оставаясь при данной отрица-
тельной температуре, не зависит от исходной влажности грунта
до замерзания. Зависимость массового содержания незамерзшей
воды в мерзлом грунте от температуры для различных грунтов
приведена ща рис. 86. Как видно из рисунка, эта величина изме-
няется в широких пределах—от 1 до 40%, что необходимо
учитывать при проектировании систем обогрева грунта под холо-
дильными сооружениями.
Наличие во влаге грунтов растворенных солей приводит к
понижению температуры замерзания грунтов. Чаще всего ее
определяют опытным путем.
Расчет глубины и продолжительности замораживания. Для
практических расчетов необходимо знать, на какую глубину мо-
жет замерзнуть грунт, с тем чтобы решить ряд строительных
задач (например, выбор глубины закладки фундамента), или
решить обратную задачу — как укрепить грунт методом замора-
живания при проходе туннелей и др. Рассмотрим предложенную
А. И. Пехович методику расчета глубины и времени замерзания
грунта при условии, что температурный режим в затвердевшей
области квазистационарный (для случая неограниченной плас-
тины) .
На поверхности грунта задана постоянная температура,
ниже температуры замерзания h. К границе затвердевания из
грунта подводится постоянный тепловой поток щ .
Уравнение теплового баланса на границе раздела фаз:
[Xi(/3 — /п)//г3] — q = qvdhK/dx,
где Xi — коэффициент теплопроводности зоны затвердевания, Вт/(м-К);
кз — координата зоны затвердевания, м; /з, tn — соответственно температуры
затвердевания и поверхности грунта, °C; qv — объемная скрытая теплота фазо-
вого перехода, Дж/м , т — промежуток времени, с ;
qv = qMpWWBZ,
где q„ — теплота фазового перехода единицы массы жидкости, содержащейся
в грунте, Дж/кг; р — плотность льда, образующегося в грунте, кг/м3; w — влаж-
ность грунта (в долях единицы); wB — относительное количество вымороженной
воды (в долях единицы); z — пористость тела (в долях единицы).
При наличии на поверхности грунта изоляционного слоя тол-
щиной йиз (это может соответствовать термическому сопротив-
лению между грунтом и омываемой средой) решение уравнения
теплового баланса представим в следующем виде:
т)з + 7721п[(772 - 1 - т]з)/(/71 — 1)] — 771 = 0;
771 = qx/(qvhli3')\ Пъ = Xi(/3 — /п)/
Т]э == /1з/71иэ.
Рис. 87. Расчетный график
Максимально возможная
глубина замораживания грунта
Лмакс — Лнз(/72 1 )•
Расчетный график приведен
на рис. 87 (пунктиром про-
ведена линия для решения в
случае Лиз = 0).
П = ц2х/'к 1 <>„( /э ;
Лк == Лиз q/^1(/3 Ли) == Лк/Лмакс.
Для инженерных расчетов
температуру замерзания грун-
тов рекомендуется принимать
равной —0,34 1,6 °C.
Пучение грунта и меры его
предотвращения. Если темпе-
ратура грунта становится ниже
температуры затвердевания, происходит пучение грунта.
Пучение — это процесс, который возникает не одновременно
с действием низких температур, а через промежуток времени,
необходимый для формирования структуры промерзшего грунта.
Пучение происходит в течение двух-трехлетней эксплуатации
холодильных сооружений.
Величина пучения
Л — Ло + (— •$!/),
где ho — деформация пучения, м; Sy — внутриобъемная усадка, м.
Возникающие при пучении грунта силы приводят к значи-
тельной деформации и впоследствии к разрушению строитель-
ных конструкций холодильников.
Если невозможно выбрать площадку для строительства холо-
дильников на непучинистых грунтах, прибегают к различным ме-
тодам предотвращения пучения. При выборе таких методов
прежде всего руководствуются технико-экономическими показа-
телями различных систем обогрева.
9.6.2. Виды обогрева
Наиболее распространены четыре метода обогрева полов хо-
лодильников: воздухом, жидкостью, йарами хладагента и элек.-
тричеством.
Воздушный обогрев. Существует несколько способов воздуш-
ного обогрева: с принудительной циркуляцией воздуха; по
каналам из труб; устройство открытого подполья; воздушный
обогрев,, совмещенный с охлаждением закрытых платформ.
Воздушные каналы, выполненные из бетонных, цементных или
керамических труб большого диаметра (0,250—0,38), уклады-
вают между грунтом и изоляционной конструкцией пола с укло-
ном для стока конденсата. Для подачи воздуха в каналы при-
меняют прямоточную реверсивную систему с двумя вентилято-
рами либо с одним (по снабжению устройством реверса). Такая
система может работать и при естественной конвекции.
Для нагрева воздуха используют теплоту конденсатора, па-
ровые калориферы или электрокалориферы, или те и другие
вместе.
Обогрев жидкостью. В жидкостных системах используют ра-
бочие вещества, теплоемкость которых в несколько раз превы-
шает теплоемкость воздуха, не замерзающие при —20 °C. Это
позволяет уменьшить диаметр циркуляционных труб, а также
перепад температур на входе и выходе из системы и, не приме-
няя рециркуляции, обеспечить более равномерный обогрев
грунта.
Чаще всего применяют смазочные масла, а также этиленгли-
коль различных концентраций.
Методика теплового расчета данной системы сводится к сле-
дующему. Тепловое сопротивление (м2-К/Вт) одной трубы
7? = (l/2n%)ln[(2S/jid)sh(2nft/S)],
где X— коэффициент теплопроводности бетона, Вт/(м-1£); d, S—диаметр и
расстояние между трубами, м; h — глубина заложения труб, м.
Эквивалентная толщина слоя массива над плитой (м)
/Хзкв == Х/7?К,
где 7?к — коэффициент сопротивления теплопередачи изоляционной конструк-
ции пола, учитывающий величину коэффициента теплопередачи у его поверх-
ности.
Эффективная глубина замораживания нагревательных труб
Йэф — h -|- Лэкв-
Плотности теплового потока, поступающего в грунт qrp, в
камеру qK, а также общая плотность теплового потока от нагре-
вательной плиты qo (Вт/м2):
</,р = (7ср - 7гр)/7?гр!
9к = (7ср — 7к)/7?к;
qo — Qrp + Qk,
где 7?Гр, RK — сопротивление теплопередачи в грунт и в камеру от нагревательной
плиты, м2-К/Вт, tK, trp, tcp — расчетные температуры воздуха в камерах и в грун-
те и средняя температура нагревательной плиты, °C.
Потребные массовый G (кг/с) и объемный V (м3/с) расходы
жидкости, циркулирующей в системе (с учетом 30 % потерь вне
охлаждаемого контура):
G= 1,3<7OF/A^C«; V = G/p,
где F — площадь участка, м2; А/ж — перепад температур жидкости, °C (Д/ж =
= 4—5 °C); Сж — удельная теплоемкость'жидкости, Дж/(кг-К); р — плотность
жидкости, кг/м3.
Вследствие малых эксплуатационных затрат данная система
обогрева грунта наиболее экономична. Ее применение целесо-
образно во всех климатических зонах, особенно в южной. Ис-
пользование пластмассовых циркуляционных труб увеличивает
надежность и долговечность системы.
Обогрев парами хладагента. Эта система разработана учены-
ми Пражского научно-исследовательского института холодиль-
ного машиностроения и пищевой промышленности. Она состоит
из стальных бесшовных труб, образующих конденсатор холо-
дильной установки, уложенных в бетонную плиту на расстоянии
друг от друга 0,66—0,9 м, с уклоном 0,7 %. Парообразный
хладагент, конденсируясь в трубах, отдает теплоту конденсации,
нагревая грунт, а конденсат по тем же трубам стекает в испа-
ритель.
Электрообогрев. Стальные стержни диаметром 6—12 мм за-
кладывают в бетонную плиту толщиной 100 мм на расстоянии
0,5—0,8 м друг от друга. После укладки стержни соединяют при
помощи сварки последовательно в цепь. Их располагают по всей
площади камер. Из-за высокой стоимости электроэнергии этот
метод применяют в исключительных случаях.
Контрольные вопросы и задания
1. Как определить площадь основных охлаждаемых помещений?
2. Какие требования предъявляют к планировкам холодильников?
3. Перечислите источники поступления теплоты в охлаждаемые помещения.
4. В чем состоит особенность расчета теплопритоков в камерах фрукто-
овощехранилищ?
5. Какова причина различия тепловой нагрузки на приборы охлаждения
камер и компрессоры?
6. Каковы особенности устройства полов? Расскажите о влиянии теплоты
обогрева полов на усушку мяса.
10. ХОЛОД В НЕФТЯНОЙ, ГАЗОВОЙ
И ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
10.1. Общие требования к охлаждающим системам
Газовая, нефтяная и химическая промышленность является
одним из наиболее крупных потребителей искусственного холода.
В связи с этим обоснованный выбор производительности и
режимных параметров, а также схемных решений холодильных
станций имеет важное значение.
Технологические особенности предприятий нефтяной, газовой
и химической промышленности обусловливают специфику холо-
дильного оборудования: холодильные машины должны иметь
большую производительность (десяткиТыСяч киловатт); высокую
степень надежности; автоматическое поддержание заданных па-
раметров, включая регулирование производительности; достаточ-
но большой ресурс работы; использование энергетических ресур-
сов производства, в том числе низкопотенциальных; применение
недорогих рабочих веществ, особенно основных и побочных про-
дуктов производства.
Этим требованиям наиболее полно соответствуют холодиль-
ные парокомпрессионные машины с винтовыми и центробежными
компрессорами, а также абсорбционные и пароэжекторные
машины, использующие вторичные энергоресурсы и тепловую
энергию технологических процессов производств.
При наличии отработавших горячих газов в качестве приво-
дов компрессоров холодильных агрегатов применяют газовые
турбины и двигатели внутреннего сгорания. В качестве рабочих
веществ широко используют аммиак, пропан, пропилен, этан,
этилен, а в ряде производств — R11 и R12 — для высоких темпе-
ратур, R22, R502.R13 — для низких.
В крупных установках с разветвленной сетью трубопроводов
используют вторичные хладоносители: водные растворы хлорида
натрия, хлорида кальция, кальциевой селитры и этиленгликоля, а
также R30, Rll, R21, изопентан и др. Около 20 % искусственного
холода в химической промышленности затрачивается на охлаж-
дение воды. Для этой цели обычно широко применяют теплоис-
пользующие абсорбционные либо пароэжекторные холодильные
машины. По данным технико-экономического анализа, затраты
на создание пароэжекторных в 7,5 раза и абсорбционных бро-
мистолитиевых установок в 2 раза меньше, чем затраты на созда-
ние хладоновых холодильных установок с центробежными комп-
рессорами.
В современных крупных установках тепло конденсации отво-
дят с помощью воды и воздуха. Тип конденсаторов рабочих
веществ выбирают в зависимости от наличия, качества и стоимо-
I Рис. 88. Холодильная станция производительностью 3800 кВт:
| / — агрегат с центробежным компрессором; 2, 18 — центробежные насосы; 3, 14 — панельные испарители;
। 4, 5 — кожухотрубные испарители; 6, 15 — кожухотрубные горизонтальные конденсаторы; 7 — отделитель жнд-
кости; 8 — промежуточный сосуд; 9 — сосуд для охлаждения байпасного пара; 10 — ресиверная емкость;
\ 11 — дренажный ресивер; 12 — плунжерный насос; 13 — поршневой компрессор; 16 — ресивер; 17 — масло-
| отделитель
ста охлаждающей воды; стоимости энергии и качественных
характеристик компрессорного оборудования.
Теплообменное оборудование холодильных станций (конден-
саторы, испарители, теплообменники), так же как и абсорбцион-
ные холодильные машины, монтируют на открытых площадках.
В закрытых помещениях устанавливают компрессоры, насосы,
щиты управления машин. Кроме того, в зданиях устанавливают
бромистолитиевые абсорбционные машины, работающие длитель-
ный период времени года.
Схема холодильной установки, предназначенной для охлажде-
ния воды, показана на рис. 88.
10.2. Нефтяная промышленность
Технологические процессы (депарафинизация масел, полу-
чение присадок к маслам, алкилирование, обезмасливание гачей
и др.) протекают при использовании искусственного охлаждения.
Тепло- и массообменные процессы реализуются в специаль-
ных аппаратах (кристаллизаторы, реакторы, контакторы) при не-
посредственном кипении холодильных агентов на их поверхно-
стях.
На предприятиях . этой отрасли в качестве рабочих ве-
ществ холодильных машин наряду с аммиаком широко исполь-
зуют углеводороды, что обусловливает дополнительные требова-
ния по взрывобезопасности установок. Крупные установки обо-
рудуют центробежными компрессорами.
Депарафинизация масел. Удаление парафина из масляных
фракций углеводородов способствует повышению качества сма-
зочных масел, в частности существенно снижает температуру их
застывания.
Депарафинизацию нефтепродуктов осуществляют с помощью
холодильных установок (рис. 89). Масло вначале охлаждают
водой до 40—45 °C, затем добавляют к нему охлажденный рас-
творитель (бензол’, толуол, кетон). Полученная смесь поступает в
кристаллизаторы, в которых образуются кристаллы парафина.
Используют кожухотрубные теплообменники-кристаллизаторы со
скребковыми механизмами (рис. 90), обеспечивающими удаление
с поверхности теплообмена образовавшихся кристаллов пара-
фина.
Вал скребкового механизма приводится в движение при помо-
щи электродвигателя. Привод общий для всего блока кристалли-
заторов установки. Частота вращения скребков 0,17—0,20 с .
В скребковых кристаллизаторах может быть разное число секций
(10 или 12), каждая из которых состоит из одной наружной и
одной внутренней трубы. Поверхность охлаждения одного крис-
таллизатора соответственно равна 70 или 84 м . Кристаллиза-
Пар хладагента
Рис. 89. Технологическая схема установки для депарафинизации масел:
/ — водяной холодильник для сырья; 2 — рекуперативный кристаллизатор сырья,
3 — кристаллизатор сырья непосредственного охлаждения; 4 — вакуум-фильтр; 5 —
жидкостный теплообменник; 6,11 — блоки колонн отгона растворителя; 7, 8, 10 — реку-
перативный кристаллизатор растворителя непосредственного охлаждения; 9 — холодиль-
ник растворителя непосредственного охлаждения
торы, в которых охлаждение осуществляется в результате испа-
рения хладагента, устанавливают под углом 70°.
Рис. 90. Схема секции скребкового
кристаллизатор а:
/ .— наружная труба; 2 — внутренняя
труба; 3 — хладагент; 4 — скребок; 5 —
суспензия сырья; 6 — слой твердей фазы
Схема включения теплооб-
менников-кристаллизаторов в
холодильную установку позво-
ляет осуществлять как рекупе-
ративный теплоотвод от про-
дукта обратным потоком
охлажденной смеси, так и ох-
лаждение продукта кипящим
рабочим веществом холодиль-
ной машины. При этом тепло-
обмен между продуктом и хо-
лодильным агентом организуют
на нескольких температурных
уровнях с помощью многосту-
пенчатых компрессоров (рис.
91). Температура продукта
после последней ступени крис-
таллизации равна —25-?-
4---30 °C, температура кипе-
ния аммиака —334-------45 °C.
Наряду с парокомпрессионными машинами используют аб-
сорбционные водоаммиачные машины, работающие на водяном
паре давлением 1 МПа. В данных машинах аммиак конденсиру-
ется так же, как и в парокомпрессионных аппаратах воздуш-
ного охлаждения, а теплота абсорбции отводится водой оборот-
ного цикла.
Для получения трансформаторного, авиационного, автомо-
бильного и других типов масел депарафинизацию осуществляют
при температурах —60 4---65 °C. В таких установках применяют
каскадные холодильные машины с использованием искусствен-
ного холода на двух температурных уровнях: нижняя ветвь кас-
када при температурах —70 4 75 °C и верхняя при —40 4-
—45 °C (рис. 92). В данной установке в нижнем каскаде исполь-
Рис. 91. Схема холодильной установки для депарафинизации масел:
1 — агрегаты высокой ступени с винтовым компрессором; 2 — агрегаты низкой ступени
с винтовым компрессором; 3 — маслоотделители высокой ступени; 4 — маслоотделители
низкой ступени; 5 — отделители жидкости; 6 — труба Веитури; 7 дренажные реси-
веры; 8 — промежуточный сосуд; 9 — электронасосный агрегат; 10 — маслособиратели,
И — ресивер линейно-дренажный; 12 — конденсатор воздушный; 13 — теплообменник
Рис. 92. Схема каскадной холодильной установки для глубокой депарафинизации масел:
1 — агрегат с центробежным пропановым компрессором; 2 — поршневой этановый компрессор; 3 — гаситель пульсации; 4 —
отделители жидкости пропановые; 5 — отделители-питатели пропановые; 6 — регулятор производительности этановый; 7, 8. 12 —
дренажные ресиверы пропановые; 9 — испарители-конденсаторы; 10 — дренажные ресиверы этановые; 11 — промежуточный сосуд;
13 — теплообменники «пар — пар»; 14 — теплообменники «пар — жидкость»; 15 — воздушные конденсаторы; 16 — линейные ре-
сиверы этановые; 17 — линейные ресиверы, пропановые
зован этановый поршневой компрессор, в верхнем — центробеж-
ный пропановый агрегат, обеспечивающий кроме конденсации
этана промежуточное охлаждение продукта при температуре
кипения —36 °C. Пропан конденсируется в аппаратах воздушно-
го охлаждения. Верхний и нижний каскады связаны между
собой испарителем-конденсатором кожухотрубногб типа, в
трубах которого кипит пропан, а этан конденсируется в меж-'
трубном пространстве.
Для получения искусственного холода при температуре
—101 °C применяют в нижней ветви каскада этилен, в верхней .—
пропан (рис. 93).
Пары этилена (—101 °C) всасываются турбокомпрессором из
испарителя. Сжатый до промежуточного давления хладагент
смешивается с парами (—72 °C), выходящими из пароохлади-
теля и испарителя, й поступают в верхнюю ступень центробеж-
ного компрессора, а затем в испаритель-конденсатор.
В верхнем каскаде используют искусственный холод на трех
температурных уровнях: в испарителе-конденсаторе 6 при темпе-
ратуре —72 °C, в испарителе 11 при температуре —34,5 °C, в
испарителе 18 при температуре —101 °C. Холодопроизводитель-
ность такой установки при температуре —101 °C составляет
580 кВт; при —72 °C — 750, при —9,8 °C — 1600 кВт.
Рис. 93. Схема холодильной установки для глубокой депарафинизации нефте-
продуктов:
1,9 — этиленовые испарители; 2, 4, 8 — отделители жидкого этилена; 3 — компрессор
нижней ступени; 5 — компрессор верхней ступени; 6 — конденсатор-испаритель; 7 —
ресивер жидкого этилена; 10, 17, 19 — переохладители жидкого хладагента; И, 18 —
пропановые испарители; 12 — отделитель жидкого пропана; 13 — пропановый ком-
прессор; 14 — конденсатор; 15 — ресивер; 16 — предохранитель жидкого пропана
В качестве растворителя в современных установках депара-
финизации масел используют жидкий пропан, испарение кото-
рого способствует образованию кристаллов парафина.
Обезмасливание побочных продуктов. Основным побочным
продуктом, образующимся при депарафинизации масел, является
твердый остаток (гач), содержащий в себе значительное коли-
чество масла. Получаемый из гача товарный парафин не должен
содержать более 0,5—1 % масла. Для удаления масел из. гача
применяют установки и оборудование, аналогичное оборудова-
нию и установкам обычной депарафинизации масел, но процессы
протекают при более высоких температурах охлаждения. В уста-
новках непосредственного кипения хладагента поддерживают
температуру его кипения (—10-----18 °C); в системах с вторич-
ным хладоносителем — температуру хладоносителя (—3 4-
—10 °C). В основном используют парокомпрессионные аммиач-
ные холодильные машины производительностью 300—4000 кВт.
При получении товарного парафина применяют башенный
метод охлаждения, при котором распыляемый с помощью форсу-
нок продукт охлаждается в башне воздухом при температурах
10—15 °C.
Искусственный холод при температуре 4 °C используют для
охлаждения парафина после его розлива и упаковывания. Для
этой цели применяют воздушное охлаждение специальной ка-
меры с помощью ребристых воздухоохладителей при непосред-
ственном кипении аммиака. Расход топлива на 1 кг продукта
420 кДж.
Разделение ксилолов. Ксилолы представляют собой ценное
исходное сырье для получения таких продуктов, как лавсан.
Параксилол разделяется на ксилол в установках глубокой де-
парафинизации нефтепродуктов. Для этого используют каскад-
ные ' холодильные машины, в нижней ветви каскада которых
поддерживают температуры кипения хладагента —65 4 85 °C,
в верхней —25 -= 35 °C. В качестве рабочих веществ в ниж-
ней ветви каскада применяют этан, этилен, в верхней — аммиак,
пропан, пропилен.
Производство присадок к смазочным маслам. Для улучшения
свойств масел (а иногда и придания новых, которыми масла не
обладают) в них вводят присадки. Присадки способствуют
существенному снижению расхода масел при их эксплуатации.
В качестве присадок к маслам предложено несколько тысяч
органических соединений. Однако промышленное производство и
практическое применение получили немногим более 100 компози-
ций. Мировое промышленное производство присадок составляет
около 2 млн т/год.
При производстве присадок исходный продукт необходимо
охладить до —40 °C, а затем провести основной технологический
процесс в реакторах периодического действия.
Режим работы реакторов характеризуется высокой степенью
тепловой нестационарности (продолжительность процесса 2—
3 ч); при этом необходимо поддерживать постоянной темпера-
туру (—45 °C) среды в рабочем объеме аппарата. Для охлажде-
ния реакторов применяют переохлажденный аммиак, циркули-
рующий с помощью насоса в затопленной системе охлаждения с
отделителем жидкости. Жидкий аммиак (—50 °C) подается на-
сосом в реактор из отделителя жидкости, расположенного на
10 м выше насоса, пройдя реактор он подогревается, после чего
часть жидкого аммиака вскипает в отделителе жидкости
(рис. 94). Образовавшийся пар аммиака отводится компрессо-
ром. Холодопроизводительность установки средней мощности
составляет 1500 кВт.
Сульфатное алкилирование. Для получения высокооктанового
бензина применяют алкилат. Процесс получения алкилата пред-
ставляет собой обработку изобутана пропиленом и бутиленами в
присутствии серной кислоты. Экзотермическая реакция алкили-
рования осуществляется при температурах 0—10 °C. При этом
применяют искусственное охлаждение. Расход холода состав-
ляет около 1700 кДж на 1 кг алкилата при температуре —10 °C.
В качестве рабочего вещества холодильной машины используют
Рис. 94. Схема охлаждения реакторов жидким переохлажденным аммиаком:
I — реакторы; 2 — аммиачные насосы; 3 — отделители жидкого аммиака
основной продукт химической реакции — изобутан. Реакцию осу-
ществляют в вертикальном кожухотрубном аппарате с механи-
ческой мешалкой. Внутри труб аппарата кипит хладагент, в
межтрубном пространстве вводятся в контакт исходный про-
дукт и серная кислота.
10.3. Газовая промышленность
Искусственный холод в газовой промышленности применяют
при подготовке газов к транспортированию и при переработке
природных и нефтяных газов. Для этих целей используют холо-
дильные установки, реализующие закрытые и открытые циклы.
В открытых циклах искусственный холод получают в технологи-
ческих схемах переработки газа (дросселирование жидких
углеводородов или расширение газовых фракций). Хладаген-
тами в установках служат углеводороды (пропан, этан), полу-
чаемые при переработке газа.
Промышленные установки отличаются большим разнообра-
зием технологических схем и процессов и высокими единичными
мощностями применяемого холодильного оборудования.
В качестве приводов компрессоров широко используют паро-
вые и газовые турбины. Рабочие вещества конденсируются с
помощью воздуха окружающей среды.
Подготовка газа к транспортированию. Основная цель подго-
товки газа к транспортированию — осушка его и удаление ме-
ханических примесей, а также углеводородного конденсата,
являющегося ценным технологическим сырьем. Осушивают газ
вымораживанием влаги до достижения температуры точки росы
более низкой, чем минимально возможная низкая температура
в газопроводе. Например, для северных климатических зон тем-
пературу газа понижают до —20 4 25 °C, а для зон с умерен-
ным климатом до —5 4----10 °C.
Для получения искусственного холода наиболее широко ис-
пользуют естественные энергоресурсы, содержащиеся в пластах
залегания природного газа. Избыточное давление газа срабаты-
вает либо в дроссельном устройстве, либо в турбодетандере
холодильной установки.
При истощении источников естественных энергоносителей
используют холодильные установки с центробежными компрес-
сорами, работающие на пропане.
Особые трудности возникают при транспортировании газа по
трубопроводам, расположенным в зонах с многолетней мерзло-
той. В этом случае температуру газа необходимо понижать от
40 до —2 4---3 °C.
С целью интенсификации процесса охлаждения и уменьшения
необратимых потерь в качестве рабочих веществ холодильных
Рис. ,95. Схема холодильной установки для охлаждения газа до температуры
грунта:
I — агрегат с центробежным компрессором, работающий иа иеазеотропной смеси;
2 — воздушные конденсаторы; 3 — ресиверная емкость; 4 — испаритель;-5 — Отделитель
жидкости; 6 — подогреватель
машин применяют смеси веществ с различными нормальными
температурами кипения. Например, рабочая смесь, состоящая из
60 % пропана и 40 % бутана, использована в установке, пока-
занной на рис. 95. Для нормального функционирования уста-
новки предусматривают глубокое переохлаждение прямого пото-
ка хладагента перед подачей его в испаритель. Во избежание
дебутанизации смеси жидкий бутан, который может попадать в
отделитель жидкости при переполнении испарителя, довыпари-
вают в постоянно подключенном подогревателе. Производи-
тельность установки при переменной температуре кипения смеси
в интервале 5 4--10 °C составляет 18,6 МВт.
Процессы переработки газов. Основным процессом перера-
ботки газов является их конденсация, что обеспечивает извле-
чение отдельных компонентов исходного продукта. Обычно
реализуют одно-, двух- и трехступенчатое температурное разде-
ление с помощью установок одно- и двухступенчатого сжатия,
а также каскадных машин. Причем низкотемпературную конден-
сацию используют как при переработке нефтяного, так и природ-
ного газов.
Нефтяной газ в отличие от природного выходит из скважин
Рис. 96. Технологическая схема установки по переработке нефтяного газа:
1, 7 — сепараторы; 2 — компрессор; 3 — воздушный холодильник; 4, 5 — теплообмен-
ники; 6,9 — пропановые испарители; 8 — диэтанизатор; 10 — рефлюксная емкость;
11 — рибойлер
при низком давлении, поэтому его снижают с помощью холодиль-
ных машин (рис. 96). В схеме использован пропановый холо-
дильный цикл, в котором предусмотрен один узел разделения
двухфазной смеси. Очищенный от примесей газ охлаждается до
—20 35 °C и частично конденсируется в испарителе (пропа-
новом), направляясь в отделитель жидкости — сепаратор, где
отделяются сконденсированные углеводороды. Сухой газ после
повышения его давления подают в магистральный трубопровод.
Из нижней части сепаратора отводят конденсат для дальней-
шего разделения смеси на ее составляющие. Технологический
процесс, протекающий в колонне-диэтанизаторе, также обеспе-
чивается пропановым циклом. Продукт, отводимый из нижней
части емкости, представляет собой широкую фракцию угле-
водородов, из которой извлекают пропан, бутан, пентан.
При получении этана и других углеводородов используют
схему двухступенчатой низкотемпературной конденсации с кас-
кадным пропаноэтановым циклом.
Для извлечения этана при —80 4 100 °C применяют ком-
бинированный цикл, состоящий из пропанового кольца (внеш-
него) и внутреннего контура с турбодетандерными установками.
Пропановые (внешние) установки с центробежными компрес-
сорами наиболее распространены в газоперерабатывающей про-
мышленности при реализации широкой гаммы технологических
процессов.
При сжижении природных газов технологические схемы
производств существенно отличаются друг от друга в зависимо-
сти от применяемых холодильных циклов.- Циклы могут быть
детандерными, с дросселированием, каскадные, работающие на
чистых рабочих веществах, а также-каскадные однопоточные,
использующие многокомпонентную рабочую смесь.
Дроссельные циклы обычно реализуют при комбинации их с
внешними циклами.
Для сжижения природных газов чаще всего применяют трех-
каскадные циклы: в верхней ветви каскада (—30 -=----45 °C)
используют пропан, пропилен; для среднего каскада — этан,
этилен с температурами кипения —80 4 100 °C; для нижнего
каскада применяют метан. Рабочую температуру кипения метана
выбирают в зависимости от дальнейших условий использования
сжижаемого природного газа (рис. 97). В данной установке
наряду с тремя замкнутыми циклами (пропановым, этилено-
вым и метановым) применен разомкнутый цикл природного газа.
Природный ваз Пентаны и тяжелые углеводороды
1 Природный гаг, хладагенты: пропан и этилен
=Лар и конденсат
пшшптт Топливный конденсат
Рис. 97. Схема каскадная для сжижения природного газа:
/ — компрессор природного газа; 2 — теплообменники, охлаждаемые водой; 3
секция подготовки сырьевого газа; 4 — ресиверы; 5 — теплообменники, охлаждаемые
пропаном; 6 — сепаратор жидкости; 7 — теплообменники,, охлаждаемые этиленом;
8 — теплообменник метана; 9 — испарительный барабан; 10 — насос для сжиженного
природного газа; 11 — хранилище сжиженного газа; 12 — компрессор для пропана;
13 — паровые турбины; 14 — компрессор для этилена; 15 — компрессор для метана;
16 — котельная установка; 17 — турбина газовая; 18 — генератор
Рис. 98. Принципиальная схема установки сжижения природного газа:
Кпр — пропановый компрессор; Ксм— компрессор для смеси хладагентов: ВХ1, ВХ2 —
водяные холодильники; Tl, Т2, ТЗ, Т4 — теплообменники; С — сепаратор
Такая схема обеспечивает сжижение 93 % газа, поступившего на
обработку. Полученный переохлажденный поток сжиженного га-
за дросселируют до атмосферного давления и направляют в
хранилище. Недостатками данйой схемы являются ее сложность,
громоздкость теплообменной аппаратуры и необходимость иметь
разнотипные, компрессоры для хладагентов.
Более просты по конструкции установки, работающие по
однопоточному каскадному циклу на смеси углеводородов с азо-
том. Компоненты смеси подбирают с учетом давления сжимае-
мого газа, начальной и конечной температур его охлаждения.
На рис. 98 показана схема установки по производству, хра-
нению и регазификации природного газа. Сжатая в компрессоре
до давления 4,2 МПа смесь хладагентов охлаждается до 35 °C в
водяном холодильнике и затем до О °C в пропановом испарителе.
После разделения образовавшейся парожидкостной смеси жид-
кость дросселируется до давления всасывания и, пройдя реку-
перативные теплообменники 7'з и 1\, вместе с паровой фазой
парожидкостной смеси подается в компрессор Кем. Установка по
конструкции проста, включает в себя одноступенчатый компрес-
сор и небольшое количество теплообменного оборудования.
Особенностью установок, работающих на смесях хладагентов,
является использование многопоточных теплообменных аппара-
тов с винтовыми трубками, внутри которых охлаждается и кон-
денсируется природный газ, а в межтрубном пространстве ки-
пят различные фракции многокомпонентного хладагента. Приме-
няют пластинчато-ребристые сварные теплообменные аппараты.
Сжиженные газы хранят в изотермических хранилищах. В
случаях хранения газа при температуре ниже температуры окру-
жающей среды хранилища оборудуют компрессорными стан-
циями, предназначенными для сжатия паров, образующихся
из-за внешних теплопритоков.
Транспортирование сжиженного природного газа. Природный
газ транспортируют с помощью магистральных трубопроводов,
которые рассчитаны на рабочее давление 7,5 МПа и температуру
—15 °C. Одним из способов увеличения пропускной способности
газопроводов является повышение давления газа до 10—12 МПа
и охлаждение его до —604 70 °C. При этом масса транспор-
тируемого газа возрастает на 150 %. При снижении температуры
газа до —100 4---120 °C производительность трубопровода уве-
личивается в 3—4 раза по сравнению с производительностью
газопровода при транспортировании умеренно охлажденного
газа. При значительно протяженных трассах газопроводов (выше
2500 км) более экономично транспортировать газ в сжиженном
состоянии (—100 4-—120 °C). 1
10.4. Химическая промышленность
Для химической промышленности характерно большое раз-
нообразие технологических производств, что обусловливает мно-
гообразие конструктивных особенностей применяемой холодиль-
ной техники и ее режимных параметров работы. Наиболее широ-
ко применяют парокомпрессионные холодильные машины, а
также теплоиспользующие агрегаты.
Азотное производство. Наиболее емкие потребители искус-
ственного холода данной отрасли промышленности — производ-
ство аммиака и производство азотной кислоты.
Производство аммиака включает в себя три технологические
стадии: получение газообразной азотводородной смеси, очистку
смеси от примесей и синтез аммиака.
Азотводородную смесь получают одним из следующих спосо-
бов: конверсия метана из природного газа, конверсия метана из
продуктов нефтепереработки; разделение коксового газа; гази-
фикация жидкого и твердого топлива, электролиз воды. Способ
получения азотводородной смеси зависит от вида исходного
сырья и места расположения установки.
В качестве исходного сырья наиболее широко используют
природный газ. Установки синтеза аммиака разделяют на три
группы: низкого [(9,8—19,6) 106 Па]; среднего [(24,5—
—34,2) 106 Па] и высокого [(49—98)106Па] давления.
В мировом производстве аммиака количество установок син-
теза, работающих при среднем давлении, составляет 70 %, а при
низком и высоком соответственно 5 и 25%. В установках син-
теза, работающих при высоком давлении, искусственный холод
вообще не применяют, а в установках среднего и низкого давле-
ния затраты энергии на производство холода составляют соот-
ветственно 9,1 и 16,2 % общих затрат (табл. 27).
27. Расход энергии иа производство аммиака
Статьи энергозатрат Расход энергии (в кВт-ч на 1 т) при давлении сжимаемых газов Р-10° Па
19,6 29,5 98
Сжатие азотводородной смеси 748 804 976 Охлаждение азотводородной смеси 160 85 — Работа вспомогательного оборудования 85 50 34 и электроподогрев
Всего 993 939 1010
Охлаждение азотводородной смеси позволяет увеличить про-
изводительность установок. Так, для систем, работающих при
среднем давлении, понижение температуры смеси от 10 до О °C
увеличивает выработку аммиака на 37,5%.
При производстве аммиака искусственный холод применяют
для получения азотводородной смеси и тонкой очистки газа от
оксида углерода и метана; для охлаждения азотводородной
смеси, для получения аммиака из азотводородной смеси путем
температурного разделения; для хранения продукционного жид-
кого аммиака при давлении, близком к атмосферному.
Для охлаждения коксового газа (либо воздуха) перед по-
ступлением в блок разделения применяют кожухотрубные амми-
ачные холодильники. В межтрубное пространство таких верти-
кальных аппаратов поступает коксовый газ или воздух, а в тру-
бах кипит аммиак при —45 -=---53 °C.
Применяемые безнасосные системы охлаждения с отделите-
лем жидкости обеспечивают на 50 % тепловую эффективность
аппаратов из-за влияния столба жидкого аммиака на процесс
теплоотдачи со стороны кипящего аммиака. Более высокие пока-
затели работы теплообменников достигают, используя насосно-
циркуляционные системы охлаждения. При этом обеспечивается
Рис. 99. Холодильник высокого давления аммиачный:
1 — штуцер отвода охлажденного азота; 2 — штуцер отвода
паров аммиака; 3 — штуцер слива аммиака; 4 — штуцер под-
вода азота; 5 — трубная нижняя решетка; 6 — штуцер под-
вода жидкого аммиака; 7 — заполнитель; 8 — обечайка холо-
дильника; 9 — змеевик; 10 — трубная верхняя решетка
равномерная подача жидкого хладагента по аппаратам и умень-
шается отрицательное влияние столба жидкости на процесс теп-
лообмена.
В блоках разделения используют также аммиачный холо:
дильник (рис. 99), для охлаждения азота при давлении 19,6-106
Па до —40 4 45 °C. Азот проходит по змеевику снизу вверх,
а в межтрубном пространстве кипит аммиак.
Охладители азота так же, как и охладители коксового газа
(воздуха), включаются в схему установки попарно для обеспе-
чения непрерывной работы установки. Аппараты оттаиваются
горячими парами аммиака.
Расход холода на разделение коксового газа с учетом его
промывки жидким аммиаком составляет 29 кДж на 1 м3 газа.
Азотводородная смесь охлаждается и конденсируется в кон-
денсаторе-испарителе с U-образными трубками.
При насосно-циркуляционной системе охлаждения представ-
ляется возможным эксплуатировать установку, распределяя
жидкий аммиак по трубам аппарата тремя способами.
При первом способе жидкий аммиак подается насосом в верх-
нюю часть межтрубного пространства аппарата, кипит на по-
верхности труб, а неиспарившаяся часть его вместе с парами,
маслом и загрязнениями поступает в циркуляционный ресивер.
Благодаря вынужденному движению жидкого аммиака у поверх-
ности трубок коэффициент теплопередачи достигает значений
2000—2500 Вт/( м2-К). При эксплуатации по второму способу
наружная поверхность труб орошается кипящим аммиаком с
помощью струйно-вихревых форсунок (рис. 100). Третий способ
работы аппарата предусматривает применение распределитель-
ной плиты (рис. 101).
Современные крупные установки синтеза аммиака произво-
дительностью 1360 т/сут, работающие по методу каталитиче-
ского реформинга, оборудуют центробежными компрессорами с
приводом от паровой турбины (рис. 102) и теплоиспользующими
абсорбционными холодильными машинами. В качестве источника
энергии используют конвертированный газ (140 °C) и парогазо
вую смесь (126 °C), а также водяной пар (0,7 МПа).
Трехтемпературные (трехизотермные) центробежные комп-
рессоры обеспечивают около 50 % холодопроизводительности
установки синтеза на уровне температур кипения —10 ---12 °C,
всю потребность в холоде на уровне температур кипения —34 °C
и переохлаждение продукционного аммиака. Остальная потреб-
ность в искусственном холоде на уровне —10 °C и 1 °C обеспечи-
вается работой теплоиспользующей абсорбционной машины.
Производительность каждого центробежного агрегата с уче-
том температурных уровней (13, —12 и —34 °C) при темпера-
туре конденсации 45 °C составляет 8700 кВт.
Кроме получения аммиака в азотном производстве искус-
ственный холод применяют также в технологических процес-
сах получения азотной кислоты. В этих случаях обычно потреб-
ляют холод на температурных уровнях —10-=---15 °C. В азотной
промышленности требуется осуществление не всего замкнутого
Вь/Spoc некандексатоВ
на свечу
~оСаждающая бода
ргрега/ПО. СШШ1ВЗИ (3r и/
Пар аммиака из хранилища
7 I \>Кидиий аммиак и неконденсать/
1 \\с ппоизоодвтоа аммиака .
j| I IV lipUUUUUUUlIlUU. umnuu-tiu,
TTi \flap аммиака из испарителей
H 1 агрегата, синтеза (-iz°cj
U-CifJWlx-ulM. иипшиич ( г*-
” Жидкий аммиак к испара-
талям аерега та синтеза
\-
15'
Жидкий аммиак на
производство
Жидкий ам-
миак из
хранилища
Жидкий ам-
миак В хра-
1 Ьшлшрв '
Рис. 102. Схема холодильной установки для производства аммиака:
/ — агрегат с центробежным трехнзотермным компрессором; 2 — компрессорно-конденсаторный агрегат; 3 — отделитель жидкости
(изотерма —13 °C); 4 — маслоотделитель; 5 — воздушный конденсатор; 6 — линейио-дренажный ресивер; 7 — дренажный ресивер;
8 — отделитель неконденсатов (изотерма —12 °C); 9 — отделитель неконденсатов (изотерма —34 °C); 10 — промежуточный холодиль-
ник; 11 — расширитель-сепаратор (изотерма —34 °C); 12 — расширитель-сепаратор (изотерма —12 °C); 13 — расширитель-сепаратор
(изотерма 13 °C) ; 14 — переохладитесь жидкого аммиака; 15 — аммиачный насос
холодильного цикла, а лишь его отдельных процессов, таких
как сжатие и конденсация паров аммиака или, наоборот, гази-
фикация жидкого аммиака.
Производство этилена. Получаемый методом пиролиза бен-
зина, этана, пропана и дизельного топлива этилен требует при-
менения искусственного холода на температурных уровнях
6-----100 °C. Для производства холода используют каскадные
холодильные машины, а в качестве рабочих веществ — этилен и
пропилен. Технологические потоки продукта охлаждаются от
—50 до —95 °C с помощью кипящего этилена на трех темпера-
турных уровнях: —56, —70 и —98 °C. Пары этилена конденсиру-
ются в испарителях-конденсаторах в результате кипения про-
пилена при —37 °C. Кроме этого, в цикле установки кипение про-
пилена реализуется также при —18 °C и —6 °C для охлаждения
технологических потоков. Пары пропилена конденсируются в
теплообменниках, охлаждаемых водой. Холодопроизводитель-
ность этиленовой ветви каскада холодильной установки для
производства этилена мощностью 200 тыс. т/год 7000 кВт.
Холодильное оборудование — центробежные компрессоры с
приводом от паровой турбины. Водяной пар высокого давления
получают с помощью отходящих газов, образуемых в пиролизе
при 850 °C.
Производство синтетического каучука. Процесс получения
любого синтетического каучука (наибольшее распространение
получили дивиниловый и изопреновый каучуки регулярного
строения) состоит из двух стадий: синтеза мономера и синтеза
полимера. В основе синтеза каучуков лежит полимеризация не-
предельных углеводородов (мономеров), т. е. органических сое-
динений, в которых атомы углерода связаны не одной, а двумя
или тремя валентностями. В результате полимеризации получа-
ется новое вещество — полимер. В отличие от мономеров, являю-
щихся жидкостями или газами, полимеры в основном твердые
вещества. В качестве мономеров применяют винил, изопрен,
хлоропрен, изобутилен, стирол и др.
При производстве дивинилстирольных и дивинилметилсти-
рольных каучуков полимеризацию осуществляют в эмульсиях
при 5 °C в батарее, состоящей из 12 последовательно соединен-
ных аппаратов с мешалками полимеризаторов, снабженных ох-
лаждающей рубашкой и змеевиком. В качестве теплоотводящей
среды используют водные растворы солей NaCl и СаС1г, а также
хладагенты. Расход холода составляет 170—230 кВт-ч при тем-
пературе кипения —20 °C на 1 т синтетического каучука.
При производстве бутилкаучука (продукт совместной полиме-
ризации изобутилена с изопреном) реакция протекает при
—100 °C. Хладагент испаряется при —НО °C в межтрубном про-
странстве полимеризатора. Шахта и катализаторный раствор
Рис. 103. Принципиальная схема установки для получения холода при —110, —41
и О °C:
/ — технологические аппараты; 2 — полимеризатор; 3, 4 — ступени низкого и высокого
давления центробежного этиленового компрессора; 5, 6 — холодильники паров этилена;
7 — этиленовый конденсатор-испаритель; 8 — переохладнтель жидкого этилена; 9 —
межступенчатый холодильник; 10 — кожухотрубный горизонтальный конденсатор;
11 — пропановый турбокомпрессор
поступают в аппарат при температурах —98 и —93 °C, где, ох-
лаждаются до —100 °C.
Для производства холода при —ПО °C применяют каскадную
холодильную машину с центробежными компрессорами, рабо-
тающую на этилене и пропане (рис. 103). В этиленовой ветви
каскада применен двухкорпусный центробежный компрессор мощ-
ностью 1750 кВт при температуре кипения —110 °C и конденсации
—35 °C. Пары из полимеризатора поступают в ступень низкого
давления центробежного компрессора, где сжимаются до дав-
ления 561 КПа, и направляются в промежуточный холодильник
для охлаждения до 5 °C кипящим пропаном. Пары этилена,
выйдя из холодильника, смешиваются с парами этилена
(—67 °C), поступающими из переохладителя, и, достигнув
—5 °C, направляются в ступень высокого давления центробеж-
ного насоса. Сжатые до 171 кПа пары этилена охлаждаются
вначале до 40 °C в холодильнике 9, а затем до 5 °C — в холо-
дильнике 10, после чего поступают в вертикальные кожухотруб-
ные конденсаторы-испарители.
В трубах конденсатора-испарителя кипит пропан при —41 °C,
конденсируя пары этилена. Пройдя переохладнтель, этилен с тем-
пературой —62 °C подается к полимеризатору и аппаратам 2 и 4
для охлаждения технологических продуктов. Пары пропана, об-
разовавшиеся в трубках конденсатор -испарителя, всасываются
турбокомпрессором. В промежуточную ступень этого турбокомп-
рессора поступают пары пропана (О °C), испарившегося в холо-
дильниках 5 и 6. Пары пропана конденсируются в конденсаторе.
Сжиженный пропан подается к технологическим аппаратам,
использующим холод при температуре —41 °C, испарителям-
конденсаторам и промежуточным холодильникам этиленового
компрессора.
Производство хлора. Производство хлора базируется на
фракционной конденсации газовой смеси, содержащей хлор.
Охлаждение производят на нескольких температурных уровнях
с помощью хладоносителей.
Широкое распространение получили водоаммиачные теплоис-
пользующие машины с температурой кипения хладагента —45 °C.
В современных установках применяют парокомпрессионные
машины, работающие на хладонах при температурах —25 и
—60 °C. '
В качестве рабочих веществ применяют R22, R13. Для полу-
чения холода при —60 °C используют каскадные установки.
Теплообменная аппаратура — кожухотрубные вертикальные кон-
денсаторы с подачей.технологического продукта в межтрубное
пространство. Производительность холодильного оборудования
для завода мощностью 240 тыс. т/год составляет 1450 кВт при
—25 °C, 145 кВт при —60 °C.
Производство смол и пластмасс. Для получения слоистых
пластиков, стеклопластиков и линолеума необходимы вода’тем-
пературой 6 °C и рассол —5 °C. Полиэтилентерефталатная
смола и пленки, получаемые на ее основе, потребляют воду
температурой 6 °C, а для производства карбамидных смол и
поливинилхлорида — воду температурой 7—8 °C.
При производстве винилацетата применяют рассолы с тем-
пературами —5; —10 и —30 °C и полибутилентерефталата —
хладоносители с температурами —30 и —60 °C. Системы непо-
средственного охлаждения с температурами кипения хладагента
—5 и —33 °C, укомплектованные одно- и двухступенчатыми
хладоновыми агрегатами, применяют при получении винилхло-
рида.
Охлажденную воду подготавливают с помощью хладоновых
холодильных комплексов, оснащенных поршневыми и центро-
бежными компрессорами, а также абсорбционных бромисто-
литиевых теплоиспользующих машин.
Для охлаждения хладоносителей до температур —60 и
—30 °C применяют двухступенчатые машины с винтовыми и
поршневыми компрессорами.
Резинотехническая и шинная промышленность. Искусствен-
ный холод используют для охлаждения вальцов, резиносмесите-
лей, каландров и кондиционирования воздуха в технологических
помещениях. Для этого применяют воду температурой 9—14 °C,
приготовленную с помощью сезонно работающих холодильных
машин, а также охлажденную в градирнях в осенне-весенний
период эксплуатации предприятия.
Наиболее часто применяют абсорбционные бромистолитиевые
машины, в качестве источника энергии для работы которых
служит тепло, получаемое из ТЭЦ. В этом случае резерв тепло-
вой энергии создается за счет несовпадения отопительного перио-
да с периодом работы холодильной установки. Такие условия
наиболее характерны для средней и южной климатических зон
страны (рис. 104).
Для установок данной отрасли промышленности характерны
повышенные температурные напоры в испарителях, в связи с чем
заполнение их жидким хладагентом не должно превышать
60 % вместимости аппаратов для предотвращения выброса
капель агента в компрессор.
Производство искусственного волокна. Искусственное волокно
(вискозное, ацетатное и др.) представляет собой продукт пере-
работки природных полимеров, в основном целлюлозы. Кроме
того, синтетическое волокно (капрон, нитрон, лавсан и др.) изго-
товляют из различных синтетических полимеров (поликапроамид,
полиакрилонитрил, полиэтилентерефталат и др.).
Производство полиамидных волокон является наиболее хла-
доемким. Холод используют на различных стадиях технологи-
ческого процесса на температурных уровнях 18—20 °C. Для этих
целей применяют водный конденсат или смягченную воду, ох-
лажденную холодной водой температурой 3—7 °C в пластинча-
тых теплообменниках. Применяемый в производстве азот тем-
пературой 20 °C охлаждают водой в кожухотрубных охлади-
телях.
При изготовлении полиэфирных волокон (лавсан) хладоноси-
телем служит вода температурой 6—8 °C, с помощью которой
обрабатывают обдувочный воздух, участвующий в формировании
нитей волокон.
Вискозное волокно получают с помощью рассолов темпера-
турой —54----10 °C. При этом осуществляется сульфидирование
щелочной целлюлозы при 18—20 °C и приготовление смягчен-
ной воды температурой 4 °C, добавляемой в технологическую
массу. Полувискоза растворяется, и вискозу обрабатывают при
температуре воздуха в помещениях 16—18 °C. Мощность холо-
дильной установки для предприятия производительностью 30 т
вискозы в сутки составляет около 2500 кВт. Для изготовления
Рис. 104. План холодильной станции холодопроизводительностью 23 МВт с абсорбционными бромистолитиевыми агре-
гатами:
1 — абсорбционный бромистолитиевый агрегат АБХА-2500; 2 — узел подготовки раствора бромида лития
Маточная
Охлаждающая
___, вода
жидкость
0-
’Охлаждающая
вода
'Охлаждающая
вода
Раствор
Рис. 105. Кристаллизатор
(рис. 106) действия. Охлаждающей средой служат вода, водные
растворы солей и аммиак. В аппаратах непрерывного действия
пересыщение раствора возрастает по мере его перемещения. За-
ь
родыши кристаллов под дей-
ствием гравитационных сил
оседают в движущемся им
навстречу свежем растворе,
что способствует образова-
нию новых центров кристал-
лизации и росту существую-
щих кристаллов.
Для получения однород-
ного продукта процесс
кристаллизации регулируют
перенасыщением раствора в
одной части непрерывно-
действующего аппарата, в
стадии образования крис-
таллов — в другой. Раствор
поступает в аппарат по пат-
рубку (см. рис. 100), в
капронового волокна в количестве
1,5 т/ч необходима холодильная
установка мощностью 3500 кВт.
Для выполнения требований
безопасности в современных произ-
водствах химических волокон ши-
роко используют хладоновые хо-
лодильные агрегаты с центробеж-
ными компрессорами.
Кристаллизация солей из рас-
творов. Процесс кристаллизации
состоит из двух стадий: возник-
новение кристаллов и их рост до
необходимых размеров. Движущей
силой двух стадий процесса крис-
таллизации является пересыщение
раствора, которое достигается при-
менением искусственного охлажде-
ния в кристаллизаторах периоди-
ческого (рис. 105) и непрерывного
Рис. 106. Кристаллизатор непрерывного
действия:
/ — холодильник; 2 — нагнетательный трубо-
провод; 3 — входной патрубок; 4 — сепара-
тор; 5 — сосуд; 6 — насос; 7 — дроссельный
клапан
холодильнике перенасыща-
ется. Циркуляционным насо-
сом раствор подается по
трубе в сосуд, в котором
выпадают кристаллы. Обра-
зующиеся кристаллы циркулируют с раствором до тех пор, пока
скорость их осаждения не станет больше скорости циркулирую-
щего раствора. Таким образом, в сосуде кристаллы распреде-
ляются по размерам. Размеры кристаллов регулируют, изменяя
скорость циркуляции раствора и интенсивность отвода теплоты
в холодильнике. Образующиеся в небольшом количестве мелкие
кристаллы отделяются в сепараторе.
Для выделения кристаллов из раствора сульфата натрия
(глауберова соль) его охлаждают до —5 °C. При этой темпера-
туре соль практически не растворяется в воде. При кристалли-
зации 1 кг соли выделяется 234 кДж теплоты.. Расход холода на
охлаждение 1 м3 раствора, в котором содержится 300 кг глаубе-
ровой соли, составляет около 130 000 кДж.
В установке, перерабатывающей 300 м3 раствора в час, ис-
пользуют холодильную станцию мощностью свыше 10 000 кВт
при температуре кипения аммиака —15 °C.
Мощность холодильной установки для получения глауберо-
вой соли в заливе Кара-Богаз-Гол достигает 25 000 кВт при
температуре кипения хладагента —5 °C.
Получение фотоматериалов. Искусственный холод используют
при изготовлении основы и эмульсии светочувствительного слоя
ла основу и поддержании заданных параметров воздуха в произ-
водственных помещениях.
При изготовлении основы пленки требуется поддерживать
температуру —224-—24 °C. Пленку осушают в отливочных ма-
шинах воздухом, обработанным в кондиционерах, охлаждаемых
водой температурой 4 °C. В качестве охлаждающей среды для
формирования основы пленки используют этиленгликоль. Этилен-
гликоль применяют также при студенении (—2 °C), хранении
(—3 °C) эмульсии и студенении эмульсионного слоя, нанесенного
на основу (—3°С).
Расход холода на реализацию технологических процессов за-
висит от типа продукции. Так, для изготовления 1 км черно-белой
негативной пленки шириной 35 мм необходимо отвести 145 тыс.
кДж, а цветной негативной пленки — 420 тыс. кДж теплоты.
Производственные объединения, производящие кинопленку,
имеют установки мощностью до 40 МВт.
Контрольные вопросы и задания
1. В чем заключаются специфические особенности холодильных установок
нефтяной, газовой и химической промышленности?
2. Укажите пути повышения эффективности установки депарафинизации
смазочных масел.
3. На каких стадиях технологического процесса производства парафина и
каких температурных уровнях используют искусственный холод?
4. Какие системы охлаждения применяют при получении присадок к сма-
зочным маслам?
5. Перечислите основные технологические процессы газовой промышленности,
в которых применяют искусственный холод. В чем заключаются особенности цик-
лов холодильных машин?
6. Какие способы увеличения пропускной'способности магистральных трубо-
проводов?
7. Укажите пути снижения энергозатрат при получении синтетического
аммиака.
8. На каком принципе основана работа аппаратов, предназначенных для
охлаждения и конденсации азотводородной смеси при получении аммиака?
9. При каких температурных режимах осуществляют йроцесс полимериза-
ции углеводородов при получении синтетических каучуков? Назовите особен-
ности конструкций применяемых холодильных машин.
10. На каких физических процессах базируется производство холода? Укажи-
те пути его интенсификации.
11. В чем состоит особенность процесса получения искусственных волокон
и на каких его стадиях применяют искусственный холод?
12. Какие факторы определяют эффективность процесса -.'.ристаллизации
солей из растворов?
13. На какой основе базируется получение фотоматериалов? Назовите ха-
рактерные режимы работы холодильных устройств.
11. ХОЛОД В МАШИНОСТРОЕНИИ И МЕТАЛЛУРГИИ
11.1. Обработка металлов холодом
Холодильную обработку металлов (в основном сталей) произ^
водят при —30-1—-120 °C для уменьшения’ остаточного аусте-
нита. Наличие последнего в сталях существенно понижает ка-
чество материалов. Количество остаточного аустенита в сталях
зависит от скорости отвода теплоты в области аустенитно-мар-
тенситного превращения. С уменьшением интенсивности теплоот-
вода количество остаточного аустенита в сталях возрастает.
Выбор методов охлаждения объектов определяется конечной
температурой, технологической спецификой процесса, количест-
вом отводимой теплоты.
В верхнем интервале температур используют парокомпрес-
сионные машины двухступенчатого сжатия на R22 (до —,60 °C)
и каскадные машины на R22 и R13 (до —80 °C).
При температурах, близких к —120 °C, широко применяют
жидкий азот: для охлаждения изделий, погружая в ванну с
азотом жидким либо в камеру, охлаждаемую жидким азотом.
В случае прямого контакта изделия с жидким азотом достигают-
ся высокая скорость охлаждения и низкая конечная температура
объекта.
Азотную камеру выполняют из антикоррозионной стали и зак-
лючают в камеры с тепловой изоляцией. В камере для охлаж-
дения изделий жидким азотом предусматривают змеевик, прик-
репленный к внешней поверхности камеры, по которому циркули-
рует испаряющийся жидкий азот. Для температур не ниже
—75 °C применяют охлаждение с помощью сухого льда, загру-
жаемого непосредственно в теплоизолированную емкость с обра-
батываемыми изделиями. Для повышения интенсивности теплоот-
вода изделия погружают в жидкость с низкой температурой
замерзания, в которую добавляют сухой лед.
Использование жидкого азота и сухого льда существенно
упрощает процесс охлаждения. Однако указанный метод обра-
ботки изделий является энергоемким и дорогостоящим.
На крупных предприятих применяют воздушные турбохоло-
дильные машины.
11.2. Стабилизация и восстановление размеров
стальных деталей охлаждением
При переходе аустенита в мартенсит увеличиваются линейные
размеры изделий из стали и они теряют свои первоначальные
габаритные параметры. Во избежание этого явления можно
добиться максимального превращения остаточного аустенита в
мартенсит, охлаждая изделия до температур от —60 до —120 °C
и таким образом достигая высококачественной размерной стаби-
лизации.
Регулирование процесса превращения остаточного аустенита
в мартенсит путем холодильной обработки изделий из высоко-
углеродистых и легированных сталей позволяет восстанавли-
вать размеры изношенных измерительных инструментов (калиб-
ры, скобы).
Стабилизация и восстановление размеров изделий из сталей
достигается такими же методами, как и при обработке метал-
лов холодом.
11.3. Охлаждение ванн анодирования
Процесс анодирования представляет собой покрытие изделий
из алюминиевых сплавов антикоррозийной пленкой из оксида
алюминия. Для этого детали из алюминиевых сплавов погру-
жают в электролит, через который пропускают электрический
ток.
При этом температуру электролита необходимо поддерживать
на уровне 12—20 °C, -рри твердом анодировании (—34-8 °C).
Процесс анодирования сопровождается подводом теплоты к
электролиту, поэтому объект необходимо охлаждать.
Обычно ванны анодирования охлаждают с помощью проме-
жуточного хладоносителя (воды, растворов солей в воде),
циркулирующего через змеевики, вмонтированные в ванну. Для
подготовки хладоносителей применяют парокомпрессионные хо-
лодильные машины, работающие при 5 и —15 °C.
11.4. Осушение сжатого воздуха
холодильными машинами
Наиболее часто в промышленной практике применяют два
метода удаления влаги из сжатого воздуха: охлаждением его до
температур ниже температуры точки росы и использованием
твердых поглотителей-адсорбентов. Каждый из указанных мето-
дов имеет свои преимущества и недостатки.
При сушке сжатого воздуха методом охлаждения стараются
реализовать рекуперативный теплообмен между охлажденным и
осушенным воздухом и атмосферным воздухом, поступающим на
холодильную обработку, что позволяет сократить расход энергии
на 50 %.
Влага конденсируется в поверхностном лйбо контактном
аппаратах. Причем в последнем воздух вводится в контакт с
охлажденной жидкостью. Применяют поверхностные воздухо-
охладители вертикальные, горизонтальные, кожухотрубные, ра-
диальные и др. В качестве контактных аппаратов служат скруб-
беры различных конструкций с разбрызгиванием охлаждающей
жидкости или с орошаемой насадкой. Не допускается унос
капель влаги и снега, для чего применяют специальные влаго-
и снегоуловители.
В рассмотренных установках используют парокомпрессионные
машины, работающие на аммиаке и хладонах.
11.5. Гибка труб с замороженной в них водой
Основным способом придания трубопроводам необходимой
конфигурации является гибка при комнатной температуре с
применением наполнителя — минерального песка. Однако он име-
ет ряд недостатков: образование складок и овальностей, внед-
рение твердых и острых частиц в металлическую поверхность
и др. В качестве наполнителя используют также канифоль
(температура плавления свыше 150 °C). Применение канифоли
связано с высокой опасностью для обслуживающего персонала,
а также сложностью удаления ее из труб после их гибки.
Способ гибки труб, наполненных замороженной водой, выгод-
но отличается от рассмотренных выше. Трубы, предварительно
наполненные водой, охлаждают до —25-=---30 °C, чтобы умень-
шить возможность частичного оттаивания льда, особенно в мес-
тах контакта труб с элементами гибочного станка. Допускается
повторное замораживание воды в трубопроводах при помеще-
нии их в камеру замораживания.
В случае гибки труб из легированных сталей при заморажи-
вании в них воды и понижении температуры до —30-=----40 °C
повышаются их механические свойства.
Контрольные вопросы и задания
1. Какие процессы протекают в металлах при воздействии на них средами
с пониженными температурами?
2. Какие рабочие вещества применяют при обработке металлов холодом?
3. Для каких целей используют искусственный холод при реализации
анодирования металлов?
4. Перечислите конструктивные особенности устройств, используемых при ме-
ханическом осушении воздуха.
5. Укажите специфические особенности применения искусственного холода
при гибке труб.
12. ХОЛОД В СТРОИТЕЛЬНОЙ технике
12.1. Искусственное замораживание грунтов
В строительстве применение искусственного холода связано
с сооружением шахт, туннелей, противофильтрационных завес
в плотинах мерзлого типа и охлаждением массивных бетонных
плотин. Например, при строительстве подземных сооружений в
горнорудной, угледобывающей промышленности, транспортных
комплексах применяют замораживание подземных вод или водо-
носных грунтов. При этом в водоносных грунтах вокруг буду-
щего туннеля или шахтного ствола создается временное или
постоянное льдогрунтовое защитное сооружение. Последнее дол-
жно служить в качестве водонепроницаемой перегородки либо
играть роль подпорки стенки, выдерживающей давление воды и
грунта. Замороженные водоносные грунты обладают более вы-
сокой прочностью, чем талые. Обычно проходку водоносных
грунтов замораживанием осуществляют при толщине слоев грун-
та более 10 м.
Наиболее широко используют замораживающие колонки
(теплообменник типа «труба в трубе»), которые помещают в
скважины, пробуренные по периметру предполагаемой выработ-
ки (рис. 107). Внутри замораживающих колонок циркулирует
хладоноситель с отрицательной температурой, благодаря чему
вокруг колонок намерзают льдогрунтовые цилиндры, радиусы
которых постепенно увеличиваются до смыкания и образования
сплошной льдогрунтовой стенки.
Охлажденный раствор подают во внутреннюю (питающую)
трубу колонки. Нижний (открытый) конец питающей трубы не
доходит до дна колонки на 0,4—0,5 м. Хладоноситель отводит
тепло от грунта через наружную стенку колонки, поднимаясь
по кольцевому зазору между наружной и внутренней трубами.
С помощью замораживающих колонок можно создавать
плоские и цилиндрические льдогрунтовые стенки. При создании
цилиндрических стенок диаметр окружности, по которой распола-
гаются колонки, должен быть равен диаметру выработки плюс
Рис. 107. Схема простейшей замораживающей колонки:
/ — внутренняя труба; 2 — наружная труба
[уГпЛштем
77777
2
толщина льдогрунтового ограждения. В слу-
чае существенного отклонения размеров ди-
аметра окружности, на которой располага-
ются колонки, от требуемого могут возрасти
затраты на буровые и монтажные работы,
связанные с увеличением числа скважин или
необходимостью дополнительной выработки
замороженной породы.
Толщина льдогрунтового слоя определя-
ется из требования прочности. При этом не-
обходимо учитывать возможные отклонения
направления скважин при бурении от задан-
ного. Предельное отклонение замораживаю-
1
О
щих колонок от вертикального положения
составляет а 0,5 + 0,002// (где а — предельное отклонение, м;
Н — глубина скважины, м).
В случаях формирования льдогрунтового ствола' глубиной до
400 м применяют схему однорядного расположения заморажи-
вающих колонок. Для более глубоких шахтных стволов замора-
живающие колонки располагают в два ряда по периметру ствола.
Поступление воды в шахтные стволы через их основания
предотвращают углублением на 2—3 м замораживающих коло-
нок в водоупорный слой грунта либо созданием льдогрунтовой
подушки с помощью замораживающих колонок, размещенных в
площади основания ствола.
12.2. Основы теплового расчета
при замораживании грунтов
В тепловом расчете определяют время т, которое необходимо
затратить для образования льдогрунтовой стенки требуемой
толщины при заданном шаге I между колонками. При этом за-
даются геометрические параметры колонки, теплофизические
характеристики теплоотводящей среды в талом и замороженном
состоянии, а также влажность и начальная температура грунта.
Приближенное решение можно выполнить на основании зада-
чи о затвердевании неограниченного массива, охлаждаемого оди-
ночным цилиндрическим стоком теплоты. Решение справедливо
для одиночной замораживающей колонки, длина которой больше
диаметра-’при постоянной температуре теплоотводящей среды:
т=—ф'-Г Л- In ----( г2- г02)1 ,(274)
^з(^ф ^х) L 2 Го \ 2ахГо 4/ \ J
где Ф' — теплота фазового превращения воды с учетом охлаждения воды от
начальной температуры до температуры ее замерзания и переохлаждения замо-
роженного слоя от /ф до среднеобъемной температуры замороженного грунта
/ср.з', — коэффициент теплопроводности замороженного грунта, Вт/м-К;
/ф — температура фазового перехода, ts—температура теплоотводящей среды в
колонке, К; г3 — радиус наружный льдогрунтового цилиндра, м; г0 — радиус
колонки наружный, м; ах — коэффициент теплоотдачи от стенки колонки к
хладоносителю, Вт/(м-К);
Ф “ ^ф) "4” ф l^pCK"4” £зРз(^ ф i ср.з),
где стрт — объемная теплоемкость талого грунта, кДж/м3-К; с3р3— объемная
теплоемкость замороженного грунта, кДж/м3-К; W— массовая влажность,
кг/кг; рек — плотность скелета грунта, кг/м3.
Среднеобъемную температуру льдогрунтового цилиндра мож-
но найти из выражения
<Ф — <ср.з _ 1пг3 — (rjlnr3 — гр1пго)/(г| — rl) + 0,5 (275)
/ф — /ст 1пг3/го ’ ' '
где /ст — температура стенки скважины;
/ст=/х+ (2-3 °C).
Для учета теплового потока от талого грунта к поверхности
замороженного цилиндра за рассматриваемый промежуток вре-
мени т необходимо в правую часть уравнения (274) ввести мно-
житель
фз4~ Q-r/Q.3,
где Q3, QT — средние значения теплопритоков от замороженного и талого
грунтов за время т.
Последние можно оценить с помощью зависимостей
QTT= д/^тСтрт/т; (276)
Q3W= 2л/7(/ф— /х)/( +4-1" 4?) ’ (277>
\ <*хГо лз ' о /
где / — шаг колонки, м; Н — глубина скважины, м; /гр — начальная температура
грунта, К; Гз(т) —радиус замороженного цилиндра в момент времени т в соот-
ветствии с уравнением (274).
Для ненагруженных льдогрунтовых ограждений продолжи-
тельность замораживания практически можно ограничить време-
нем, необходимым для смыкания льдогрунтовых цилиндров, т. е.
находить т конечное как время, при котором г3=1/^-
Для нагруженных льдогрунтовых стенок замораживание про-
должают до получения необходимого значения 6 з.мк (рис. 108).
Оценив границу раздела фаз yM=fx при известных 6ГЛ и I
с помощью соотношения
льдо- (279)
после
Определим время замора-
живания т подпорной стенки
по формуле (274).
Рис. 108. Характерная форма
грунтовой стенки, образующейся
смыкания цилиндров:
y=f(x) — граница мерзлой зоны
После смыкания льдогрунтовых цилиндров величина 6ЗМК
увеличивается быстрее, чем 6ГЛ, т. е. с течением времени льдо-
грунтовая стенка выравнивается и при 6ЗМК=2 толщина стенки
практически постоянна по длине 6ЗМК= 6ГЛ.
Объем грунта, замороженного' одной колонкой, для нагру-
женных стенок
V3= (0,405623мк+ 0,516/2)Я. (280)
Тепловой поток, отводимый холодильной машиной, можно оп-
ределить двумя способами:
Q0 = (Q3_QT)(281)
где L/1 — общее число скважин, в ограждении длиной Н\ Kt— коэффициент,
учитывающий теплоприток к наземной части коммуникаций хладоносителя
(Kt— 1,1 —1,2); Ki — коэффициент, учитывающий тепловую нестационарность;
Qo = ——Гф'ГрекЦ+^-С^ХЛр-^).^ (282)
ткон L & А 1
где Р3 — объем замороженного грунта, м3; VT — объем охлажденного талого
грунта, приходящийся на одну колонку, м3, определяемый с учетом формы ог-
раждения из следующей зависимости:
6 охл= ЗДбУ^тт/Стрт. (283)
Изложенный метод расчета применим к процессам заморажи-
вания в нефильтрующих грунтах.
Теплоотвод в замораживающих колонках реализуют с по-
мощью водного раствора хлорида кальция. Температура рассола
на входе в колонки составляет —20-4-25 °C.
В первые 5—7 сут процесса замораживания температура
раствора должна понижаться постепенно, чтобы избежать воз-
никновения больших термических сопротивлений в элементах
колонок. При этом подогрев раствора в колонках изменяется
от 4—5 °C в пусковом режиме эксплуатации до 1 °C к концу про-
цесса замораживания.
Для более форсированных режимов замораживания приме-
няют воздушные турбохолодильные машины, обеспечивающие
температуры теплоотводяшей среды —804 100 °C. Однако
применение такой техники ограничено — глубина скважин долж-
на быть не более 30 м.
12.3. Замораживание грунтов жидким азотом
При использовании жидкого азота последний подается в за-
мораживающие колонки через питательные трубки самотеком
либо под небольшим избыточным давлением. В замораживающей
колонке азот кипит при —196 °C, воспринимая теппоту от окру-
жающего грунта. Жидкий азот не должен заполнять весь объем
межтрубного пространства замораживающей колонки, так как
затрудняется отвод образовавшихся паров и формируется гидрав-
лический столб кипящей жидкости, ухудшающей теплообмен.
Поэтому жидкий азот необходимо подавать на стенку колонки
отдельными струйками через перфорацию в подающей трубе.
Образовавшийся в колонке пар при —196 °C также отводит
тепло от грунта, подогреваясь при этом до <15 4--30 °C в спе-
циальных паровых колонках.
Таким образом, общий тепловой поток от грунта к азоту
Q — G(iz — ii). (284)
где G — массовый расход азота через колонку; (2 — энтальпия азота на выходе из
колонки; и — энтальпия азота на входе в колонку.
. Жидкостные и паровые колонки соединяют последовательно.
Однако для получения равномерного намораживаемого слоя
грунта в схеме включения их предусматривают чередование,
а также возможность переключения и попеременной подачи в
колонку жидкости и пара. Таким образом, каждая колонка
является то жидкостной, то паровой.
Количество азота, расходуемое на замораживание 1 м
грунта:
g—Q'/qn, (285)
где qo — массовая холодопроизводительность азота, кДж/кг (</о = 276 кДж/кг);
Ф' — тепловой поток, отводимый от 1 м3 замораживаемого грунта.
В зависимости от температуры, влажности и свойств грунта
расход азота может изменяться от 450 до 900 кг/м .
Анализ интенсивности теплоотвода при замораживании грун-
тов с помощью азота [при использовании уравнения (274)],
показывает, что азотная жидкостная колонка замораживает
грунт в 10, а система, состоящая из жидкостных и паровых
колонок, в 5—7 раз быстрее, чем колонки, охлаждаемые рас-
солом.
Расход азота 7Иа при формировании нагруженных льдогрун-'
товых стенок длиной L:
Ма=[§Уз+ у Сф^гр-^ф) VT/<7o](I//)Ki, (286)
VT и V3 определяют по зависимостям (-280) и (283).
Азот как холодоноситель, используемый при замораживании
грунтов, имеет ряд преимуществ по сравнению с водными раст-
ворами солей; антикоррозийность, безопасность при попадании в
грунт (в то время как попадание в грунт растворов приводит
к плавлению льда и нарушению его прочности) и др.
12.4. Льдогрунтовые хранилища
для жидких углеводородов
Сжиженные углеводородные смеси имеют различный качест-
венный состав, который определяет их температуру при атмо-
сферном давлении. Так, температура насыщения пропана состав-
ляет —42 °C, метана —162 °C. Подобные смеси хранят при
атмосферном давлении в специальных емкостях, снабженных
изоляцией. Такие хранилища сложны и требуют высоких затрат
на их созданце.
Более предпочтительно хранение жидких углеводородов в
подземных емкостях, вокруг которых создают защитную льдо-
грунтовую оболочку. Последнюю формируют с помощью жидких
углеводородов или азота. Время замораживания льдогрунтового
ограждения толщиной 63 можно вычислить с помощью зависи-
мости
83=-\/ (287)
где Ц — температура насыщения жидкого углеводорода или азота; Ф' —
теплота фазового перехода.
При создании хранилища жидких углеводородов путем зака-
чивания в подземные емкости кипящей жидкости имеет место не-
стационарный пусковой режим, который, как показывает опыт,
продолжается в течение 5—7 лет эксплуатации хранилища. Затем
количество образующихся паров в единицу времени становится
постоянным, что свидетельствует о наступлении установившегося
теплового режима работы хранилища. Газообразные углеводоро-
ды конденсируют с помощью холодильных установок и возвра-
щаютчв хранилище.
Обычно хранилища устраивают’в цилиндрических котлова-
нах, днище и стены которых промораживают, а верхнюю часть
перекрывают металлической изолированной конструкцией. В про-
цессе строительства котлована применяют замораживающие ко-
лонки, охлаждаемые рассолом или азотом.
12.5. Сезоннодействующие установки
для замораживания грунтов
В сезоннодействующих установках предусматривается исполь-
зование естественного холода для замораживания грунтов. Такие
установки применяют в климатических зонах со среднегодовой
температурой воздуха ниже —5 °C, и работают они в зимний
период времени.
Конструктивно сезоннодействующие установки для заморажи-
вания грунтов представляют собой замораживающие колонки,
охлаждаемые воздухом (рис. 109), жидкостью (рис. ПО) и
смесью паров и жидкости (рис. 111).
Устройства с естественной циркуляцией охлаждающей среды
работают по принципу термосифона, что способствует снижению
энергозатрат на эксплуатацию.
Для интенсификации процесса замораживания применяют
вынужденное движение теплоотводящей среды. Обычно охлаж-
денный воздух или жидкость подают в центральную трубу
колонки и поднимают по межтрубному пространству колонки.
В качестве жидких хладоносителей используют керосин, раст-
воры солей, этиленгликоль, хладоны.
В колонках, охлаждаемых
воздухом, скорость его при вы-
нужденном движении состав-
ляет 2—5 м/с и подогрев —
7 4-20 °C при глубине колонок
20—30 м.
В колонках, охлаждаемых
жидкостью при естественной
циркуляции ее, скорость сос-
тавляет 0,05—0,4 м/с.
В парожидкостных колон-
ках в качестве рабочего ве-
щества применяют хладагенты
(аммиак, хладоны, пропан и
др.). Погруженная в грунт
часть такой трубы работает в"*
режиме испарителя, а элемен-
ты конструкции трубы, контак-
тирующие с наружным возду-
Рис. 109. Воздушные сезоннодейст-
вующие охлаждающие устройства с
вынужденной (а), и естественной (б)
циркуляцией воздуха
Рис. НО. Жидкостные сезоннодействующие ох-
лаждающие устройства с вынужденной (а) и
естественной (б, в) циркуляцией жидкости:
/ •— наружный теплообменник; 2 — насос; 3 —
штуцер для заправки; 4 — продольные ребра
Рис. HI. Парожидкостное
сезоннодействующее охлаж-
дающее устройство
хом, — в режиме конденсатора холодильной установки. В зимний
период времени пары рабочего вещества в верхней части колон-
ки конденсируются и образовавшийся конденсат стекает в виде
пленки по поверхности трубы, отводя теплоту от грунта. Образо-
вавшиеся пары поднимаются вверх по центральной зоне трубы,
и цикл повторяется. Парожидкостная колонка работает по прин-
ципу закрытого двухфазного термосифона.
Парожидкостные сезоннодействующие колонки являются
наиболее эффективными из рассмотренных устройств. По эффек-
тивности к ним приближаются жидкостные колонки с вынуж-
денной циркуляцией хладоносителя, однако они более энерго-
и металлоемки.
12.6. Охлаждение бетонных сооружений
Бетонные сооружения охлаждают для предотвращения обра-
зования в них трещин в результате неизотермичности конструк-
ции, являющейся следствием тепловыделений в процессе твер-
дения бетона.
С этой целью охлаждают бетонную массу в процессе ее
приготовления либо само бетонное сооружение в период выделе-
ния теплоты экзотермии.
Для охлаждения бетонной массы от ее основных составляю-
щих (гравия, песка, цемента и воды) перед подачей их в смеси-
тель отводят теплоту. Гравий, песок,'щебень охлаждают с по-
мощью воды или воздуха в бункерах либо на конвейерах. Для
охлаждения воды (воздуха) используют холодильные машины.
Кроме того, исходные составляющие для приготовления бето-
на можно охлаждать с помощью вакуумных устройств. При
этом материалы помещают в емкость, где поддерживают дав-
ление ниже атмосферного, в результате чего испаряется влага
с их поверхности и материалы охлаждаются. Пониженное дав-
ление в емкостях поддерживают с помощью центробежных
компрессоров, вакуумных насосов или пароэжекторных устано-
вок. Комплексное использование вакуумного насоса и холо-
дильной машины, испаритель которой служит для конденсации
водяных паров, позволяет существенно уменьшить нагрузку на
вакуумный насос. В этом случае насос отводит (практически)
только воздух из емкости.
Бетонную смесь можно охлаждать непосредственно в бето-
номешалке, добавляя в исходные компоненты дробленый лед.
Теплоту от бетонной кладки отводят через наружные по-
верхности ее при формировании конструкции путем послойного
наращивания.
В период между укладкой слоев поверхность охлаждают
воздухом либо водой, используя естественный или искусственный
холод. При этом необходимо выбрать правильные соотношения
между параметрами теплоотводящей среды, массой укладывае-
мого бетона и временем его отвердевания.
Бетонную кладку можно охлаждать также с помощью воды
либо хладоносителя, циркулирующего в системе трубопроводов,
размещенных в массиве кладки. В этом случае теплообменом
через внешнюю поверхность кладки можно пренебречь и кладку
возводят слоями большой толщины.
Контрольные вопросы и задания
1. Для каких целей реализуют искусственное замораживание грунтов?
Каковы конструктивные особенности применяемого оборудования?
2. Какие допущения принимают при тепловом расчете замораживающего
устройства?
3. Чем отличается методика расчета ненагруженных и нагруженных льдо-
грунтовых ограждений?
4. Укажите пути организации рационального процесса замораживания грун-
тов с помощью жидкого азота.
5. Как хранят жидкие углеводороды в подземных хранилищах?
6. Проанализируйте преимущества и недостатки различных конструкций
сезоннодействующих устройств для замораживания грунтов.
7. Для каких целей охлаждают бетонные сооружения при их создании?
13. ХОЛОД В МЕТРОЛОГИЧЕСКОЙ СЛУЖБЕ
ПРИ АТТЕСТАЦИИ ОБОРУДОВАНИЯ
13.1. Классификация установок
Испытательные комплексы подразделяют на климатические и
высотные. В климатических комплексах с помощью искусствен-
ного холода создают условия зимнего и полярного климата.
В высотных установках имитируют условия, характерные для
верхних слоев земной атмосферы, — пониженные температуры и
давление воздуха.
Испытательный комплекс включает испытательную камеру,
холодильные машины, оборудование, системы и приборы контро-
ля, замера, управления, защиты, автоматизации и др. Кроме под-
держания пониженной температуры воздуха предусматривают
возможность поддержания температур воздуха, вакуума, пере-
менной влажности воздуха и др.
Полезный объем испытательных камер охватывает диапазон
от долей метра до сотен кубических метров. Камеры имеют на-
дежный изоляционный слой. Их оборудуют специальными лю-
ками, воротами. Визуальное наблюдение за протеканием экспери-
мента производят через смотровые окна с многослойным остек-
лением. Предусматривают специальные меры по предотвращению
замерзания влаги на элементах остекления.
Для испытательных комплексов характерен нестационарный
тепловой режим, что необходимо учитывать при расчете и
подборе холодильного оборудования.
Широкое распространение получают парокомпрессионные хо-
лодильные машины, работающие на R22 и R13. Система охлаж-
дения — непосредственная с использованием батарей и возду-
хоохладителей.
При температурах воздуха в камерах —60 °C и ниже можно
использовать воздушные холодильные машины.
13.2. Климатические установки
С помощью климатических установок искусственно поддер-
живают параметры окружающей среды, характерные для раз-
ных климатических зон: полярный климат, сухие и влажные тро-
пики, морской влажный климат и др.
В экспериментах обычно имеет место постоянный темпера-
турный режим с плавным переходом от одного температурного
уровня к другому. При необходимости имитируют резкое изме-
нение температуры окружающей среды (от положительной тем-
пературы воздуха до наступления заморозков) с помощью
специальных установок.
Конкретными примерами
климатических установок
служат лаборатории для ис-
пытания транспортных
средств (автомобили, желез-
нодорожные вагоны), биоло-
гических объектов, строи-
тельных материалов и кон-
струкций и др.
Транспортные средства
испытывают в камерах, обо-
рудованных изоляцией и си-
стемами охлаждения, имити-
рующими воздействие на
объект потоков воздуха за-
данной температуры и ско-
рости. Для этого исполь-
зуют замкнутую воздушную
систему охлаждения с воз-
духоохладителями, располо-
женными внутри камеры
(рис. 112). Возможно ис-
пользование разомкнутой
схемы циркуляции воздуха
воздушным детандером. Ка-
меры представляют собой
крупные сооружения из кир-
пича либо бетона. Холодиль-
но-нагревательные комплек-
сы таких камер обеспечива-
ют поддержание температур- .
ного режима в пределах
+60 4---60 °C и создают
циркуляцию воздуха в рабо-
чем объеме со скоростью,
Рис. 112. Камеры для испытания автомо-
билей:
/ — вентилятор; 2 — испытуемый автомо-
биль; '3 — тормозное устройство; 4 — возду-
хоохладители; 5 — смотровые окна; 6 — пульт
управления; 7 — приборные щиты
равной возможной скорости движения транспортного средства.
Испытания строительных материалов и конструкций реали-
зуют в небольших термошкафах либо крупных камерах. Иссле-
дуют различные свойства (теплопроводность, гигроскопичность,
прочность) в зависимости от температуры.
Камеры оборудуют пристенными и потолочными батареями,
обеспечивающими равномерное температурное поле в объеме
опытной камеры.
При испытаниях биологических объектов с целью выяс-
нения влияния окружающей среды на развитие и жизнедеятель-
ность растений требуется длительное поддержание температурно-
влажностного режима с минимальными колебаниями регулируе-
мых параметров.
Предусматривают возможность имитации солнечного облуче-
ния растений. При централизованном холодоснабжении применя-
ют систему охлаждения с вторичным хладоносителем в комплек-
се с электроподогревателями. Применяют автономные установки
с непосредственной системой охлаждения.
13.3. Высотные установки
В соответствии со шкалой международной стандартной атмо-
сферы температура на уровне моря составляет 15 °C, а давле-
ние — 1,01 кПа. По мере поднятия над земной поверхностью
температура воздуха понижается с градиентом в 5 °C на 1 км
и на высоте 11 км равна —56,5 °C. Давление атмосферы плавно
понижается.
В высотных установках имитируют статические и динамичес-
кие условия полета летательных средств, охватывающие все ре-
жимы эксплуатации оборудования и его элементов.
При испытаниях учитывают влияние на объект температуры
и давления одновременно. В случаях, когда влияние одного из
указанных параметров является решающим, проводят неполные
высотные испытания. При исследовании влияния температуры
среды на объект используют термокамеру с температурой до
—60 °C, а для изучения влияния давления — барокамеру. При
изучении влияния двух параметров на объект применяют тер-
мобарокамеры, в которых имитируют реальные условия полета
летательного аппарата.
Термобарокамеры выполняют в виде горизонтального цилинд-
ра со сферическими днищами. Применяют высокоэффективную
изоляцию, расположенную внутри цилиндра.
В качестве холодильного оборудования используют двух-
ступенчатые парокомпрессионные холодильные машины, работа-
ющие на R22 (рис. ИЗ), а также воздушные турбохолодильные
машины.
При испытаниях авиационных двигателей, требующих посто-
янного притока свежего воздуха, применяют воздушную турбо-
холодильную машину, работающую по разомкнутому циклу
(рис. 114).
В рассматриваемых установках необходимо учитывать резкое
ухудшение теплообмена между средой в камере и охлаждающи-
ми приборами из-за понижения давления. В связи с этим
первоначальное охлаждение объекта производят при атмосфер-
ном давлении, затем снижают давление в нем. Для этого приме-
няют вакуумное оборудование, обеспечивающее необходимое
Рис. 113. Схема высотного испытательного стенда с хладоновой холодильной
установкой:
/ — осушительная установка; 2 — конденсатор; 3 — компрессор высокой ступени;
4 — компрессор низкой ступени; 5 — рекуперативные теплообменники; 6 — вентилятор;
7 — регулирующие вентили; 8 — охлаждающая батарея; 9 — термобарокамера; 10 —
вакуум-насосы; 11 — охладители вентиляционного воздуха
Рис. 114. Схема высотного испытательного стенда с детандерной холодильной
машиной:
1 — конденсатор; 2 — компрессор холодильной установки; 3 — регулирующие вентили;
4 — осушительная установка; 5 — турбодетандер; 6 — воздушный теплообменник;
7 —* термобарокамера; 8 — эксгаустер;
разрежение воздуха с учетом отведения продуктов сгорания при
испытании двигателей.
Контрольные вопросы и задания
1. Каким требованиям должны отвечать холодильные установки испытатель-
ных комплексов?
2. Назовите наиболее рациональные режимы работы климатических испы-
тательных установок?
3. Какие условия полета летательных средств необходимо имитировать
при испытаниях?
4. Перечислите конструктивные особенности 'термобарокамер, применяемых
при испытаниях различных объектов.
Раздел III
ХОЛОДИЛЬНОЕ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ ПРЕДПРИЯТИИ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ И ТОРГОВЛИ
14. ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ХОЛОДИЛЬНОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
14.1. Морозильные аппараты
14.1.1. Продолжительность замораживания
Одним из перспективных направлений совершенствования
холодильной цепи является производство замороженных продук-
тов с помощью морозильных аппаратов различной конструкции.
В морозильных аппаратах возможно получение заморожен-
ного продукта правильной геометрической формы и стандартных
размеров, что, в свою очередь, дает возможность увеличить заг-
рузку камер хранения и транспортных средств, механизировать
и автоматизировать технологические операции. С теплофизичес-
кой точки зрения замораживание предусматривает понижение
температуры продукта ниже криоскопической, сопровождаемое
льдообразованием. Вследствие превращения воды в лед происхо-
дит своеобразное обезвоживание продукта, что в сочетании с
действием низких температур повышает стойкость продуктов при
хранении. Размер, форма и распределение кристаллов льда,
образующихся при замораживании, зависит от свойств продукта
и условий замораживания. Быстрое снижение температуры про-
дукта способствует образованию мелких, равномерно распреде-
ленных кристаллов льда От размера кристаллов льда зависит
степень повреждения клеток продукта. При медленном замора-
живании образуются крупные кристаллы льда и наблюдаются
наибольшие структурные повреждения. Значительные механичес-
кие повреждения, появление микротрещин возможны при сверх-
быстром замораживании продукта. Таким образом, с понижени-
ем температуры и повышением скорости ее изменения, с одной
стороны, увеличивается производительность морозильного ус-
тройства, а с другой стороны, возрастают энергозатраты и воз-
можно ухудшение качества замороженной продукции, т. е. речь
идет о выборе оптимальной скорости замораживания. Выбор
скорости невозможен без расчета продолжительности замора-
живания.
В холодильной технологии чаще всего пользуются решением
задачи о замораживании, разработанном Р. Планком в 1913 г.
Полученная им формула расчета продолжительности заморажи-
вания включена в рекомендации Международного института хо-
лода, остается основной в практических расчетах морозильных
аппаратов:
где Qo — расход холода на замораживание 1 м! продукта, Вт; 6 — толщина
блока, м; d—коэффициент теплоотдачи от воздуха к поверхности, Вт/(м2-°С);
1—коэффициент теплопроводности продукта, Вт/(м-°С); А/— разность между
температурой замерзания продукта и температурой охлаждающей среды, °C;
Р, R — коэффициенты, зависящие от вида отвода теплоты и соотношения сторон
блока (табл. 28).
28. Значения коэффициентов R и Р
Коэффициент Отношение ширины блока к его толщине
1,2 1.5 ' 1.8 2,0 3,0 4,0
Р 0,273 0,300 0,321 0,333 0,375 0,400
R 0,073 0,088 0,102 0,110 0,150 0,188
Толщина замораживаемого слоя влияет на продолжитель-
ность процесса замораживания. При больших значениях коэффи-
циента теплоотдачи продолжительность замораживания пропор-
циональна квадрату толщины стоя продукта, в связи*с чем стре-
мятся уменьшить эту толщину, например при фасовании про-
дукта.
Возможности снижения температуры теплоотводящей среды
для сокращения продолжительности замораживания невелики.
По мере понижения температуры воздуха от —18 до —25 °C на
1° продолжительность замораживания сокращается в среднем на
4,5 %. Однако при этом возрастают затраты на выработку холо-
да. При очень низкой температуре возникает опасность перемо-
раживания поверхностных слоев продукта. Могут возникнуть
внутренние напряжения и, как следствие, появление трещин.
Чаще всего ускорение процесса замораживания достигается уве-
личением коэффициента теплоотдачи. Следует иметь в виду, что
увеличение этого коэффициента в большей степени влияет на
сокращение продолжительности процесса при замораживании тон-
ких слоев, чем толстых. В зависимости от конструкции моро-
зильных аппаратов увеличение коэффициента теплоотдачи
реализуется различными путями. В воздушных аппаратах —
при интенсивном (со скоростью 4—5 м/с) обдуве продукта воз-
духом. При этом возрастает мощность электродвигателей венти-
ляторов, необходима также тепловая компенсация работы вен-
тиляторов.
В некоторых конструкциях морозильных аппаратов в качестве
теплоносителя применяют капельные жидкости или осуществля-
ется прямой контакт продукта с металлическими поверхностями.
Особенности конструкции морозильных аппаратов различных
типов рассмотрены ниже.
14.1.2. Классификация морозильных аппаратов
В зависимости от метода отвода теплоты и типа хладоноси-
теля морозильные аппараты разделяют на следующие группы:
воздушные; бесконтактные; контактные (замораживание с погру-
жением в холодную жидкость или орошение ею); смешанного
типа.
Различают также морозильные аппараты периодического
и непрерывного действия.
Наиболее распространены воздушные аппараты, главным об-
разом из-за простоты конструкции, универсальности, т. е. воз-
можности применения одного и того же агрегата для заморажи-
вания разных пищевых продуктов в упаковке и без нее. Кроме
того, использование воздушных аппаратов позволяет- перейти от
традиционной технологии замораживания неупакованных нефа-
сованных продуктов к новой технологии замораживания фасо-
ванных продуктов. I
Бесконтактные плиточные аппараты обладают высокой удель-
ной производительностью. Их широко применяют для заморажи-
вания фасованных продуктов: мяса и рыбного филе, упакован-
ных в мягкую тару прямоугольной формы. Применение таких
аппаратов (производительностью до 20 т в сутки в одном агрега-
те) создает благоприятные условия для автоматизации и механи-
зации трудоемких работ.
Аппарат для быстрого замораживания в криогенных жид-
костях применяют в промышленном масштабе в США с 1960 г.
Наряду с высокой эффективностью теплоотдачи такие аппараты
обеспечивают высокое качество пищевых продуктов.
V-Контактные аппараты применяют в основном для заморажи-
вания, причем теплоту от продукта можно отводить различными
методами; через герметичную влагонепроницаемую упаковку;
через металлическую ленту движущегося конвейера; за счет оро-
шения продуктов охлажденной жидкостью при его движении
на конвейере. В качестве рабочей жидкости применяют любые
водные растворы солей, а также криогенные жидкости. На
установках контактного типа замораживают рыбу и сочное рас-
тительное сырье погружением в рассолы или орошением ими.
Диффузия соли в продукт происходит только до момента
образования льда на поверхности пищевых продуктов. Поэтому
при создании аппаратов необходимо стремиться к уменьшению
времени пребывания Продукта в рассолах при. положительных
температурах. Для этого продукты перед замораживанием пред-
варительно охлаждают в потоке воздуха или подмораживают
на глубину 0,1—0,2 мм. В последнем случае полностью исклю-
чается диффузия соли в продукт.
14.1.3. Конструкция морозильных аппаратов
Воздушные морозильные аппараты. Эти аппараты состоят
из грузового отсека и отсека воздухоохладителей. Для них
характерно выполнение грузового отсека в виде туннеля, который
позволяет придать потоку воздуха необходимое направление и
сообщать ему нужную скорость. Замораживаемый продукт в гру-
зовом отсеке перемещается различными транспортными сред-
ствами. В отсеке воздухоохладителей размещают секции, пред-
назначенные для охлаждения воздуха, обогреваемый поддон для
сбора талой воды, образующейся при оттаивании, а также венти-
ляционную установку. В качестве транспортных средств для
непрерывного или периодического перемещения замораживаемых
продуктов в грузовом отсеке применяют конвейеры и гравитаци-
онные устройства.
В зависимости от транспортных средств и способа замора-
живания пищевых продуктов в воздухе аппараты можно под-
разделить на тележечные, конвейерные, гравитационные и флюи-
дизационные. В тележечных, конвейерных и гравитационных
воздушных морозильных аппаратах продукты замораживают как
в мелкой фасовке (массой до 0,5 кг), так и в виде блоков ( мас-
сой 10—12 кг). Толщина блоков может быть от 40 до 100 мм.
Во флюидизационных аппаратах продукты замораживают рос-
сыпью в воздухе или в специальной среде.
В конвейерных морозильных аппаратах блок-формы выпол-
няют из металла с высоким коэффициентом теплопроводности.
Они могут быть с крышками и без них. В последнем случае
блоки, получаются неправильной формы, что затрудняет зата-
ривание грузов и требует большого объема охлаждаемых по-
мещений (камер, трюмов) для хранения.
В воздушных морозильных аппаратах, предназначенных для
неупакованных продуктов, для обеспечения непрерывной работы
поверхность воздухоохладителей орошают незамерзающей жид-
костью, которая поглощает влагу.
Вентиляторная установка состоит из одного или нескольких
осевых или центробежных вентиляторов.
Тележечные аппараты бывают с продольным или поперечным
движением воздуха, а также с ручным и механизированным
5
Рис. 115. Тележечный морозильный аппарат:
а — с продольным движением воздуха; б — с поперечным движением воздуха; 1 — гру-
зовой отсек; 2 — этажерки или тележки; 3 — вентилятор; 4 — ложный потолок; 5 —
воздухоохладитель
перемещением тележек или этажерок (рис. 115, а). В грузовом
отсеке находятся тележки с продуктами. Направленное движение
воздуха в аппарате создается ложным потолком, который явля-
ется одновременно поддоном воздухоохладителя Более эконо-
мичны аппараты с поперечным обдувом воздухом, так как подо-
грев воздуха в них в 2 раза меньше.
Аппарат с поперечным движением воздуха (рис. 115, б) со-
стоит из одного или нескольких грузовых отсеков, в которых
расположены подвесные этажерки (или тележки) с продуктами.
Воздух, подаваемый вентиляторами, движется в направлении,
перпендикулярном продольной оси туннеля. В таких аппаратах
секции воздухоохладителя образуют грузовые отсеки.
При большой длине грузового отсека и малом количестве
подаваемого воздуха нагрев его в грузовом отсеке может увели-
чиваться до 6—8 °C, что вызывает неравномерность заморажива-
ния продуктов.
Конвейерные морозильные аппараты классифицируют на ап-
параты с цепным конвейером для замораживания блочных
продуктов с параллельной и диагональной блок формами, а так-
же зацеплением блок-форм с цепью конвейера, аппараты со спи-
ральным конвейером для замораживания блоков и мелкоштуч-
ных продуктов любой формы (полуфабрикаты и готовые блюда);
аппараты с сетчатым конвейером для замораживания фасован-
Рис. 116. Конвейерный морозильный аппарат с параллельной подвеской блок-
форм:
— загрузочный бункер; 2 — разгрузочный конвейер; 3 — нагреватель; 4 — цепной
конвейер; 5 — направляющие; 6 — воздухоохладитель; 7 — изолированный контур;
8 — блок-форма; 9 — питатель; 10 — ванна с водой; 11 — глазуровочная площадка;
12 — проталкивающий конвейер
ных продуктов в таре. Аппараты с параллельной подвеской
блок-форм применяют в мясной промышленности. Такой аппарат
состоит из изолированного контура, цепного конвейера, образую-
щего 12 горизонтальных ветвей, воздухоохладителя и восьми
вентиляторов (рис. 116). Производительность аппарата 40—
50 т/сут при температуре кипения —304------------40 °C и скорости
движения воздуха до 7 м/с. Охлаждение воздуха в аппарате
составляет 2—3 °C. Потребляемая мощность электродвигателей
вентиляторов 40 кВт. Мощность привода механизмов 4,5 кВт.
Флюидизационные морозильные аппараты применяют для за-
мораживания фруктов и овощей. Они позволяют резко интенси-
фицировать процесс замораживания “по сравнению с обычными
воздушными аппаратами и бывают малой, средней и большой
производительности. Переход замораживаемых продуктов во
взвешенное состояние наступает только в определенных пре-
делах скоростей движения воздуха в зависимости от размеров и
массы замораживаемого продукта. Замораживание методом
флюидизации рационально для мелких продуктов (зеленый горо-
шек, ягоды и др.).
Конструкции флюидизационных морозильных аппаратов по
способу транспортирования в них продуктов подразделяются на
лотковые и конвейерные. В лотковых аппаратах продукт движет-
ся в псевдоожиженном состоянии при определенном наклоне лот-
ка или поддерживающей решетки. В конвейерных аппаратах
продукт движется с помощью сетчатого конвейера.
Целесообразность применения метода флюидизации опреде-
ляется в каждом конкретном случае экономическим расчетом.
При определении экономически оптимального решения следует
учитывать производительность флюидизационного аппарата на
1 м2 площади поддерживающей решетки в зависимости от
толщины слоя замораживаемого продукта и энергетических зат-
рат на замораживание. Основные недостатки этих аппаратов —
невозможность их применения для всех продуктов и повышенные
энергетические затраты.
Флюидизационные аппараты большой производительности мо-
гут быть с орошаемым воздухоохладителем, многоярусными ре-
шетками, с механическим приводом решеток, а также с проме-
жуточной сыпучей средой, выполняющей роль насадки.
Аппарат с орошаемым воздухоохладителем (рис. 117) пред-
ставляет собой изолированный контур с поддоном, воздухоохла-
дителем, вентилятором, каплеотделителями, теплообменником и
реконцентратором этиленгликоля.
В Пловдиве (Болгария) разработан новый аппарат (рис. 118)
с флюидизированной насадкой (промежуточной средой), состоя-
щей из полиэтиленовой крупы условным диаметром 2—3 мм, со-
ли, манной крупы. В этих аппаратах можно замораживать
крупные куски мяса, вторые блюда, томаты, абрикосы, цыплят.
Через загрузочные окна продукт попадает на сетчатый кон-
вейер аппарата. Проходя через промежуточную среду, взвешен-
ную в воздухе (высота флюидизированного слоя составляет
400—500 мм), продукт быстро замораживается и через окно
разгрузки удаляется из аппарата. Воздух в грузовой отсек ап-
парата подается через перфорированные воздуховоды. Промежу-
точная среда охлаждается гладкотрубной змеевиковой бата-
реей, расположенной под конвейером.
Рис. 117. Флюидизационный морозильный аппарат большой производительности
с орошаемым воздухоохладителем:
2 — изолированный контур; 2 — поддоны с перфорированным дном; 3— воздухоохла-
дители; 4 — вентиляторы; 5 — каплеотделители; 6 — концентратор этиленгликоля;
7 — паровой змеевик для выпаривания воды из этиленгликоля; 8 — трубопровод для
возврата этиленгликоля в поддон; 9 -- теплообменник; 10 — вентиль; 11 — трубопровод
для подачи этиленгликоля в концентратор; 12 — поддон с раствором этиленгликоля;
13 — циркуляционный насос; 14 — оросительная гребенка
Рис. 118. Флюидизационный морозильный аппарат с подвижной насадкой:
1 — перфорированный воздуховод; 2 — гладкотрубная змеевиковая батарея; 3 — кон-
вейеры; 4 — окна; 5 — воздухоохладитель; 6 — подвижная насадка; 7 — изолированный
контур; 8 — центробежный вентилятор
/4-/4
Бесконтактные аппараты. В зависимости от расположения
морозильных плит и их конструкции аппараты подразделяют
на горизонтально- и вертикально-плиточные (с вертикальным
расположением плит), роторные и барабанного типа.
Отсутствие промежуточной воздушной среды в плиточных
морозильных аппаратах позволяет уменьшить перепад темпера-
тур и интенсифицировать теплообмен между замораживаемым
продуктом и хладагентом (хладоносителем), а также отказаться
от громоздких и металлоемких воздухоохладителей и энергоем-
ких вентиляторов. Поэтому плиточные морозильные аппараты ин-
тенсивны, компактны и экономичны. По сравнению с воздушными
морозильными аппаратами съем замороженного продукта с 1 м2
площади пола, занимаемой плиточными морозильными аппарата-
ми, примерно в 1,5—2 раза больше, а энергетические затраты
и масса этих аппаратов на 30—40 % меньше.
Горизонтально-плиточный морозильный аппарат с подвижны-
ми морозильными плитами (рис. 119) отличается тем, что загруз-
ка коробками с продуктом и разгрузка плит производятся ца
постоянном уровне. Это позволяет совмещать погрузочно-раз-
грузочные операции по времени и выполнять их с помощью
конвейеров. Коробки с продуктом поступают в аппарат и уда-
ляются из него через узкие щели, что сокращает поступление
теплоты и влаги в грузовой отсек. Плиты перемещаются посред-
ством гидропровода через систему тросов. Другие морозильные
аппараты такого типа описаны в специальной литературе.
Рис. 119. Горизонтально-плиточный аппарат с подвижными морозильными
плитами:
/ — нижняя площадка: 2 — гидравлические цилиндры; 3 — разгрузочная щель; 4 —
крючки; 5 — жидкостные коллекторы; 6 — тросы; 7 — упоры; 8 — устройство для
подъема и опускания плит; 9 — верхняя площадка; 10 — морозильные плиты.; 11
сменные огрвничительные штифты; 12 — загрузочная щель
Рис. 120. Автоматизированный роторный морозильный аппарат APCA-3-I5P:
1 — механизм открытия морозильной секции; 2 — дозирующее устройство; 3 — загру-
зочное устройство; 4 — приборы управления электрической системы (шкаф); 5 — прибо-
ры управления гидравлической системы (шкаф) 6 — конвейер выгрузки блоков;
7 — механизм срыва блоков, 3 — механизм поворота блоков
Вертикально-плиточные морозильные аппараты отличаются от
горизонтально-плиточных наличием специальных дозирующих
бункеров или конвейеров. Отдельные куски продуктов занимают
произвольное положение, поэтому замороженные блоки имеют
ухудшенный товарный вид. Если между продуктами и морозиль-
ными плитами есть воздушные прослойки, то значительно увели-
чивается продолжительность замораживания блоков. Вертикаль-
но-плиточные аппараты бывают с нижней, верхней или боковой
выгрузкой. При нижней выгрузке аппарат оборудуют отодвигаю-
щейся платформой или раскрывающимся створчатым дном, при
верхней — поднимающимися пластинами, при боковой — откры
вающейся стенкой
Роторный морозильный аппарат представляет собой ротор с
радиально насаженными на него плитами. Процесс заморажи-
вания происходит непрерывно, загрузка и выгрузка механизи-
рованы, замораживание интенсивное, блоки хорошо подпрессо-
ваны. При замораживании продукт находится в непосредствен-
ном контакте с морозильными плитами, которые соединены в
секции, укрепленные на валу ротора. Такое расположение
секций позволяет устанавливать их в любой позиции для загруз-
ки и выгрузки. Вал ротора — пустотелый, что дает возможность
использовать его для подачи хладагента в морозильные плиты
и отводить его в них.
Для замораживания мясных и рыбных продуктов разрабо-
таны автоматизированные аппараты АРСА, различающиеся кон-
струкцией секций. Например, АРСА-10 имеет двухплиточные
секции, АРСА-3-15Р —трехплиточные.
Аппарат АРСА-3-15Р (рис. 120), предназначенный для замо-
Рис. 121. Аппарат для замораживания упакованных продуктов . в жидком
хладон ос и теле:
/ — охлаждающая ванна; 2 — насос для поддержания уровня в загрузочном
гидравлическом затворе; 3 — разгрузочный конвейер с вентиляторами; 4 — выталкива-
тель; 5 — разгрузочный гидравлический затвор; 6 — конвейер^для подачи тушек птицы к
загрузочному гидравлическому затвору; 7 — загрузочный гидравлический затвор;
8 — выталкиватель; 9 — перфорированный поддон; 10 — фильтры; // распредели-
тельный коллектор; 12 — конвейерная лента с клетьми; 13 — водосливное Отверстие;
14 — циркуляционные насосы; 15 — изолированный контур; 16 испарители; 17 баки
испарителей
/ладаге нт
Рис. 122. Принципиальная схема меха-
низированной поточной линии замора-
живания растительного сырья:
1 — контейнер приема замороженного про-
дукта; 2 — рассольный испаритель; 3 —
морозильный аппарат ВКСА-1; 4 — загру-
зочный конвейер; 5 — инспекционный кон-
вейер; 6 — опрокидыватель; 7 — моечная
машина
торую задают в зависимости от
раживания блоков рыбы, отли-
чается увеличенной загрузкой.
Масса одновременной загрузки
продукта в 2 раза больше, чем
для аппарата АРСА-10, за счет
рационального использования
площади поверхности плит.
Производительность уни-
версального роторного моро-
зильного агрегата УРМА (ав-
торы С. Я- Мекеницкий, В. П.
Зайцев, А. Г. Ионов, и др.)
680 кг/ч (температура хлад-
агента —40 °C, начальная тем-
пература продукта 15 °C). За-
мораживание в УРМА осу-
ществляется по программе, ко-
видй продукта, толщины блока,
температуры и вида хладагента.
Контактные аппараты. Для замораживания упакованных про-
дуктов (тушек птицы) применяют контактные аппараты
(рис.. 121). Они оформлены как конвейеры и имеют ороситель-
ные устройства, насос. Охлаждение рассола — централизованное
в испарителях, устанавливаемых в аппаратных отделениях. Туш-
ки птицы проталкиваются через загрузочный гидравлический
затвор и поступают на транспортную ленту конвейера, обильно
орошаемую хладоносителем. Пройдя верхний участок транспорт-
ной ленты, тушки поступают в ванну с хладоносителем и затем
выталкиваются из аппаратов через гидравлический затвор.
Хладоноситель циркулирует с помощью центробежного насо-
са, рассол забирается из бака испарителя и подается в пер-
форированный поддон и распределительный коллектор. Подогре-
тый рассол собирается в поддоне и сливается в бак испарителя
для охлаждения. Разновидность такого аппарата применяют для
замораживания фасованного мяса и других продуктов (фарша,
пельменей). Продукты размещаются на стальной ленте конвейе1
ра, которая снизу орошается жидким хладоносителем.
Овощи и фрукты можно замораживать в контактном или
виброконтактном морозильном аппарате (рис. 122), разработан-
ным ОИНТЭ совместно с Симферопольским консервным заво-
дом им. С. М. Кирова. Его производительность по сырью 3 т/ч.
Вибратор обеспечивает 200 колебаний в 1 мин при амплитуде
12 мм; при угле наклона лотка 3° к горизонтали скорость
движения продукта достигает 1 м/мин.
14.2. Сублимационные установки
Одним из методов консервирования пищевых продуктов,
биологических и медицинских препаратов, позволяющих сохра-
нить их важнейшие исходные свойства, является сублимационная
сушка, т. е. сушка в замороженном состоянии под вакуумом.
Консервированный таким образом продукт можно длительное
время хранить в обычных условиях. Продукт легко поглощает
воду, полностью восстанавливаются его питательные свойства,
внешний вид, объем. Широкого распространения для консерви-
рования пищевых продуктов этот метод не получил ввиду
больших энергетических затрат.
Перед сушкой продукты замораживают, при этом важно
обеспечить оптимальную скорость, замораживания. Приемлемая
структура кристаллов льда ' образуется при замораживании
продукта в воздушном морозильном аппарате при температуре
воздуха —304 35 °C.
Продукт’ можно замораживать и непосредственно в субли-
маторе при атмосферном давлении или в вакууме в результате
испарения влаги. Быстрая откачка воздуха из сублиматора
вызывает интенсивное испарение влаги с поверхности продукта
и приводит к его замораживанию. Когда достигнут нужный
вакуум и продукт полностью замерз, наступает период сушки
сублимацией. К высушиваемому продукту подводят тепло извне,
происходит сублимация льда. К концу этого периода сушки под-
вод тепла увеличивают и этим повышают температуру высуши-
ваемого продукта до 40—50 °C. Завершается процесс сушки
кратковременным периодом удаления остаточной влаги.
Применительно к технологии сублимационной сушки созданы
соответствующие аппараты и установки, определены методы их
расчета. Из всех способов удаления водяных паров наибольшее
распространение получил метод конденсации водяных паров на
охлаждаемой поверхности. При отрицательных температурах
влага оседает на охлажденной поверхности в виде льда. Этот
процесс называют десублимацией, а теплообменник с
охлаждаемой поверхностью — десублиматором. 'Общее
давление среды поддерживают от 300 до 1 Па. Секции десубли-
матора-испарителя выполняют из труб или панельных элемен-
тов. Для эффективного течения процесса вымораживания влаги
применяют последовательное поочередное включение секций
поверхности, начиная с последней по ходу движения водяного
пара. Лед с поверхности десублиматора необходимо своевремен-
но удалять. Температура кипения хладагента —404 60 °C.
Для предварительного понижения давления и удаления
неконденсирующихся газов применяют пусковые и рабочие ва-
куум-насосы. Пусковые вакуум-насосы благодаря большой
производительности обеспечивают быстрое снижение давления в
процессе сушки. Наиболее широко применяют сублимационные
установки периодического действия. Установки поточно-цикли-
ческого действия целесообразно применять при массовом произ-
водстве узкого ассортимента продуктов.
Установка периодического действия включает в себя аппарат,
выполняющий функции сублиматора и десублиматора и имею-
щий крышки для загрузки и выпуска тележек с продуктами
и монорельсовый подвесной путь для размещения тележек.
В аппарате находятся нагревательные панели, вертикально-
трубные панели десублиматора с поддонами для удаления талой
воды (рис. 123).
В секциях десублиматора кипит аммиак при —35 °C. Левая
и правая части систем теплоподвода и влагоотвода имеют авто-
номное управление, что .позволяет использовать их независимо
для сушки продуктов разного вида. Вакуумная система исполь-
зует пусковые и рабочие вакуум-насосы и в состоянии поддержи-
вать давление 150 Па. Сублимационная сушка мяса произ-
водится следующим образом. Мясо, разрезанное ломтиками тол-
щиной 12 мм, укладывают на противни, которые устанавли-
вают на консольные полки тележек и вкатывают в аппарат.
Рис. 123. Сублимационная установка СУ-3:
/ — аппарат; 2 — секция десублиматора; 3 — жалюзи; 4 — нагревательные панели; 5 —
тележки
Крышку аппарата закрывают, включают пусковые вакуум-насосы
и' систему влагоотвода. Через 10 мин давление снижается до
200—160 Па, а температура продукта опускается до —25-=-
4---30 °C. Включают нагревательные панели, рабочие вакуум-
насосы. Пусковые насосы останавливают. Процесс сушки завер-
шается через 8—9 ч. Тележки с продуктом выкатывают в отде-
ление разгрузки, где поддерживается низкая (до 40 %) отно-
сительная влажность воздуха, и упаковывают готовый продукт.
14.3. Технологические кондиционеры
Заданные параметры воздуха, необходимые для проведения
какого-либо технологического процесса, поддерживают с по-
мрщью технологических кондиционеров.
На мясокомбинатах кондиционирование воздуха применяют в
помещениях колбасных заводов, где необходимо поддерживать
температуру воздуха 2± 1 °C и относительную влажность 80±5 %
(в сушилках колбасы <р= 75±5 %). Для этих целей исполь-
зуют секционный горизонтальный кондиционер КТЦ (кондицио-
нер технологический центральный), в форсуночной камере кото-
рого разбрызгивается вода температурой 2 °C (рис. 124). Не-
достатками таких кондиционеров являются их большие габариты
(до 15 % площади кондиционируемого помещения требуется для
размещения кондиционера) и необходимость применять систему
с промежуточным хладоносителем для хладоснабжения кондицио-
нера. Холодильная установка мясокомбината работает по схеме
непосредственного кипения, требующей меньших эксплуатацион-
ных расходов. В связи с этим для помещений мясокомбината
целесообразно применять кондиционеры непосредственного кипе-
ния, располагая их прямо в кондиционируемых помещениях на
площадках под потолком. Кондиционер с поверхностным ам-
миачным воздухоохладителем КТА-16 (кондиционер технологи-
ческий аммиачный) и его модернизированный вариант ОТА-16
гораздо компактнее кондиционеров КТЦ и удобнее в эксплуа-
тации (рис. 125).
В молочной промышленности технологическое кондициониро-
вание применяют в камерах созревания сыра. Относительную
влажность воздуха поддерживают не выше 75—80 %. Приме-
няют схему обработки воздуха с подсушиванием, т. е. подогревом
воздуха в калорифере после охлаждения его в воздухоохлади-
теле кондиционера. Для кондиционирования воздуха в камерах
созревания сыра используют рассольные технологические конди-
ционеры ОТР-13 и ОТР-17 и автономные фреоновые кондицио-
неры СР9Х2-1-0 и конденсатором воздушного охлаждения
(рис. 126).
II
Рис. 124. Схема центральных секционных кондиционеров КТЦ2:
1 — приемный блок; 2 — камера обслуживания; 3 — воздушный фильтр; 4 — камера
орошения; 5 — присоединительный блок; 6 — вентиляторный агрегат; 7 — блок тепло-
массообмена; 8, 9 — соответственно двухрядный и однорядный воздухонагреватели без
обводного канала
Рис. 125. Технологический кондиционер ОТА-16:
/ — камера фильтров; 2 — камера смешения наружного и рециркуляционного воздуха;
3 — воздухоохладитель;^— калорифер; 5 — вентиляторный агрегат; 6 — увлажняющее
устройство; 7 — щит автоматического управления
14.4. Торговое холодильное оборудование
На предприятиях торговли и общественного питания холод
используют для кратковременного хранения сравнительно не-
больших запасов пищевых продуктов, необходимых для беспере-
бойной работы предприятий общественного питания в течение
5—6 дней, а также для сохранения охлажденных и заморожен-
ных продуктов, полуфабрикатов и готовых блюд при их демонст-
рации и реализации непосредственно в торговом зале. Для
сохранения запасов пищевых продуктов в зданиях предприятий
торговли и общественного питания сооружают небольшие холо-
дильники (общим объемом до 300 м3), имеющие несколько
(2—5) холодильных камер различного назначения (для мяса,
рыбы, овощей, фруктов). Обслуживают эти холодильники фрео-
новые агрегаты. Виды торгового оборудования описаны в учеб
нике «Холодильная техника».
Стационарные холодильники предприятий торговли и общест-
венного питания располагают в подвале или на первом этаже
вблизи торгового зала или цехов. Суммарная площадь холодиль-
ных камер для различных предприятий от 10—15 до 120 м3.
Продукты хранят также и в сборных холодильных камерах
вместимостью 5—8 м3, устанавливаемых в помещениях предприя-
тий торговли и общественного питания. Дневной запас продук-
тов хранят в холодильных шкафах, которые располагают в торго-
вом зале магазинов и предприятий общественного питания или
в производственных цехах этих предприятий. Вместимость шка-
фов не более 1 м3.
doieoHatfHOM — /
:do33aduwoM — g -BHHairst?duA хит — g idoiBiruxHSB — f ‘da<tmdoirBMod.iMatrs — g tairaxHireirxooxXVsos — z taodi4iTH<5> edawex — i
:0=[=gX6a3 йэноипитоя иияээьило1гонхэх ggi эи^
Рис. 127. Сборная камера КХС-2-6м:
/ — теплоизоляционное ограждение; 2 — воздухоохладитель; 3 — терморегулирующий
вентиль; 4 — щит управления; 5 — холодильный агрегат; 6 — емкость для сбора талой
воды; 7 — стеллаж; 8 — настил; 9 — дверь; 10 — щнт сигнализации
Сборные камеры выпускают двух типов: среднетемператур-
ные — для хранения охлажденных продуктов при 0—2 °C и
низкотемпературные — для хранения замороженных продуктов.
Камеры собирают из стандартных теплоизоляционных щитов.
Щит состоит из рамы, теплоизоляции и облицовки. В качестве
тепловой изоляции применяют пенопласт толщиной 100 мм. Щи-
ты собирают при помощи стандартных стяжных соединений.
Стыки' между щитами герметизируют при помощи профильной
резины Щиты камер в деревянном исполнении снаружи облицо-
ваны клееной фанерой, а в металлическом исполнении стальным
листом. Изнутри камеры обоих типов облицованы листовым
алюминием. После сборки щитов камеру оборудуют стеллажами
со съемными деревянными решетчатыми полками, потолочными
вешалками с крюками для подвески туш и напольными дере-
вянными решетками. Камеры снабжают герметизированным све-
Рис. 128. Холодильный шкаф ШХН-
1-0,8:
/ — холодильный агрегат; 2 — теплоизо-
ляционное ограждение; 3 — испаритель;
4 — полки для продуктов; 5 — лампа
освещения; 6 — вентилятор; 7 — дверка
камеры; 8 — дверь шкафа; 9 — терморегу-
лирующий вентиль; 10 — поддон; 11 —
съемная решетка
тильником. Б верхней зоне кй-
меры располагается испари-
тель с поддоном (воздухоохла-
дитель) , типоразмерный ряд
камер построен на основе внут-
реннего объема, который кра-
тен 6 м2.
Камера холодильная, сред-
нетемпературная КХС-2-6м
предназначена для хранения
охлажденных грузов (рис. 127).
Камера (внутренний объем
6 м2), собранная из панелей
толщиной 0,06 м, при темпера-
туре воздуха 0—8 °C имеет
коэффициент теплопередачи
0,49 Вт/м-К. В камере можно
располагать тележки-контейне-
ры. Холодильный агрегат раз-
мещен рядом с камерой. Темпе-
ратура в ней поддерживается
автоматически, путем пуска-ос-
танова компрессора. Оттаива-
ние инея с поверхности возду-
хоохладителя автоматическое.
Воздухоохладитель питается
хладагентом R-12 с помощью
терморегулирующего вентиля.
Камера холодильная низко-
температурная КХН-2-6м имеет
каркасную конструкцию. Ее со-
бирают из щитов толщиной
0,085 м с коэффициентом теп-
лопередачи 0,37 Вт/м-К. Хо-
лодильная установка состоит
из двух холодильных агрега-
тов, работающих на двухсек-
ционный воздухоохладитель. Иней с поверхности воздухоохлади-
теля оттаивают горячими парами хладагента.
Холодильные шкафы предназначены для хранения охлаж-
денных и замороженных продуктов как в торговом зале, так и в
производственных цехах предприятий, выпускающих гртовые
блюда и полуфабрикаты (рис. 128).
Конструкция шкафа может быть каркасной или бескаркасной.
Холодильный агрегат встраивают в нижнюю или верхнюю часть
шкафа. В верхней части шкафа располагают испаритель (бата-
Рис. 129. Островной прилавок ПХМ-2-2:
о — общий вид; б — разрез; I — теплоизоляционное ограждение; 2 — вентилятор; 3 '—
испаритель; 4 — теплоизоляционный поддон; 5 — полка для продукта; 6 — распредели-
тельная решетка; 7 — полка-светильиик; 8 — реле температуры
рея с поддоном или воздухоохладитель) с терморегулирующим
вентилем, съемные полки для размещения продуктов и све-
тильник.
Внутренний объем шкафов унифицированного ряда кратен
0,4 м2. Шкафы имеют одинаковую высоту 18—2000 мм и глубину
Рис. 130. Витрина ВХС-2-3,15:
а — общий вид; б — разрез; 1 — теплоизоля-
ционное ограждение; 2 — вентилятор; 3 —
испаритель; 4 — съемный теплоизолированный
поддон; 5 — жалюзи; 6 — люминесцентная
лампа
а
Рис. 131. Прилавок-витрина ПВХС-1-0,5:
1 — холодильный агрегат; 2 — терморегулируюший вентиль; 3 — теплоизоляционное
ограждение; 4 — испаритель; 5 — стол; 6 — раздвижные створки; 7 — люминесцентная
лампа; 8 — двойное стекло; 9 — защитное стекло; 10 — противень; 11 — полка; 12 —
трубопровод
750—800 мм. Охлаждаемые прилавки и витрины служат для
продажи и хранения в торговых залах продовольственных
магазинов и буфетов, а также для хранения рабочего запаса
полуфабрикатов и других пищевых компонентов в цехах пред-
приятий общественного питания.
Прилавки могут иметь каркасную и бескаркасную конструк-
цию, быть открытыми и закрытыми. Открытые прилавки выпол-
няют пристенными (доступ к продукту с одной стороны) и
островными (доступ к продукту с обеих сторон). Низкотемпера-
турный островной прилавок ПХН-2-2 (рис. 129) состоит из трех
секций. Каждая секция имеет каркасную конструкцию и охлаж-
дается воздухоохладителем. От охлаждаемого объема воздухо-
охладитель отделен теплоизолированным съемным поддоном. Ох-
лажденный воздух подается в объем с хранящимся продуктом
и создает воздушную завесу над открытым проемом. Воздух,
движущийся, минуя испаритель, по внешнему каналу, создает
второй слой завесы.
Среднетемпературная открытая витрина ВХС-2-3,15 состоит
из секций. В верхней части секции расположены съемные полки,
в нижней — два воздухоохладителя, отделенные теплоизолиро-
ванной панелью от охлаждаемого объема (рис. 130).
Холодильные прилавки-витрины позволяют демонстрировать,
продавать и хранить рабочий, запас продуктов в небольших
продовольственных магазинах, столовых, буфетах (рис. 131).
Теплопритоки в открытые прилавки и витрины в 3—4 раза
больше, чем в закрытые. Это приводит к высокой величине
тепловыделения от конденсаторов воздушного охлаждения.
При большом числе таких прилавков и витрин в торговом зале
магазина комфортные условия для покупателей и продавцов
создать трудно. К тому же велик уровень шума от работающих
холодильных агрегатов. В связи с этим все чаще крупные продо-
вольственные магазины начинают отдавать предпочтение центра-
лизованному охлаждению с расположением холодильных агрега-
тов в машинном отделении.
Контрольные вопросы и задания
I. Какие факторы влияют на сокращение времени замораживания продуктов
в аппаратах различных типов?
2. В чем состоят преимущества сублимационной сушки как метода консерви-
рования?
3. Что такое технологическое кондиционирование?
4. Каковы особенности торгового холодильного оборудования?
15. ПРОИЗВОДСТВО ВОДНОГО ЛЬДА
15.1. Основные физические свойства водного льда
При охлаждении водным льдом достигаются температуры
около 0°С и ниже (в смесях с солями). Отличительными
особенностями водного льда являются небольшие затраты на
производство и его высокая аккумулирующая способность.
Поэтому, несмотря на развитие и распространение других спо-
собов охлаждения, водный лед продолжают широко использо-
вать для нужд холодильного транспорта, пищевой и химической
промышленности, сельского хозяйства, торговли и др. Охлажде-
ние льдом особенно эффективно при неравномерности потреб-
ления холода.
При нормальном давлении (0,101325 МПа) вода имеет наи-
большую плотность при температуре 4 °C (точнее, при 3,98 °C).
По мере охлаждения воды от 4 до 0 °C ее плотность уменьшается
с 1000 до 999,9 кг/м3, а при превращении в лед — дополни-
тельно снижается до 916,8 кг/м3 (при замораживаний объем
воды увеличивается на 9 %). Плотность льда связана с темпера-
турой соотношением
рл^917 (1 —0,00015/).
Для равновесной двухфазной системы «вода—лед» давление
связано с температурой плавления льда уравнением Кла-
пейрона — Клаузиуса:
dP _ г
dT ~ Т(|/ж-|/т)’’
где г — теплота плавления; |/ж, |/т — удельные объемы жидкости и твердой
фазы.
dP
Пж<пт, поэтому т. е. по мере увеличения давления
температура плавления понижается.
При давлении Р — 0,101385 МПа температура плавления льда
Т=0 °C (273,15 К). Повышение давления на 0,101325 МПа
понижает температуру плавления на 0,0075 °C.
Удельная теплота плавления г=334 кДж/кг. При пониже-
нии температуры на 1 °C теплота плавления увеличивается
на 2,12 кДж/кг.
Теплоемкость льда сл и теплопроводность + связаны с темпе-
ратурой соотношениями
сл ^2,12 + 0,00779/; X, ^2,22 (1 —0,0015/).
Приведенные данные относятся к монолитному льду из чистой
воды.
15.2. Физические основы образования льда
Существуют два механизма кристаллизации: гомогенный и
гетерогенный.
Г омогенной называют систему, однородную в физиче-
ском и химическом отношениях в любой макроточке объема.
Г етерогенная (неоднородная) система состоит из несколь-
ких различных гомогенных областей-фаз, имеющих поверхность
раздела между собой. В каждом случае, прежде чем произойдет
превращение жидкость—твердое тело, должно возникнуть яв-
ление нуклеакции, т. е. между жидкостью и твердым- телом
должна возникнуть межфазная граница.
Гомогенный механизм образования кристаллов льда зависит от
спонтанной нуклеации' воды. При хаотическом диффузионном
движении молекул в жидкости образуются локальные флуктуа-
ции плотности и ориентации. При благоприятной флуктуации
возникает группировка (кластер) молекул с упорядоченной
ориентацией, близкой к структуре кристаллов льда. Такие груп-
пировки возникают уже при температурах около О °C, но оста-
ются неустойчивыми и непрерывно разрушаются под воздейст-
вием теплового движения молекул.
С понижением температуры жидкости возрастает количество
образующихся кластеров, увеличиваются их размеры и повы-
шается устойчивость. Для образования устойчивого кластера,
содержащего несколько сотен молекул и способного иницииро-
вать рост льда, необходимо значительное переохлаждение жид-
кости, т. е. понижение ее температуры относительно темпера-
туры плавления твердой фазы. После возникновения устойчи-
вого «зародыша» .процесс кристаллизации можно представить
аналогично реакции синтеза — к существующей кристаллической
решетке присоединяются молекулы жидкости с выделением скры-
той теплоты кристаллизации. Эта теплота рассеивается в пере-
охлажденной жидкости, вызывая постепенное повышение ее тем-
пературы плавления твердой фазы. Интенсивность процесса
кристаллизации определяется условиями отвода теплоты от по-
верхности кристалла в окружающую среду под действием раз-
ности температур на поверхности раздела фаз и в самой жид-
кости, равной переохлаждению жидкости.
При гетерогенном механизме кристаллизации межфазную по-
верхность может обеспечить инородная частица, действующая
как затравка, инициатор роста льда. Кристаллизация облег-
чается, если затравка изоморфна льду. Роль центров кристал-
лизации могут выполнять также отдельные шероховатости на
охлаждающей поверхности. Особенно благоприятны условия для
кристаллизации тогда, когда теплопередающая поверхность по
своей структуре приближается к структуре кристаллов льда и
при интенсивном отводе теплоты через стенку. Поэтому шерохо-
ватые металлические стенки при интенсивной теплопередаче
создают лучшие условия для образования первых кристаллов,
чем гладкие поверхности при их медленном охлаждении.
Гетерогенная нуклеация имеет большое практическое значе-
ние, так как в промышленных установках и теплообменных
аппаратах льдообразование почти всегда проходит в условиях,
когда имеются необходимые предпосылки для возникновения
кристаллов льда. Скрытая теплота кристаллизации отводится
через вымороженный слой в охлаждающую среду либо непосред-
ственно, либо преодолевая также дополнительное сопротивление
теплопередающей стенки.
При движении у охлаждаемой стенки турбулентного потока
воды с температурой (где 0о — температура плавления
льда) переохлаждение, необходимое для возникновения кристал-
лов льда, достигается в тонком ламинарном подслое жидкости
при определенных условиях отвода теплоты в окружающую
среду — Т2, а2. Температура на границе ламинарного подслоя
с турбулентным ядром не изменяется.
Переохлаждение воды у металлической теплопередающей по-
верхности не превышает нескольких сотых градуса. Первые
кристаллы выделяются на поверхности в виде тонкого слоя льда.
Толщина вымороженного слоя зависит от условий охлаждения
воды и составляет обычно десятые доли миллиметра. Это собст-
венно толщина переохлажденного слоя. В остальной массе
жидкости температура ее остается выше точки плавления льда и
кристаллизация здесь произойти не может.
После выделения первых кристаллов льда переохлаждение
резко падает до тысячных долей градуса. Температура поверх-
ности льда 0о на границе с водой в дальнейшем остается
постоянной и практически равной 0 °C. Действительно, она не
может быть выше 0 °C, так как известно, что иметь твердую
фазу вещества в перегретом состоянии невозможно. С другой
стороны, она может понижаться лишь на тысячные доли градуса,
что несущественно. Это обстоятельство очень важно, так как
позволяет получить сравнительно простые количественные зави-
симости динамики намораживания льда в воде, температура
которой в объеме Л>0о.
15.3. Теплопередача и льдообразование у охлаждаемых
стенок
Поверхностные аппараты, в которых осуществляется процесс
кристаллизации, имеют сравнительно большие размеры. Их по-
верхности при математической постановке задачи можно упро-
щенно представить плоскими или цилиндрическими.
. Принципиальная схема кристаллизации на поверхности
охлаждаемой плоской стенки толщиной 6М приведена на рис. 132.
Стенку омывает турбулентный поток в'оды, температура которой
Л>0°С. Коэффициент теплоотдачи от воды к поверхности
льда со. Теплота отводится в охлажденную среду через наморо-
женный слой льда толщиной 6Л. Температура охлаждающей
среды /2, коэффициент теплоотдачи от стенки к хладагенту а2.
Коэффициент теплопроводности льда Ъ,, металлической стен-
ки
15.3.1. Тепловой поток от воды к поверхности льда
От воды к поверхности льда поступает тепловой поток,
который состоит из конвективного теплового потока qt, обуслов-
ленного температурным напором ii—60, и теплового эквивалента
работы сил трения при движении воды у охлаждаемой стенки q2.
^, = «,(/,-60); (288)
q2—PW, (289)
где 6о — температура поверхности льда, °C; Р — напряжение силы трения при
движении воды у стенки, н/м2; W — скорость движения воды, м/с.
При естественной конвекции воды </2-»-0.
Л. С. Лейбензон установил приближенную зависимость меж-
ду напряжением силы трения и коэффициентом теплоотдачи cq:
P=a,ir(2+1L)/3cg, (290)
где Рг— критерий Прандтля; с — удельная теплоемкостьн кДж/(кг-К); g —
ускорение свободного падения, 9,81 м/с2.
Подставляя значение Рг в (289),
получим
q2=a,W2(2+-^-)/3cg. (291)
Полный тепловой поток к поверхности
льда
qo— q\4“^2=0^1^ (/|—6о)4~
^2(2+тг)/3с^]- (292)
Выражение 2+-^—)/3cg имеет
размерность температуры и представляет
собой эквивалентную температуру пото-
ка воды /экв-
Рис. 132. Схема процесса
намораживания льда на
плоской стенке
Вводя понятие приведенной температуры:
/пр.- t I —|— /экв,
получим
<7o=cci(/np —6о). (293)
Величина эквивалентной температуры зависит от скорости
движения воды:
W', м/с 0,1 0,5 1,0 1,5 2,0
°C 0,006 0,15 0,6 1,35 2,4
15.3.2. Условие намораживания льда
При наличии на поверхности стенки слоя льда толщиной 6Л
теплота от поверхности раздела фаз отводится в охлаждающую
среду, преодолевая тепловое сопротивление, равное
1 //<1 == бл /Хп бм /Ам “I- 1 /&2-
Условие намораживания льда на плоской поверхности можно
записать в виде неравенства
«.(/„p-eojc/<,(60-/2). (294)
С возрастанием толщины льда увеличивается сопротивление
1 /К, и при определенном значении бл наступает равенство тепло-
вых потоков:
ои(/Пр— 0о)— Ai(0o—/г), (295)
что означает достижение максимальной толщины льда для
заданных условий теплопередачи.
Из выражения (295) находим
бл_=^ [ -(т^+^г) ] • <296>
В случае, когда имеет место неравенство
ос,(/нр — 6o)>/<i(6o— /г), (297)
лед плавится под воздействием теплового потока, поступающего
от воды к поверхности льда. С уменьшением толщины льда
гпловой поток, отводимый в охлаждающую среду, возрастает.
Плавление прекратится, когда он станет равным 90-
Выражение для коэффициента теплопередачи в процессе
намораживания льда на плоской'стенке можно получить, отнеся
тепловой поток, поступающий в охлаждающую среду, к общему
температурному напору, т. е.
x=(e.-M/[(^-+^+i) («,-/,)]. (298)
15.3.3. Продолжительность намораживания льда
Приближенные решения некоторых-практических задач замо-
раживания льда при отводе теплоты через вымороженный слой
в охлаждающую среду используют при проектировании льдогене-
раторов различного типа, в расчетах процессов разделения и
очистки веществ методом кристаллизации, замораживания про-
дуктов, аккумуляции холода и др.
В общем случае льдообразование происходит из жидкости,
температура в объеме которой t\ выше температуры затверде-
вания 0О. Температурный напбр t\ — 0О вызывает поступление
теплоты от жидкости к поверхности раздела фаз, что существен-
но влияет на процесс кристаллизации, замедляя его. Для льдо-
образования на плоской поверхности при постоянной темпе-
ратуре воды /| уравнение теплового баланса в дифференциаль-
ной форме имеет вид
a, (tnv - 0о)с/т + = (60 - /2)с/т / (-^ + ™ + —),
\ а.? /
где р — скрытая теплота льдообразования, отнесенная к единице объема намо-
раживаемого льда, кДж/м3 (р = 306- 103 кДж/м3); pdf>„ — теплота, выделяе-
мая за промежуток-времени dt при замораживании элементарного объема льда,
равного 1 •
Разделив переменные и проинтегрировав в пределах от 0 до
6л, получим 'расчетную формулу для определения продолжитель-
ности намораживания льда на плоской стенке:
(299)
где бл„акс—максимальная толщина льда, определяемая из выражения (296).
При естественной конвекции воды /Экв = 0; /пр = /|.
Если температура замораживаемой воды равна 0 °C, то
сс|(/пр—Оо)с/т=.О и уравнение теплового баланса упрощается:
Р15. = (в„-МЛ/(^+^ + ^-).
Решение его имеет вид
t=76£4t(^- + tL + ^)- (300)
Подобные расчетные формулы получены также для случая
намораживания льда на цилиндрической поверхности при темпе-
ратуре воды, равной 0 °C.
Продолжительность намораживания льда на внутренней по-
верхности охлаждаемой трубы .
т — Р Г In r'lh I 1 I L In _Е1_ _|_
2(00 — f2) L К rx \ 2лг rM1
+^-) (301)
'-*'21 н / J
Продолжительность намораживания льда на наружной по-
верхности охлаждаемой трубы
т= PT lLln^Z '—A-In-^-
2(Go /2) L ^л f"ir \ 2ХЛ Хм гBjf
(302)
где rx—радиус поверхности льда, омываемой-водой, м; гн—-наружный радиус
грубы, м; г„„ — внутренний радиус трубы, м.
Время замораживания воды в льдоформах определяют по
приближенной формуле Планка:
т=4^-(6 + В), (303)
где b — меньшая сторона льдоформы в ее верхней части; А и В — коэффициенты,
эпределяемые по соотношению сторон поперечного сечения формы (табл. 29).
29. Значение коэффициентов А и В, входящих в формулу Планка
Коэффициент Соотношение сторон
1.5 1,5 2,0 2,5 4,0
А 3120 4060 4540 4830 5320
В 0.036 0,030 0,026 0,024 0,023
При натекании жидкости с /|>6о на охлажденную цилиндри-
ческую поверхность время намораживания льда до заданной
толщины 6Л можно определить по приближенной формуле
т= -VT F -в^А-^-^^Г8" 1 ; (304)
CXjtj В_ О] — /11 —Д1) Гн J
А, =----В^фЧп-Г^.
ОС и 1Г н /'м ? вн
Эта формула не учитывает тепловое сопротивление 1/аг, т. е.
принято, что аг^оо. Если пренебречь также сопротивлением
стенки цилиндра, то формула примет вид
(305)
Если отношение диаметра цилиндра к толщине получаемого
льда велико, стенку допустимо считать плоской. Для этого слу-
чая решение имеет вид
rr ^11 • (306)
Хл(а|/1б>1 + Л„/2) J J ' '
Если намораживание льда происходит из камеры, движущей-
ся относительно стенки (роторный льдогенератор чешуйчатого
льда), то время намораживания определяют по формуле
т=-4 • ^7-{ 1пГ 1+ • (307)
£ СС1Г| ( СС1/| L Хл(а|/гОм-Г W2) JJ
Во многих промышленных аппаратах и установках темпера-
тура воды, занимающей конечный объем, изменяется в процессе
льдообразования. В таких условиях протекают процессы аккуму-
ляции холода, производства льда и др. Приближенные решения,
учитывающие влияние переменной температуры жидкости на об-
разование твердой фазы, изложены в книге В. А. Бобкова.
15.4. Льдогенераторы
15.4.1. Классификация
Искусственный лед получают замораживанием воды в льдо-
генераторах при температурах охлаждающей среды от —8 до
—30 °C.
Современные льдогенераторы классифицируют по виду,
составу и назначению вырабатываемого льда, по способам и
источникам охлаждения, по производительности и конструктив-
ным особенностям. Они бывают периодического и непрерыв-
ного действия, с оттаиванием и механическим отделением льда.
Кроме того, различают автономные (в частности, агрегатные)
автоматизированные льдогенераторы непосредственного ох-
лаждения и неавтономные с централизованным охлаждением
рассолом либо непосредственно хладагентом.
Аккумуляторы холода (автономные и неавтономные) могут
быть без отделения льда, с отделением льда (фригаторные),
а также зероторного типа.
Льдогенераторы производят следующие виды технического
и пищевого льда: блочный, трубчато-блочный и снежно-
блочный; плитный и трубчато-плитный; малогабаритный —
дробленый кусковой и пластинчатый, трубчатый, скорлупный,
брикетный, кубиковый; рассыпной — мелкодробленый (измель-
ченный до снегообразной массы или гранул), чешуйчатый,
снежный.
По составу исходного сырья искусственный водный лед
разделяют на лед из пресной воды (сырой, кипяченой, дистил-
лированной) , лед из природной соленой воды, в частности —
морской, лед из воды с искусственными добавками: антисепти-
ческий, рассольный.
15.4.2. Льдогенераторы блочного льда
Рассольные льдогенераторы блочного льда (рис. 133) выра-
батывают технический матовый или прозрачный лед в подвиж-
ных льдоформах. Температура рассола в баке —84 12 °C;
скорость циркуляции 0,1—0,2 м/с. Рассол охлаждается верти-
кально-трубным либо листотрубным погружным испарителем с
температурой кипения аммиака или R22 около —15 °C. Расход
холода на 1 кг льда 525—585 кДж.
Для интенсификации льдогенератора применяют предвари-
тельное охлаждение воды в водоохладителях и не проморажи-
вают сердцевину блока.
При оттаивании льдоформы погружают в теплую (до 40 °C)
воду либо орошают их в наклонном положении на льдоскате.
Потери льда при оттаивании составляют 1—2 мм на сторону.
В СССР применяют рассольные льдогенераторы с льдо-
формами на 12,5; 25 и 50 кг льда. Высота баков 2295—2445 мм.
Льдоформы на 12,5 кг льда имеют сечение в верхней части
0,11X0,19 м, длительность замораживания воды при темпера-
туре рассола —10 °C примерно 8 ч; на 25 кг льда — сечение
0,13Х 0,26 м, длительность замораживания 12 ч; на 50 кг льда —
сечение 0,19X0,38 м, блок замораживается за 16 ч. Длина
льдоформ 1,12 м; длина блоков льда около 1 м.
За рубежом, в частности в США, применяют подобные
льдогенераторы, с барботированием воды для получения проз-
рачного блочного льда. Процесс получения прозрачного льда
можно осуществить по схеме низкого или высокого давления.
По методу низкого давления сжатый до 0,015—0,035 МПа воздух
с помощью воздуходувки подается в сплошные или перфориро-
ванные металлические трубки, опущенные в воду на определен-
ную глубину по центру льдоформы. По методу высокого давле-
ния сжатый компрессором до 0,17—0,25 МПа воздух подводится
к нижней части льдоформ.
Сжатый воздух Syr главного коллектора по льдоформам
распределяется дроссельными вентилями. Метод высокого давле-
ния обеспечивает более высокое качество получаемого ль^а.
Однако он требует соответствующей обработки воздуха, пода-
ваемого в льдоформы. Схема обработки воздуха включает в себя
сжатие до давления 0,17—0,25 МПа, снятие перегрева (водо-
проводной водой), охлаждение и осушение в рассольном осуши-
теле.
Недостатки рассольных льдогенераторов следующие:
низкая удельная производительность;
значительная металлоемкость льдогенератора;
повышенный расход электроэнергии в связи с применением
промежуточного хладоносителя-рассола;
7,
Рис. 133. Рассольный льдогенератор блочного льда:
1 — наполнительное устройство; 2 — изоляция; 3 — оттаивательньгй сосуд; 4 — льдо-
скат; 5 — опрокидывающее устройство
повышенная коррозия рассольного бака, льдоформ, трубо-
проводов, металлических конструкций и др.:
постоянная деконцентрация рассола из-за выпадения влаги из
воздуха на поверхность рассола и попадания воды в рассол
при заполнении и замораживании льдоформ;
трудоемкость обслуживания и отсутствие автоматизации;
потребность в больших производственных площадях для уста-
новки льдогенераторов;
значительные потери льда при оттайке льдоформ.
15.4.3. Трубчато-блочные льдогенераторы
непосредственного охлаждения
Трубчато-блочные льдогенераторы непосредственного охлаж-
дения, представляющие собой неподвижные льдоформы с испари-
тельными рубашками и внутренними трубками для наморажи-
вания льда, более интенсивны и гигиеничны в сравнении с рас-
сольными.
Примером промышленного льдогенератора блочного льда
непосредственного охлаждения является льдогенератор Вильбу-
шевича (рис. 134). При температуре кипения хладагента
(—15 °C) продолжительность замораживания блоков льда мас-
сой в 25 кг составляет около 2 ч. Потери льда при оттаивании
2—3 %. Оттайка производится горячими парами хладагента пу-
тем переключений холодильной машины. Для выпуска льда
льдоформа имеет у дна откидные крышки на пружинах. Перед
заливкой льдоформ крышки примораживают к ним небольшим
количеством воды. После оттаивания крышки открываются и
лед выпадает из льдоформ в приемник. В льдогенераторах
получают блоки массой 12,5; 25 и 35 кг. Производительность
от 1 до 100 т/сут непрозрачного льда. Льдоформы изготов-
ляют из антикоррозионной''стали толщиной 6,0 мм, что позволяет
получать лед из морской воды. Воду, поступающую в льдогене-
ратор, предварительно охлаждают в водоохладителе до 2 °C.
Льдогенераторы неавтоматизированны и имеют повышенную ме-
таллоемкость.
Из других льдогенераторов блочного льда с непосредствен-
ным охлаждением следует отметить авто-
матизированные льдогенераторы трубча-
то-блочного льда со всплывающими бло-
ками («Грассо», ТБЛ-100, ВНИХИ и др.).
Их выполняют в виде глубокого бака
с водой, в котором смонтированы пучки
испарительных труб. Ледяные трубчатые
блоки массой 25—50 кг намерзают на
трубах за 2—3 ч. После автоматической
оттайки горячими парами хладагента они
всплывают, проталкиваются цепным кон-
вейером к торцу бака и подаются на
ленточный конвейер.
Льдогенераторы неметаллоемки, так
как не имеют испарительных рубашек и
льдоформ.
Рис. 134. Льдоформа с рубашкой и трубками:
1 — рубашка; 2 — внутренняя и наружная трубки;
3 — откидная крышка
Поданным фирмы «Грассо» (Нидерланды), стоимость произ-
водства трубчато-блочного льда на 30 % меньше стоимости
изготовления блочного льда в обычных неавтоматизированных
льдогенераторах с рассольным охлаждением.
15.4.4. Льдогенераторы с послойным
намораживанием блочного льда
В льдогенераторах блочного и трубчато-блочного льда
(«Барбиери», «Грассо», ТБЛ-100 и др.) льдообразование замед-
ляется по мере роста толщины слоя льда и увеличения его
термического сопротивления. Процесс получения льда в этих
льдогенераторах осуществляется циклично, с обязательным про-
ведением оттайки, что увеличивает продолжительность цикла и
предполагает значительные потери льда и непроизводительные
затраты холода на охлаждение льдоформ.
Более перспективен метод производства блочного льда путем
послойного намораживания и удаления с поверхности льдо-
образования тонких пленок льда. Ввиду незначительного терми-
ческого сопротивления намораживаемого слоя можно достигнуть
высокой производительности льдогенератора. Впервые такой
льдогенератор был изготовлен фирмой «Циманн» (Австрия).
Льдогенераторы послойного намораживания с гидравлическим
или механическим выталкиванием блоков льда разрабатывались
также в Японии, в США и СССР, однако надежные промыш-
ленные образцы пока не созданы.
Устройство и действие льдогенератора (рис. 135) заключают-
ся в следующем. Пирамидальная или коническая льдоформа,
суживающаяся книзу, имеет снаружи рубашку, в которой кипит
хладагент. Первоначально льдоформа заполняется водой, замо-
раживаемой в виде блока льда. Когда вода полностью замерз-
нет, в льдоформу через отверстие в нижней части подается
под давлением небольшая порция воды, которая отрывает
блок льда от поверхности формы и заполняет зазор, образо-
вавшийся между льдоформой и блоком. Усилие отрыва льда
от формы в зависимости от температуры льда составляет от
0,5 до 2,0 МПа. Величина зазора зависит от подаваемой
порции воды и составляет от 0,5 до 3,0 мм. Тонкая пленка воды
замерзает за несколько секунд, намораживаясь на теплопере-
дающей поверхности льдоформы и на поверхности переохлаж-
денного блока льда. Интервал между подачами порций воды
учитывает и время, необходимое для некоторого переохлаждения
замороженного слоя. Таким образом, из формы практически
непрерывно растет ледяной блок, который периодически отрезает-
ся дисковой пилой.
Имеются также системы с механическим выталкиванием льда.
Рис. 135. Льдогенератор с послойным
намораживанием блоков льда:
/ — ледяной блок; 2 — охлаждающая
рубашка; 3 — плунжер; 4 — приводной
вал
Рис. 136. Льдогенератор ОЛ-25/35:
/ — компрессор с конденсатором; 2 —
корпус; 3 — водоороситель; 4 — испари-
тель; 5 — льдодробилка; 6 — водяной бак
(с насосом)
15.4.5. Льдогенераторы трубчатого
и пластинчатого льда
Из промышленных льдогенераторов .малогабаритного пище-
вого льда наиболее распространены автоматизированные ороси-
тельные льдогенераторы трубчатого (рис. 136) и пластинчатого
льда. Они производят дробленый прозрачный лед с насыпной
массой 400—600 кг/м3 и отличаются высокой интенсивностью
льдообразования вследствие небольших толщин (5—25 мм)
намораживаемого слоя. Себестоимость вырабатываемого льда на
30—40 % меньше, чем в рассольных льдогенераторах, однако
расход холода довольно велик (670—840 кДж/кг) в связи с
периодическим нагреванием испарителей при оттаивании льда.
Трубчатый лед производят в льдогенераторах с трубчатыми
испарителями — кожухотрубными (рис. 137) либо подвесными из
Рис. 137. Льдогенератор трубчатого
льда:
/ — кожух льдогенератора; 2 — труба
льдогенератора; 3 — сборник аммиака;
4 — поплавковый регулирующий вентиль;
5 — механический нож; 6 — водяной
насос
двойных труб. В кожухотруб-
ных испарителях лед намора-
живается внутри орошаемых
труб. Кратность циркуляции
воды составляет 30—50. Про-
должительность наморажива-
ния 45 мин. После оттаивания
полученный лед разрубают
льдорезкой на куски в виде
трубок или скорлуп длиной
50—100 мм.
В подвесных трубчатых
льдогенераторах лед намора-
живается внутри или снаружи
висящих двойных труб либо
одновременно с обеих сторон.
Пластинчатый лед намора-
живают на пакетно-панельных
мм измель
орошаемых либо погружных
испарителях.
Получаемые пластины льда толщиной от 6 до 18
чают при помощи дробилок.
15.4.6. Льдогенераторы чешуйчатого и снежного
льда
Роторные льдогенераторы с механическим отделением чешуй-
чатого или снежного льда скребками (ножами, резцами) и спе-
циальными фрезами широко используют для промышленного
производства рассыпного и брикетированного льда и льдоводя-
ной пульпы, для концентрирования вымораживанием и замора-
живания жидких и пастообразных пищевых продуктов, в интен-
сивных водоохладителях и водоледяных аккумуляторах холода.
Их применяют в качестве кристаллизаторов в различных отрас-
лях промышленности и теплообменников при теплонасосном
отоплении, использующем теплоту льдообразования.
В мясо-молочной промышленности подобные роторные уст-
ройства применяют в виде фризеров для изготовления мороже-
ного, для получения чешуйчатого и снежного льда (табл. 30),
используемого при охлаждении колбасного фарша и охлаждении
в льдоводяной пульпе битой птицы и др.
30. Техническая характеристика льдогенераторов снежного льда
Показатель ИЛ-500 Л-300 «Пингвин» ИЛ-200 «Амур» ФИЛ-50/100
Производительность при температурах замораживае- мой воды 28 °C и помеще- ния (окружающей среды) 10—28 °C, кг/ч 500—800 300—350 200—250 150—240
Температура кипения хлад- агента, °C —22 4- —40 —224-—25 —224-—25 -184-—25
Температура льда из прес- ной воды, °C —44 6 —4 4 6 -4 4-—6 -4 4-—8
Расход воды (без рецирку- ляции), м3/ч До 1,1 До 0,5 До 0,4 До 0,4
Расход электроэнергии на 1 т получаемого льда (без рециркуляции воды), кВт-ч/т 2,13 4,3 4,8 2,08
Расход холода при /2 = = —25 °C, кВт 58 35 23 20
Рабочая поверхность ци- линдра-испарителя, м2 4,75 2,55 1,6 1,0
Съем льда с 1 м2 поверх- ности цилиндра, кг/ч 168 137 156 240
Частота вращения ротора со скребками и форсунка- ми, с-1 0,117 0,150 0,150 0,133 или 0,067
Мощность электродвигателя для скребков, кВт 2,0 2,2 1,5 0,45
Материал цилиндра-испари- СтХ18Н9Т СтХ18Н9Т СтХ18Н9Т Сплавы
теля (Х18Н10Т) (Х18Н10Т) (Х18Н10Т) АМг5, Амгб (для фреонов АД31)
Масса, кг 1600 630 520 240
Автоматизированные роторные льдогенераторы непосредст-
венного охлаждения являются устройствами непрерывного дей-
ствия. Они изготовляют из пресной и соленой воды снежный
и чешуйчатый лед с объемной плотностью 300—500 кг/м3, а
также льдоводяную пульпу, пригодные для непосредственного
употребления.
Механическое отделение льда более экономично, чем его
оттаивание, поэтому роторные льдогенераторы потребляют мини-
мум холода (460—500 кДж/кг) и электроэнергии (145—
200 кДж/кг), наиболее компактны (0,1—0,3 м3/т-сут). Себе-
стоимость чешуйчатого и снежного льда на 40—50 % меньше
Рис. 138. Двухсторонний скребковый
льдогенератор И Л-500:
/ — наружный цилиндр испарителя; 2 —
сухопарник; 3 — редуктор; 4 — электро-
двигатель; 5 — трубка подачи хладагента;
6 — внутренний иож (скребок); 7 —
трубка водяная наружная; 8 — внутренний
цилиндр испарителя; 9 — водосборник;
10 — водяной иасос, 11 — льдоскат;
12 — бачок избыточной воды
стоимости блочного льда, полу-
ченного в льдогенераторах с
рассольным охлаждением.
Роторные льдогенераторы с
непрерывно снимаемым льдом
особо интенсивны благодаря
тонкослойному (0,5—2,5 мм)
намораживанию. Роторные льдо-
генераторы работают как при
циркуляции воды, так и при
ограниченной ее подаче без
рециркуляции и изготовляют
при /2= —15 4-------25 °C сухой
чешуйчатый лед (рис. 138).
При избытке воды или повышенной температуре хладагента
эти льдогенераторы могут производить снежный лед с влаж-
ностью до 20—25 % или же льдоводяную пульпу, пригодную для
перекачивания насосом. В последнем случае их можно исполь-
зовать как интенсивные водоохладители, так как теплообмен
при льдообразовании обычно значительно превосходит конвек-
тивный теплообмен, не сопровождающийся фазовым переходом.
Для интенсификации и повышения эффективности роторных
льдогенераторов осуществляют следующие мероприятия:
применение насосных схем, обеспечивающих интенсивную
циркуляцию хладагента, стабильное заполнение испарителей
жидким хладагентом при колебаниях тепловой нагрузки;
применение для изготовления испарителей высокотепло-
проводных материалов (стали 30, алюминиевых сплавов АМГ-5 и
АД-31), ограничение толщины стенки;
улучшение системы орошения водой поверхности испарителя;
увеличение частоты вращения режущего устройства;
предварительное охлаждение воды;
понижение температуры кипения;
оребрение внутренней поверхности цилиндров испарителя.'
Все льдогенераторы могут работать на R12, R22 и аммиаке.
Режим работы автоматический. Испарители не полностью затоп-
лены, со свободным уровнем. Способ съема льда ножевой,
а в ФИЛ-50/100 ножевой или фрезной.
Все большее распространение получают фрезерные, роторные
льдогенераторы чешуйчатого льда, в частности фирм «Йорк»
(США), «Холл» (Англия), «Нема» (ГДР) и др.
Вместо быстро затупляющихся скребков во фрезерных льдо-
генераторах используют винтовые фрезы долговременного поль-
зования, которые полностью скалывают лед с полированной
поверхности испарителей. Толщина намораживаемого льда 1,5—
2,5 мм. Температура кипения хладагента t%=—15 °C. Лед
температурой не выше —5 °C сравнительно легко отделяется
фрезами от испарителя.
15.4.7. Водоледяные аккумуляторы холода
Водоледяные аккумуляторы холода применяют в тех случаях,
когда тепловая нагрузка установки подвержена кратковремен-
ным пиковым изменениям (на предприятиях молочной промыш-
ленности, в пивоваренном производстве, на судах — при быстром
Рис. 139. Ледяной аккумулятор холода панельного типа:
1 — отделитель жидкости; 2 — коллектор; 3 — секция испарителя; 4 — бак; 5 — распре-
делитель аммиака; 6 — мешалка
охлаждении значительных уловов рыбы и на многих других
установках технологических производств). Применение аккуму-
ляторов холода (ледяной воды) позволяет значительно снизить
потребность в холодильном оборудовании и использовать элект-
роэнергию в ночной период.
Холод аккумулируется охлаждением воды и намораживанием
льда на охлаждающей поверхности. Лед можно намораживать
на теплопередающей поверхности погружных испарителей (вер-
тикально-трубных, змеевиковых, панельных) или в отдельном
генераторе, расположенном над аккумулятором (рис. 139 и 140).
Аккумуляторы первого типа расходуют примерно 25 кВт-ч на
1 т намораживаемого льда, аккумуляторы второго типа —
36 кВт-ч. Аккумуляторы первого типа более просты, надежны
и удобны в эксплуатации.
15.4.8. Холодоаккумуляторы с эвтектическим
раствором
Эвтектический лед получают замораживанием водных раство-
ров солей криогидратной концентрации в закрытых металличе-
ских или пластмассовых емкостях—зероторах. Зероторные ак-
кумуляторы переносного типа применяют в торговой сети, на
автотранспорте для охлаждения небольших теплоизолирован-
ных контейнеров и в быту.
Замороженные эвтектические растворы (эвтектики) имеют
низкую и постоянную температуру плавления и достаточно
большую теплоту плавления (табл. 31).
Растворы NaCl и KCI в воде применяют для зероторов наи-
более часто. Кроме эвтектиков используют также водный раст-
вор пропиленгликоля. В зависимости от концентрации пропилен-
гликоля температура замерзания раствора изменяется в пределах
-34-—50 °C.
Зероторы изготавливают различной формы: трехгранной
призмы, цилиндра, параллелепипеда. За рубежом для охлажде-
ния напитков в быту применяют пластиковые шаровые оболочки
31. Физические свойства некоторых рассолов, примеряемых для зероторов
Соль эвтектики Содержа- ние соли в раство- ре, % Плотность раствора, кг/м4 Темпера- тура плав- ления, °C Теплота плавления, кДж/кг Тепло- емкость раствора, кДж/кг'К
Сульфат натрия Сульфат цинка 3,8 27,2 1030 1250 — 1,2 —6,5 336 3,4
Хлорид калия 19,3 1150 -11,1 —21,2 214 3,2
Хлорид натрия 23,1 1170 299 • 3,3
Хлорид кальция 29,0 1280 —21,2 —55,0 237 213 3,3 2,6
Рис. 140. Схема ледяного холодоак-
кумулятора роторного типа:
1 — барботажная воздуходувка: 2 —
водяные насосы; 3 — роторный льдогене-
ратор; 4 — водоороситель; 5 — датчик
уровня льда; 6 — чешуйчатый лед
диаметром 30 мм, заполненные
водой и замораживаемые в до-
машних холодильниках. С уче-
том объемного расширения
раствора при замораживании
формы заполняют рассолом
или водой на 85—88 % их объ-
ема.
Зероторы гигиеничны, так как не выделяют из себя жидкости.
Их многократно используют. После плавления эвтектики их
вновь замораживают на зарядных станциях — в потоке воздуха,
на морозильных стеллажах, в холодном рассоле. При замора-
живании зероторов температура воздуха должна быть на 6—
8 °C ниже температуры замерзания эвтектики, температура ох-
лаждающего рассола — на 5—6 °C. Продолжительность замора-
живания в воздухе 18—24 ч в холодном рассоле — около 3 ч.
На продолжительность замораживания значительно влияет тол-
щина слоя раствора в зероторе.
Контрольные вопросы и задания
' 1. При каких условиях может происходить образование и рост кристаллов
льда?
2. Какие факторы влияют на продолжительность намораживания льда?
3. Какого типа льдогенераторы используются для получения льда?
4. Какие недостатки присущи льдогенератору блочного льда с рассольной
системой охлаждения?
5. Как производится чешуйчатый и блочный лед?
6. Каковы особенности теплопередачи и льдообразования у охлаждаемых
стеиок льдогенератора?
16. СУХОЙ ЛЕД
16.1. Общие сведения
Твердый диоксид углерода (СОг) при атмосферном давлении
сублимирует, т. е. переходит в газообразное состояние, минуя
жидкую фазу. Благодаря этому свойству твердый диоксид угле-
рода получил название сухого льда. Удельная масса его зави-
сит от способа получения и составляет 1300—1600 кг/м3. При
давлении 98 кПа температура сухого льда равна —78,9 °C, а
теплота, необходимая для полного его
испарения (скрытая теплота сублима-
ции),— 561 кДж/кг.
Как хладоноситель или охлаждаю-
щее средство сухой лед значительно эф-
фективнее водного. Полная холодопроиз-
водительность 1 кг сухого льда с учетом
использования холода паров, которые об-
разуются при сублимации и отеплении их
до 0 °C, составляет 665 кДж/кг, что в
1,9 раза выше холодопроизводительности
1 кг водного льда. В смеси сухого льда
с эфиром можно получить температуру
—100 °C, а при создании вакуума—зна-
Рис. 141. Диаграмма р — i
для диоксида углерода:
1 — область твердой фазы;
2 — область жидкой фазы;
3 — область газообразной
фазы
чительно ниже.
Диаграмма фазовых состояний диоксида углерода приведена
на рис. 141. Участок 1 диаграммы является областью твердой
фазы, участок 2 — областью жидкости, участок 3 — газовой об-
ластью (перегретого пара). Пограничные линии между этими
агрегатными состояниями представляют собой совокупность то-
чек, в которых могут находиться в термодинамическом равнове-
сии какие-либо две фазы: твердое тело и пар (кривая АВ), жид-
кость и пар (кривая ВС), жидкость и твердое тело (кривая BD).
Кривая АВ характеризует давление насыщенных паров диок-
сида углерода. Из диаграммы видно, что при давлениях ниже
517 кПа (или при температуре ниже —56,6 °C) диоксид углеро-
да может находиться лишь в твердой и газообразной фазах.
Следовательно, только при этих давлениях возможна сублима-
ция твердого диоксида углерода. Температура сублимации яв-
ляется функцией давления.
Кривая ВС характеризует давление насыщенных паров жид-
кой углекислоты (сверху эта кривая ограничена критической точ-
кой С с параметрами Ркр = 7346 кПа и tKf = 31 °C), кривая BD —
плавление (затвердевание) углекислоты. В. отличие от аналогич-
ной кривой для водного льда кривая BD имеет положительный
наклон к оси абсцисс.
В точке b пересекаются три кривые равновесных состояний
углекислоты. Эта точка характеризует такое состояние диоксида
углерода, при котором в термодинамическом равновесии нахо-
дятся одновременно три фазы. Параметрами этой точки, назы-
ваемой тройной точкой, являются давление Р = 517 кПа
и температура t — —56,6 °C.
При давлениях выше 702 кПа и подводе теплоты твердый
диоксид углерода, как и водный лед, последовательно переходит
в жидкую, а из жидкой — в газообразную фазу. При давлениях
ниже 517 кПа жидкой фазы углекислоты не существует.
Сведения о термодинамических свойствах диоксида углерода,
таких как i и 5, содержатся в i—Р- иТ —S-диаграммах. Одна-
ко эти диаграммы не позволяют судить о. количественном соот-
ношении фаз в тройной точке, а следовательно, не дают возмож-
ности определить энтальпию или энтропию трехфазной смеси.
В этом случае требуются дополнительные расчеты. Так, для
определения энтальпии трехфазной смеси пользуются уравне-
ниями
i'x — i"y + i'"z = i; x -f- у -f- z = 1,
где i', i", i'" — энтальпия соответственно жидкой, газообразной и твердой фаз;
х, у, z — массовые доли этих фаз.
Холодопроизводительность 1 кг диоксида углерода равна
разности энтальпий парообразной, имеющей давление и темпе-
ратуру охлаждаемой среды, и твердой фаз. Теплота плавления
(или замерзания) диоксида углерода в тройной точке равна раз-
ности энтальпий жидкой и твердой фазы при давлении 517 кПа.
Значение теплоты плавления в тройной точке составляет
195,7 кДж/кг. При давлениях выше 517 кПа и температурах
выше —56,6 °C теплота плавления практически мало отличается
от теплоты плавления в тройной точке.
Удельная теплоемкость твердого диоксида углерода [в кДж/
(кг-К)] в диапазоне температур от 57 до —110 °C
с = 1,67 — 0,01187 — 0,000052372.
Теплопроводность ее при р= 1400 кг/м3 составляет около
0,384 Вт/(м-К).
Сухой лед получают в результате отвода теплоты от жидкого
СО2.
Цехи, вырабатывающие сухой лед, расположены в основном
в европейской части СССР. Самый крупный его производитель-—
Центральный экономический район (40 % сухого льда и 18 %
сжиженного диоксида углерода без учета производства на вну-
тризаводские нужды). ।
По исходному сырью, используемому для выработки сухого
льда и сжиженного диоксида углерода, цехи подразделяются на
две группы: группу А, работающую на базе использования бро-
совых газов химкомбинатов, нефтеперерабатывающих, мылова-
ренных, гидролизных и спиртовых заводов, и группу Б, работаю-
щую на базе специального сжигания топлива (в том числе при
известково-обжигательных печах, при домнах, при ТЭЦ).
Лучшим сырьем для заводов сухого льда -является углекис-
лота спиртового брожения (почти 100%-ный диоксид углерода),
экспанзерные газы заводов синтетического аммиака (до 88%),
диоксид углерода метанового брожения и дымовые газы извест-
ково-обжигательных печей. Последнее место по качеству исход-
ного сырья и первое по его количеству занимает диоксид угле-
рода дымовых газов (10—16%). Однако большинство заводов в
СССР применяют именно этот вид сырья. Это объясняется тем,
что указанные заводы строили в основном при предприятиях,
которые являются главными потребителями сухого льда (напри-
мер, при хладокомбинатах, имеющих цехи мороженого).
16.2. Технологические схемы производства
жидкого диоксида углерода
Диоксид углерода из дымовых газов топлива. Дымовые газы
подвергают предварительной обработке: охлаждению до необхо-
димой температуры и очистке от механических и химических
примесей. Охлаждение дымовых газов с одновременной отмыв-
кой их от механических примесей и частичной очисткой от сер-
нистых соединений производят в холодном скруббере (рис. 142),
насадка которого орошается холодной водой. Если запыленность
дымовых газов превышает 5 г/м3, целесообразно устанавливать
специальные пылеулавливающие аппараты (например, центро-
бежный скруббер).
Для улавливания капельной влаги, выносимой дымовым га-
-----Дымовые вазы
— ^—Насыщенный раствор М3 А
—И—Истощенный раствор МЭА
-----Раствор соды
------вода
кшшшраствор КМпи^
—и—Парогазовая смесь
—ПО,— Углекислый газ
Рис. 142. Схема установки для получения углекислоты из дымовых газов:
1 — холодный скруббер; 2 — водоотделитель; 3 — эксгаустер; 4 — содовый скруббер;
5 — насосы: 6 — абсорбер; 7 — насос насыщенного раствора; 8 — насос истощенного
раствора; 9 — холодильник раствора; 10 — теплообменник; 11 — дефлегматор-десорбер;
12 — холодильник газа; 13 — сборник конденсата; 14 — промывная колонна; 15 —
центробежный водоотделитель
зом из холодного скруббера, на,выходе из аппарата установлен
водоотделитель. С помощью эксгаустера обеспечиваются про-
хождение дымовых газов через холодный скруббер и преодоле-
ние сопротивлений трубопроводов и аппаратов технологических
схем.
Далее дымовые газы направляются в содовый скруббер, ниж-
няя насадка которого орошается раствором соды с помощью
насоса 5 и предназначена для химической очистки газов от сер-
нистых соединений. Верхняя насадка орошается теплой водой и
служит для нагрева газов до температуры процесса абсорбции.
Охлажденные и отмытые дымовые газы поступают в нижнюю
часть абсорбера.
Процесс абсорбции диоксида углерода из дымовых газов идет
на разветвленной поверхности насадки,-орошаемой сверху рас-
твором моноэтаноламина.
В верхней части абсорбера установлен трубчатый водяной
холодильник, поддерживающий равенство температур дымовых
газов на входе в абсорбер и на выходе из него. Насыщенный СО2
раствор моноэтаноламина собирается в нижней части абсорбера,
откуда насосом насыщенного раствора 7 через теплообменник
раствора направляется на орошение насадки дефлегматора-
десорбера.
В теплообменнике раствора рекуперируется тепло истощен-
ного раствора моноэтаноламина, отводимого из десорбера. Сте-
кая по насадке дефлегматора, насыщенный раствор контакти-
рует с идущей противотоком более горячей парогазовой смесью,
в результате чего между ними происходит тепло- и массообмен.
Пройдя дефлегматор, раствор по внешнему трубопроводу пере-
текает в трубное пространство кипятильника, где кипит за счет
теплоты конденсации водяного пара, подаваемого в межтруб-
ное пространство.
Получаемая при кипении раствора парогазовая смесь посту-
пает в дефлегматор, а истощенный раствор моноэтаноламина
отводится в теплообменник раствора, откуда насосом истощен-
ного раствора 8 через холодильник раствора 9 направляется на
орошение насадки абсорбера. Таким образом, абсорбционно-
десорбционный цикл замыкается.
Выходящая из верхней части дефлегматора парогазовая
смесь, состоящая из газообразного диоксида углерода, паров
воды и моноэтаноламина, поступает в межтрубное пространство
холодильника газа 12, где водяные пары конденсируются, а диок-
сид углерода охлаждается.
Конденсат отделяется в сборнике конденсата и возвращается
в абсорбционно-десорбционный цикл, а СО2 направляется в про-
мывную колонку, насадка которой орошается раствором марган-
цовокислого калия. Рециркуляция раствора осуществляется на-
сосом 5. Отмывка KMgO4 необходима для удаления следов и
запаха моноэтаноламина. На выходе СО2 из колонки установлен
центробежный водоотделитель, предназначенный для полного от-
деления капельной влаги.
Если исходное сырье не содержит сернистых соединений, из
схемы исключают содовый скруббер. В этом случае газы в хо-
лодном скруббере охлаждаются до температуры, равной темпе-
ратуре процесса абсорбции.
Диоксид углерода спиртового брожения. Побочным продук-
том спиртовых, пивоваренных и некоторых других заводов яв-
ляется почти чистый СО2, получаемый при брожении сахара
Теоретически при брожении 1 кг сахара образуется 0,511 кг
спирта и 0,489 кг СО2. Практически из-за неполноты процесса
брожения, а также из-за побочных реакций выход спирта и СО2
оказывается ниже. В период главного брожения, когда в чане не
остается воздуха, диоксид углерода под небольшим избыточным
давлением направляется в газгольдер, а из него — на даль-
нейшую переработку. Для удаления из СО2 примесей применяют
физико-химические или химические методы обработки. Схема
производства жидкого диоксида углерода из продуктов спирто-
вого брожения и методика расчета описаны в специальной ли-
тературе.
Диоксид углерода синтеза аммиака. В значительном количе
ств£ диоксид углерода получают на заводах синтетического
амМиака (до 2,5 т на I т аммиака) в результате обработки
воздушно-водяного генераторного газа водой в присутствии ката-
лизатора. Для удаления диоксида углерода из газовой смеси ее
промывают водой в специальных башнях, работающих под дав-
лением 1666—1862 кПа. Затем вода, насыщенная диоксидом
углерода и другими газами, направляется в гидротурбину, где
при расширении до атмосферного давления из воды выделяются
растворенные в ней газы. Эти так называемые экспанзерные газы
содержат 86—88 % СО2 (по объему), некоторое количество
сероводорода (2—4 г/м3).
Технологическая схема получения диоксида углерода включа
ет устройства для очистки газа от сероводорода с помощью
оксидов железа и компрессорную установку. После сжатия смесь
направляется в конденсатор, где СО2 сжижается, а неконденси-
руюшиеся газы (Н2, СО) выпускаются в атмосферу с рекупе-
рацией холода, полученного в результате дросселирования. Полу-
ченный жидкий диоксид углерода используют для производства
сухогс льда в баллонах.
Диоксид углерода из «защитных» газов. На многих метал-
лургических и машиностроительных заводах расположены стан-
ции производства азотного «защитного» газа (96—97 % N2,
1,5—2% Н2, 1,5—2% СО), необходимого для термообработки
металла. В процессе его получения в атмосферу выбрасывается
значительное количество СОг (до 20—25 т/сут). Поэтому при
таких заводах организуют производство сжиженного или- твер-
дого диоксида углерода.
Технологическая схема принципиально не отличается от типо-
вой каскадной схемы производства сжиженного диоксида угле-
рода при среднем давлении.
Углекислота из газов известково-обжигательных печей. Со-
держание диоксида углерода в газах, отходящих из известково-
обжигательных печей, зависит от технологического процесса
обжига извести. При использовании таких газов улучшаются
технико-экономические показатели углекислотных' установок по
сравнению с установками, использующими в качестве сырья
дымовые газы.
Технологические схемы получения диоксида углерода из га-
зов, отходящих из известково-обжигательных печей, в общем
случае аналогичны схемам, применяемым при использовании
дымовых газов.
16.3. Технологические схемы производства сухого льда
От жидкого диоксида углерода теплоту можно отводить од-
ним из следующих двух способов:
внешний отвод теплоты — отвод теплоты от находящегося под
давлением жидкого СО2 через стенку сосуда при температуре
ниже температуры тройной точки; газообразный диоксид конден-
сируется непосредственно из газовой смеси, содержащей СОг,
с последующим отводом теплоты при температуре ниже темпе-
ратуры тройной точки;
внутренний отвод теплоты — испарение жидкого СОг с отво-
дом паров от поверхности; дросселирование жидкого СОг до
давления тройной точки с последующим прессованием получен-
ного снега; расширение жидкого СО2 с получением внешней
работы; испарение жидкого СО2 при давлении 686—882 кПа с
частичной сублимацией уже образовавшегося твердого диоксида
углерода и отводом пара через поры.
Практическое применение получил способ, основанный на
внутреннем отводе теплоты при дросселировании жидкого диок-
сида углерода с последующим прессованием снега в специальных
сухоледных прессах или отводом образующихся паров через
поры блока сухого льда в льдогенераторах.
. Снижение давления жидкого СО2 от давления конденсации
до давления тройной точки может происходить как при однократ-
ном дросселировании (простой цикл), так и при многократном
(цикл с промежуточным отводом пара). При этом давленье кон-
денсации может принимать следующие значения: 6370—6860 кПа
(цикл’ высокого давления), 1568—1960 (цикл среднего давле-
ния), 736—882 кПа (цикл низкого давления).
Технологические схемы производства сухого льда основаны
преимущественно на применении цикла высокого давления с про-
межуточным отводом пара.
Схемы с циклом среднего давления и промежуточным отво-
дом пара, термодинамически более выгодные, пока имеют очень
ограниченное применение, поскольку трудно подобрать диоксид-
углеродные и аммиачные компрессоры с необходимыми характе-
ристиками.
Схемы с простым циклом низкого давления требуют приме-
нения низкотемпературных двухступенчатых холодильных машин,
усложняющих условия эксплуатации, что делает их использо-
вание нецелесообразным.
Блоки сухого льда получают либо в сухоледных прессах,
либо в льдогенераторах, вне зависимости от принятой технологи-
ческой схемы.
Цикл высокого давления. Диоксид углерода и отсасываемые
из льдогенераторов пары (нижний отсос) поступают к всасы-
вающей стороне компрессора (рис. 143). Отвод теплоты сжатия и
отделение капельной влаги производятся в холодильниках и
маслоотделителях, которые одновременно выполняют роль сме-
сителей газа, нагнетаемого ступенями компрессора, и отсасы-
ваемых паров, обеспечивая отделение капельной влаги, обра-
зующейся при смещений холодного и теплого потоков газов.
Сжатый газ проходит блоки очистки и осушки и поступает
в конденсатор. Жидкий диоксид углерода, пройдя стапельные
баллоны, которые служат промежуточной емкостью высокого
давления, дросселируется до давления 2452—2744 кПа. Полу-
ченные при дросселировании пары отсасываются третьей сту-
пенью компрессоров, а жидкость накапливается в первом проме-
жуточном сосуде 7, откуда дросселируется до давления 736—
980 кПа во второй промежуточный сосуд 8. Пары отсасы-
ваются второй ступенью компрессора, а жидкий диоксид угле-
рода из сосуда направляется в льдогенераторы (на схеме услов-
но показан один льдогенератор), которые работают пооче-
редно.
Льдогенераторы заполняются жидким диоксидом углерода са-
мотеком при открытом вентиле уравнительной линии (верхний
отсос) и закрытых диафрагмах (нижний отсос). После заполне-
ния открывают одну из диафрагм нижнего отсоса, что обеспечи-
вает дросселирование жидкости до давления всасывания.
При давлении тройной точки жидкость превращается в сухой
лед. Процесс льдообразования распространяется в полости льдо-
генератора снизу вверх концентрическими поверхностями, при-
чем роль дросселя выполняет масса сухого льда. Окончание про-
„п , е СОг при ОаВлении IU
---------СОг низкого давления -----------стуПЕШ стя
---------СОг при давлении I ступени Жидкии СО,
сжатия z
---------СОг при давлении II ступени
сжатия
&)— Вентиль дроссельный
1x1 Вентиль запорный
Рис. 143. Схема производства сухого льда с циклом высокого давления с промежу-
точным отбором пара:
1 — углекислотные компрессоры; 2 — холодильники; 3 — масловлагоотделители;
4 — блок очистки и осушки; 5 — конденсаторы; 6 — стапельный баллон; 7 — первый
промежуточный сосуд; 8 — второй промежуточный сосуд; 9 — льдогенераторы
цесса льдообразования характеризуется падением давления
внутри льдогенератора до давления всасывания первой ступени
компрессора.
Метод прессования с циклом высокого давления. Снег, полу-
чаемый при дросселировании жидкого СОг до давления ниже
давления тройной точки, превращается в блоки сухого льда в
результате его сжатия (прессования). Удельная масса сухого
льда зависит от давления и продолжительности сжатия, а также
от формы блока и практически составляет 1400—1600 кг/м3.
При получении сухого льда методом прессования в специальных
сухоледных прессах давление сжатия снегообразной массы
больше, чем в льдогенераторах. СОг и отсасываемые из пресса
пары (нижний отсос) поступают к всасывающей стороне основ-
ного компрессора, которым они сжимаются до давления конден-
сации. Схема сжижения сжимаемого основным компрессором
газа аналогична схеме, представленной на рис. 143.
Жидкий диоксид углерода поступает к стапельным балло-
нам, откуда, пройдя теплообменники, предназначенные для реку-
перации холода отсасываемых паров из второго промежуточного
сосуда и сухоледного пресса, дросселируется до давления
2450—2940 кПа в первый промежуточный сосуд.
Полученные при дросселировании пары отсасываются третьей
ступенью дополнительного компрессора, а жидкий СО2 дроссели-
руется до давления 980—1470 кПа во второй промежуточный
сосуд. Образовавшиеся при дросселировании пары через тепло-
обменник отсасываются второй ступенью дополнительного комп-
рессора, а жидкая фаза, пройдя мерный бачок, обеспечивающий
заполнение пресса необходимым количеством жидкости, дроссе-
лируется в снеговые камеры сухоледного пресса до давления
517 кПа, равного давлению тройной точки. Полученные при
дросселировании пары отсасываются через теплообменник пер-
вой ступенью дополнительного компрессора (верхний отсос).
Процесс наполнения снеговой камеры продолжается около
6 мин, после чего регулирующий вентиль закрывается, а про-
должающий действовать верхний отсос доводит давление в ка-
мере до 392—440 кПа. После этого верхний отсос отключают и
включают нижний, обеспечивающий снижение давления в камере
до 147—157 кПа. По достижении указанного давления накоп-
ленный в камере пресса снег сжимается, в результате чего
получается компактный блок сухого льда с удельной массой до
1,6 кг/дм3. После удаления блока из камеры прессующий пор-
шень поднимается вверх, а отверстие камеры закрывается
головкой плунжера нижнего цилиндра.
Во время работы нижнего отсоса, обеспечивающего сниже-
ние давления, и освобождения от блока одной камеры в другой
камере накапливается снег.
Дополнительный компрессор сжимает пары до давления кон-
денсации. Отвод теплоты сжатия и отделение капельной влаги
производятся в холодильниках дополнительного компрессора и
маслоотделителях, одновременно выполняющих роль смесителей.
Сжатый газ проходит блок очистки, предназначенный для
очистки газа от масла (сжимаемый в дополнительном компрес-
соре газ влаги не содержит), и поступает в конденсатор. Полу-
ченный жидкий диоксид углерода соединяется с потоком жид-
кости, идущим из конденсатора основного компрессора.
Цикл низкого давления. Газ сжимается в одноступенчатом
компрессоре (рис. 144) до давления 882—980 кПа, направляется
в водяной холодильник, маслоотделитель, колонку с хлоридом
кальция, силикагелевый фильтр и вымбраживатель влаги. В кон-
денсаторе-испарителе газ сжижается и затем направляется в
льдогенераторы для получения блоков сухого льда. Из льдо-
генераторов газ поступает в компрессор.
Рис. 144. Схема производства сухого льда при низком давлении:
1 — компрессор; 2 — водяной холодильник; 3 — маслоотделитель; 4 — колонка с хлори-
дом кальция; 5 — силикагелевый фильтр; 6 — вымораживатель влаги; 7 — отделитель
жидкого аммиака; 8 — льдогенераторы; 9 — воздухоспускной вентиль; 10 — конденсатор-
испаритель
Холод, необходимый для вымораживания влаги из диоксида
углерода и сжижения его, получают от компрессионной или аб-
сорбционной холодильной установки. Для конденсации СО2 при
давлении 882—980 кПа температура кипения хладагента в кон-
денсаторе-испарителе должна составлять —48 4----------45 °C,
Дальнейшее снижение давления конденсации СО2 можно
достигнуть при использовании холода, генерируемого при более
низких температурах, например в холодильных установках с
трехступенчатым сжатием хладагента или в каскадных холодиль-
ных машинах с циркуляцией различных хладагентов.
16.4. Применение сухого льда
Сухой лед применяют для хранения, транспортирования и
реализации мороженого, в качестве хладагента при транспор-
тировании охлажденных и замороженных мясных, молочных и
других пищевых продуктов, а также для получения из него
газообразного СО2 для сварки особо ответственных деталей.
Диоксид углерода используют при формировании 'регулируе-
мой газовой среды для хранения плодов и овощей, для газирова-
ния воды, искусственных и естественных минеральных вод,
напитков.
В машиностроении СО2 применяют при производстве сталь-
ного и чугунного литья .в процессе сушки стержней и литейных
форм. ®
Контрольные вопросы и задания
1. Что такое тройная точка? Назовите параметры тройной точки для
воды и диоксида углерода.
2. Из каких стадий состоит производство сухого льда?
3. Какие схемы получения жидкого диоксида углерода применяют в про-
мышленности?
4. Какими способами получают твердый диоксид углерода?
5. Назовите особенности углекислотных установок в связи с теплофизиче-
скими свойствами хладагента.
17. КОНЦЕНТРИРОВАНИЕ ВЫМОРАЖИВАНИЕМ
17.1. Концентрирование жидких пищевых продуктов
Концентрирование жидких пищевых продуктов (чая, кофе,
фруктовых и овощных соков и др.) является одним из способов
их консервирования, при котором наиболее полно сохраняются
исходные свойства продукта, повышается их устойчивость при
хранении, сокращаются расходы на хранение и транспортиро-
вание. После восстановления содержания воды продукт получа-
ется, фактически, в первоначальном виде.
Пищевые продукты можно концентрировать выпариванием с
улавливанием ароматических веществ или без него, выморажива-
нием, использованием обратного осмоса.
Выпаривание считается наиболее разработанным и экономич-
ным методом концентрирования водных растворов. Существует
возможность частично улавливать в дистилляционной колонне
ароматические вещества, которые улетучиваются вместе с водя-
ными парами. Однако никогда не удается избежать термиче-
ского разложения некоторых компонентов, вызываемого фермен-
тативными реакциями уже при 50—70 °.
В процессе обратного осмоса теряется значительная часть
ароматических веществ.
Концентрирование вымораживанием имеет ряд преимуществ
по сравнению с другими методами, особенно для продуктов
термолабильных или содержащих большое количество аромати-
ческих веществ. При низких температурах химическое и биохи-
мическое разложение пренебрежимо мало, а легколетучие и
ароматические компоненты сохраняются полностью, обеспечивая
высокое качество получаемого концентрата. Отделенную при
вымораживании чистую воду можно использовать в технологи-
ческом цикле.
Концентрирование вымораживанием применяют при произ-
водстве медицинских препаратов, натуральных пищевых краси-
телей, для опреснения воды засоленных природных источников.
Концентрирование вымораживанием можно осуществлять как
самостоятельный процесс, когда получаемый продукт поступает
к потребителю, и как этап подготовки к последующей сушке:
сублимационной или распылительной.
17.2. Физические основы
В процессе замораживания водной системы, не образующей
твердых растворов,. вода удаляется из нее в виде чистого льда.
Следовательно, по мере снижения температуры замораживаемой
системы концентрация любого растворенного вещества уве-
личится.
Концентрирование вымораживанием основано на изменении
условий фазового равновесия при охлаждении многокомпонент-
ных гетерогенных систем.
Гетерогенной (неоднородной) считают систему, содержащую
макроскопические частицы нерастворимого материала, способные
действовать как инициаторы роста льда. К гетерогенным систе-
мам относят многие жидкие пищевые продукты. Гетерогенным
считают также механизм зарождения кристаллов на твердых
поверхностях.
Если в процессе вымораживания воды состав растворенных
компонентов сохраняется, а термодинамические свойства раствора
определяются их совместным влиянием, то группу растворенных
веществ можно рассматривать как один компонент. При этом
концентрация неводных компонентов в растворе
g = М/(М + Мню); X = N/(N + Мьо); m + N*/l кгН2О, (308)
где g, X, т — массовая, мольная и молярная доли неводных компонентов в
растворе; ТИн2о, М, 7Vh2o, N — масса и число молей воды и неводных компо-
нентов в растворе; Л'* — число молей неводных компонентов, приходящееся на
1 кг воды.
Диаграмма фазового равновесия бинарной смеси приведена
на рис. 145. Концентрация растворенного вещества выражена в
массовых долях. В точке 1 состояние системы определяется тем-
пературой Т\ и концентрацией gi. При охлаждении до температу-
ры начала кристаллизации (ликвидуса) Т2 раствор не изменяет
своего фазового состава, а при температуре Т2 он становится
насыщенным. Дальнейшее понижение температуры раствора
сопровождается превращением части воды в лед, в результате
чего равновесная концентрация раствора возрастает. При темпе-
ратуре Тз<Т2 равновесная концентрация растворенного вещест-
Рис. 145. Диаграмма фазового состоя-
ния бинарных систем, не образующих
твердых растворов:
I — однородная жидкая фаза; II — раст-
вор переменного состава и кристаллы ком-
понента A; III — раствор переменного
состава и кристаллы компонента В; IV —
механическая смесь кристаллов А и В
Рис. 146. Реальный процесс кристалли-
зации бинарных смесей, не образую-
щих твердых растворов:
AC, BF — линии реальных концентраций
получаемой кристаллической фазы
ва составит g3, а содержание льда и раствора в одном килограм-
ме смеси определится из баланса массы:
1^, = Л1лЛо + Л1р3^з, (309)
где ТИдз, ТИрз — содержание льда и раствора в смеси.
Так как лед не содержит растворенного вещества, то
go = 0; МРз = g(/g3; Млз = (g3 - gi)/g3. (310)
С понижением температуры до ТЕ состав раствора изменяется
по линии ликвидуса АЕ. При температуре Те раствор насыща-
ется неводным компонентом, концентрация которого соответ-
ствует эвтектической точке. Эвтектический раствор затвердевает
при постоянной температуре ТЕ в виде механической смеси крис-
таллов обоих компонентов. Горизонталь ТЕ представляет собой
линию солидуса — конца кристаллизации. В водных системах
эвтектическую точку называют криогидратной- точкой.
На рассмотренных физических процессах основана техноло-
гия разделения, применяемая для концентрирования различных,
жидких пищевых продуктов й опреснения воды. Ее особенно-
стью является образование при концентрировании только одной
твердой фазы — льда, если смесь охлаждается до эвтектической
температуры. Максимально достижимая концентрация раствора
при этом равна %Е.
Теоретический (равновесный) процесс разделения предпола-
гает, что на стадии кристаллизации достигается фазовое равно-
весие, а при разделении, полученной суспензии маточник пол-
ностью отделяется от кристаллической фазы. В реальных
(рис. 146) процессах концентрирования вымораживанием кон-
центрация кристаллической фазы выше равновесной в резуль-
тате захвата маточной жидкости кристаллической фазой,
удерживания жидкости в трещинах, пористом кристаллическом
слое и т. д.
Для характеристики реальных процессов вымораживания
используют коэффициент эффективности разделения
e = (g3-gn)/(g3-go). (ЗИ)
Уравнение материального баланса реального процесса имеет
вид . ,
1 • gi = M,g„ + Mb = M-go + Жз + МрЬ, (312)
где М„ — масса полученного кристаллического продукта; М'р — масса маточника,
захваченного кристаллической фазой.
Выход кристаллического продукта в реальном процессе
Мп = (Ь - gi)/№ - go) = (g3 - gi)/(g3 - gn). (313)
Содержание маточника Мр в полученном кристаллическом
продукте характеризуется коэффициентом захвата маточника т':
m' = M'/Mn = (gn-go)/(g3-go)> (314)
или tn' = 1 — е.
Степень концентрирования раствора
n=g3/gi- (316)
Коэффициент извлечения неводных компонентов определяется
соотношением
Пр = Шз/1 -gi = g3(gi - gn)/gi(g3 - gn), (317)
а доля потерь неводных компонентов в процессе концентрирова-
ния составляет
nn=l-nP=gn(g3-g,)/gi(g3-gn) (318)
17.3. Технология производства
Процесс концентрирования вымораживанием состоит из двух
основных этапов: кристаллизации и сепарирования. На этапе
кристаллизации вымораживания часть воды из жидкого продук-
та, а на этапе сепарирования твердая фаза (кристаллы льда)
отделяется от жидкой (концентрата).
Для получения концентратов с высоким содержанием раст-
воренных и сухих веществ процесс проводят в несколько ступе-
ней с последовательным понижением температуры кристаллиза-
ции либо используют метод рециркуляции. Это повышает энер-
гетическую эффективность установок концентрирования.
17.3.1. Кристаллизация
Цель кристаллизации — получение суспензии кристаллы
льда — концентрат, содержащее пригодные для разделения крис-
таллы льда размером 200—4Q0 мкм. По характеру образующей-
ся кристаллической фазы различают массовую кристаллизацию
и процессы с ограниченным фронтом кристаллизации. Отличи-
тельным признаком массовой кристаллизации является образо-
вание кристаллов в объеме раствора при его равномерном пере-
охлаждении или пересыщении.
Величина и форма образующихся кристаллов зависят от
степени переохлаждения смеси, условий отвода теплоты кристал-
лизации, природы и концентрации растворенных веществ. При
медленном охлаждении и малых переохлаждениях образуются
крупные кристаллы льда, имеющие меньшую удельную поверх-
ность и соответственно меньшее количество маточника, удержи-
ваемого на поверхности кристалла в виде тонкого слоя. При
высоких значениях теплового потока и значительном переохлаж-
дении раствора в нем образуется боль-
шое количество мелких кристаллов
льда с повышенным содержанием рас-
творенных веществ. Внедрение раство-
ренного вещества в твердую фазу уве-
личивается в тех случаях, когда ско-
рость роста граней кристаллов выше
скорости диффузии примеси в жидкой
фазе в связи с повышением концент-
рации примеси вблизи кристаллов рас-
тущего льда и снижением локальной
температуры кристаллизации (рис. 147).
В переохлажденном растворе с темпе-
ратурой Тр концентрация неводных
компонентов gp. Величина переохлаж-
дения составляет
АГ = Гр —Пр,
где TKf — температура, соответствующая
весной концентрации Jjp.
Рис. 147. Распределение тем-
ператур и концентраций в
жидкой фазе при кристалли-
равно- зации из переохлажденного
раствора
Перед движущимся фронтом кристаллизации концентрация рас-
твора повышена: £n>gp. Этой концентрации соответствует равно-
весная температура Т„, т. е. действительное переохлаждение
А7Д = Tf — Т„, а пересыщение раствора у поверхности кристалла
составляет Ag = — gp.
Массовую кристаллизацию можно проводить в аппаратах с
отводом теплоты через теплопередающие поверхности, а также
при непосредственном контакте раствора с хладагентом в перио-
дическом либо в непрерывном режиме.
Аппараты массовой кристаллизации изготовляют с охлаждаю-,
щими рубашками или погружными охлаждающими элементами
(рис. 148). Процесс кристаллизации протекает при интенсивном
перемешивании кристаллизующейся смеси и незначительных
градиентах температуры, которые наблюдаются у охлаждающих
Рис. 148. Схемы аппаратов массовой кристаллизации:
а, б — емкостные кристаллизаторы с охлаждаемой рубашкой и внутренним охлаждаю-
щим змеевиком; в — скребковый кристаллизатор роторного типа; 1 — корпус; 2 —
охлаждающая рубашка; 3 — мешалка; 4 — направляющая труба; 5 — охлаждающий
змеевик; 6 — ротор; 7 — ножи; I — исходная смесь; II — суспензия; III, IV — хлад-
агент
Рис. 149. Распределение температур
и концентраций в жидкой фазе у
фронта кристаллизации
Рис. 150. Схема барабанного кристал-
лизатора с внутренним охлаждением:
1 — ванна с концентрируемым продуктом;
2 — охлаждаемый барабан; 3 — нож
поверхностей в пограничных слоях жидкости. В этих условиях
кристаллы зарождаются и растут чаще всего в объеме раствора,
но могут образоваться первоначально и на охлаждаемых
поверхностях. Лед, намороженный на теплопередающей по-
верхности, срезается скребками или ножами и смешивается с
жидкой фазой, образуя суспензию.
Процессы с ограниченным фронтом кристаллизации осуще-
ствляются в поверхностных аппаратах с отводом теплоты крис-
таллизации через вымороженный слой в охлаждающую среду
(рис. 149).
Процесс может происходить как в периодическом режиме —
без удаления твердой фазы с поверхности, так и в непрерыв-
ном — с механической очисткой поверхности от намороженного
льда. При этом температура раствора в объеме остается не-
сколько выше равновесной.
В качестве аппаратов непрерывного действия можно при-
менять льдогенераторы барабанного или скребкового типа (рис.
150, в; 151), охлаждаемые теплоносителем или кипящим хлада-
гентом. Наиболее распространены аппараты, предназначенные
для приготовления.суспензии (рис. 151; см. рис. 150, в).
В аппаратах, заполненных перемешиваемой пульпой, зона
образования льда находится у стенки, а зона роста кристал-
лов — в объеме жидкости. Теплота кристаллизации отводится
через охлаждаемую стенку при низких значениях теплового
потока, обеспечивающих массообмен без захвата льдом невод-
ных компонентов.
Поскольку время пребывания суспензии в кристаллизаторах
с поверхностью соскабливания составляет всего несколько ми-
Рис. 151. Кристаллизатор вита-
торного типа для приготовления
суспензии:
1 — резервуар; 2 — охлаждающая
рубашка; 3 — скребки
Рис. 152. Схема блока кристаллизации с
вынесенной зоной доращивания кристаллов;
1 — скребковый кристаллизатор; 2 — рекристал-
лизатор; 3 — мешалка; 4 — фильтр; 5 — цирку-
ляционный насос
нут, размеры получаемых кристаллов льда не превышают
50 мкм. Разделение такой суспензии сопровождается большими
потерями концентрата.
Для получения кристаллов размером 200—300 мкм необ-
ходимо выдерживать суспензию в течение 3—4 ч. В этом случае
применяют схемы с разделенными зонами образования зароды-
шей и роста кристаллов (рис. 152). Лед образуется в теплооб-
меннике при интенсивном отводе теплоты, а рост кристаллов
происходит в адиабатическом рекристаллизаторе.
Маленькие кристаллы льда из теплообменника непрерывно
подаются в рекристаллизатор, где перемешиваются с суспензией
больших кристаллов. В каждой точке объема рекристаллиза-
тора температура раствора самопроизвольно устанавливается
на уровне, находящемся между температурами плавленця ма-
леньких и больших кристаллов. Поскольку эта температура выше
температуры.плавления маленьких кристаллов, то они плавятся.
Большие кристаллы увеличиваются в размерах. Чтобы избежать
локального переохлаждения, суспензию в аппарате интенсивно
перемешивают. В этих условиях теплота кристаллизации боль-
ших кристаллов поглощается маленькими кристаллами во всем
объеме рекристаллизатора. За счет непрямого охлаждения ма-
ленькими кристаллами в рекристаллизаторах, снабженных ме-
шалками, можно получить чистые кристаллы льда сферической
формы диаметром до 3 мм.
Вместо суспензии с маленькими кристаллами льда в рекри-
сталлизатор может поступать переохлажденная жидкость.
17.3.2. Сепарирование
Сепарирование необходимо проводить без разбавления кон:
центрата тающим льдом и без потерь сухих веществ. Совершен-
ством разделения льда и раствора определяется эффективность
всего процесса концентрирования вымораживанием. Эффектив-
ность разделения суспензии зависит в основном от размеров
кристаллов льда и вязкости концентрата.
Состав смеси, поступающей на разделение, характеризуется
содержанием в ней льда, количеством и концентрацией раствора.
Объемное льдосодержание смеси
<₽л = (Мл/рл)/(Л1л/рл + Afp/Pp)> (319)
где 7ИЛ, 2Ир — массы льда и раствора в смеси; рл, рр — плотность льда и раствора.
Общая массовая концентрация раствора
ёР=£ Afp,/Afp, (320)
I = 1
где Л4Р/ — масса х-го неводного компонента (х =
Концентрацию неводных компонентов в структуре льда
можно определить из баланса
ад = (Мр + Мл)ё, - ад₽, (321)
где gi — общая концентрация неводных компонентов смеси.
Процесс разделения льда от раствора основывается на филь-
трации раствора в пористом слое льда, который может быть об-
разован в результате гидродинамического взаимодействия фаз,
центрифугирования или прессования гетерогенной смеси.
При фильтрации раствор удаляется из слоя и замещается в
порах пресной водой. Процесс сопровождается тепло- и массо-
обменом в жидкости и на поверхности раздела фаз
Одним из наиболее эффективных устройств для сепарирова-
ния суспензии является противоточная промывочная колонна
(рис. 153). Процесс сепарирования в ней состоит из двух эта-
пов: отделение льда от концентрата и промывка уплотненного
ледяного слоя промывочной водой. Лед отделяется от концен-
трата вследствие разности плотностей либо под воздействием
внешнего давления. Ледяной слой промывают водой (расплавом
льда) для смыва концентрата с поверхности кристаллов.
Суспензия подается в нижнюю часть промывочной колонны.
При движении смеси вверх образуется ледяной поршень (зона
А). В зоне В концентрат удаляется через фильтрующую пере-
городку, а кристаллы поступают в зону промывки С. Смытый
та на разделение
Рис. 153. Принципиальная схема промы-
вочной колонны для разделения льда и
раствора
с поверхности льда концентрат
выводится из аппарата через
фильтр. Чистые кристаллы ме-
ханически удаляются из зоны
промывки и поступают в пла-
витель.
Существуют модификации
промывочных колонн с прину-
дительной промывкой, с верх-
ним вводом смеси и др.
В криоконцентрирующих ус-
тановках фирмы «Гранко» (Ни-
дерланды) используют промы-
вочные колонны поршневого
типа (рис. 154), работающие
циклично. В нижней части ци-
линдра установлен поршень с
с перфорированным днищем.
Смесь подается в колонну че-
рез полый вал, когда поршень
занимает крайнее верхнее по-
ложение. Избыточным давле-
нием подаваемой смеси пор-
шень перемещается вниз, а
концентрат и кристаллы льда
заполняют объем, определяе-
мый ходом поршня и его пло-
щадью. При перемещении порш-
ня вверх концентрат фильтруется через перфорированную по-
верхность днища и выводится из колонны, а лед спрессовыва-
ется, образуя плотный слой, который после промывки в верхней
зоне срезается скребками и механически удаляется.
Для описания процесса промывки льда можно использовать
одномерную диффузионную модель, которая предполагает верти-
кальное направление потока жидкости, малый концентрацион-
ный градиент в поперечном сечении потока, постоянство скоро-
сти течения w (w — разность между противоположными по нап-
равлению скоростями движения суспензии и промывочной воды).
Дифференциальное уравнение, описывающее модель процесса
промывки льда:
d2C
dX2
. - dC n
4- w----= 0,
1 dX
где D — коэффициент диффузии; С — объемная концентрация раствора; w —
скорость течения; X — текущая координата в зоне промывки.
Рис. 154. Принципиальная схема про-
мывочной колонны с поршнем:
1 — насос; 2 — перфорированный поршень
с патрубками подвода суспензии и отвода
концентрата; 3 — корпус; 4 — скребковый
нож; 5 — регулирующий клапан; 6 — пла-
витель льда; 7- — насос; 8 — слой уплот-
ненного льда; 9 — фотоэлемент; 10 — сус-
пензия
Граничные условия
C(X==O) = CS; С(Х — £) = О,
де L — длина зоны промывки.
Решение уравнения имеет вид
I
(Cs — C)/Cs = [ 1 — ехр(—
№£/£))(х/£)]/[1 -ехр(-№£/£))].
(322)
где (Cs — C)/Cs — относительное изме-
нение концентраций; WLID — безраз-
мерная скорость промывки Хдиффу-
зионный критерий Пекле); WL/D =
= Ре.
При Ре = 0 концентрация жидкости в зоне промывки изме-
няется линейно от Cs до 0. Уравнение имеет решение и при
отрицательных значениях безразмерной скорости промывки, хо-
тя при Ре<0 промывка невозможна (скорость подъема раствора
больше скорости промывочной воды, имеет место унос раствора
вместе со льдом).
Эффективность промывки кристаллов льда обеспечивается,
когда промывочная вода равномерно вытесняет раствор из по-
ристого- ледяного слоя. Скорость движения воды в ледяном
слое и его проницаемость должны быть постоянными. Связь
между скоростью воды W и проницаемостью ледяного слоя
устанавливается уравнением вязкого течения жидкости
№=(ДР/£)(К/т]),
где ДР — гидравлическое сопротивление потоку жидкости в пористом слое дли-
ной L, К — проницаемость ледяного слоя для жидкости; т] — вязкость жидкости.
При ламинарном течении проницаемость слоя льда для жид-
кости
К = d2d>e2v/[ 180( 1 - 8?)], (323)
где dp —.средний размер кристаллов льда; Ф— фактор времени; еи—порис-
тость слоя льда.
= (Усл — 14)/Уел,
где УСл, Ул — общие объемы пористого слоя и льда в нем.
Чтобы осуществить процесс промывки льда, не допуская
просачивания раствора через слой, необходимо соблюдать ус-
ловие
Ко/КвСцо/ц*,
(324)
где Ко, Ks — проницаемость промытых и непромытых частичек ледяного слоя;
т)о, Л® — вязкость промывочной воды и раствора.
Практически, эффективность промывки льда достигается
лишь в том случае, когда величина Ко в 30—60 раз меньше Ks-
Нужное соотношение величин Ко и Ks достигают уменьшением
пористости льда за счет уплотнения ледяного слоя прессова-
нием. Чем больше размеры кристаллов льда, тем выше может
быть давление прессования и стабильнее процесс промывки.
В поршневых сепараторах (рис. 155) концентрат выдавлива-
ется из пористого слоя льда при его прессовании в результате
уменьшения парового пространства. Концентрат выходит из
сепаратора через фильтр, а кристаллы льда, спресованные в
плотную массу, удаляются через зауженную часть конуса.
Давление прессования в сепараторе доходит до 9,81 МПа.
При таком давлении потери концентрата с отделяемым льдом
достигают минимального уровня.
С увеличением вязкости раствора в суспензии возрастает
продолжительность прессования и увеличиваются потери кон-
центрата с удаляемым льдом, которые могут быть значитель-
ными.
Учитывая относительную простоту поршневых сепарато-
ров, их рекомендуют для работы с малоконцентрированными
растворами,
содержащими мелкие (до 100 мкм) кристаллы льда.
При разделении суспензии на центрифугах
жидкость фильтруется в слое уплотненного по-
ристого льда, который образуется под действием
центробежной силы.
В центрифугах Периодического действия про-
цесс состоит из следующих стадий:
подача исходной смеси и образование уплот-
ненного пористого слоя льда;
Рис. 155. Поршневой сепаратор льда:
1 — перфорированный поршень; 2 — фильтр; 3 — спрессованный
лед; 4 — ножи; 5 — концентрат
фильтрация жидкости в полностью заполненном раствором
слое;
частичная осушка слоя — удаление части удерживаемого
раствора;
промывка и окончательная осушка слоя.
После завершения первого периода раствор в центрифуге
содержится только в пористом слое, полностью заполняя поро-
вое пространство. Объемная насыщенность слоя жидкой фазой
<рр== ^/(1/сле„)= 1, (325)
где 1/сл, |/р — объемы пористого слоя и удерживаемой им жидкости.
Количество удерживаемой жидкой фазы можно оценить так-
же удерживающей способностью по раствору Кр:
= Gp/Сл, (326)
где Gp, Gn — масса удерживаемого раствора и льда в- единице объема слоя.
Кр можно выразить через концентрации раствора, находя-
щегося в слое ер и расплава того же слоя £0:
Kp = W(eP-&)). (327)
Величина <рр и Кр связаны между собой соотношением
Фр = КРрл(1 — ел)/(рРе0). (328)
Во второй стадии вначале фильтруется раствор с изменением
его уровня в пределах толщины пористого слоя. Затем удаляется
часть пленочной и капиллярно-стыковой жидкости (концентрата,
обволакивающего пленкой поверхность кристаллов и находяще-
гося в местах контакта твердых частиц).
При центрифугировании относительная насыщенность льда
уменьшается с увеличением фактора разделения (центробежного
критерия Фруда):
Fr = a2R/g,
где ш — угловая скорость вращения ротора; R — радиус ротора.
Однако увеличение фактора разделения свыше Fr = 750— 1000
незначительно изменяет остаточную насыщенность слоя. Это
нужно учитывать при выборе режимов работы центрифуг.
Хотя при центрифугировании остаточная насыщенность льда
раствором в 6—7 раз меньше, чем при гравитационном удалении
раствора, лед может содержать до 4,5 % концентрата по массе,
что недопустимо для криоконцентрирования по экономическим
соображениям.
Общие потери концентрата со льдом складываются из кон-
центрата, заполняющего капилляры в пористом слое, пленоч;
ной и капиллярно-стыковой жидкости. Они уменьшаются при
увеличении размеров кристаллов льда. Существенно снизить
потери концентрата можно промывкой пористого слоя водой,
полученной при расплавлении части льда.
17.4. Промышленные способы концентрирования
вымораживанием
Предложены различные технологические схемы процессов
концентрирования вымораживанием. Рассмотрим наиболее рас-
пространенные промышленные способы криоконцентрирования.
На рис. 156 показана принципиальная схема способа «Юни-
он — Карбид». Концентрированный продукт (апельсиновый сок,
пиво) получают двухступенчатой кристаллизацией в теплооб-
менниках с поверхностью соскабливания. Суспензию сепарируют
в центрифуге. После первой кристаллизации суспензия, содер-
жащая кристаллы льда Ki и маточник Mi, разделяется в фильт-
рующей. центрифуге Фь Отделенный концентрат поступает во
второй кристаллизатор К₽2, где вторично образуется суспензия
Кг + Мг. Эту суспензию разделяют в центрифуге Фг. Готовый
продукт имеет концентрацию примерно в 4 раза выше, чем у
сока. Для уменьшения потерь продукта лед после первой и вто-
рой центрифуг поступает в третью, где промывается холодной
водой, и выводится из.установки. Отделенный от льда разбав-
ленный концентрат смешивается с исходным раствором.
Для концентрирования разбавленного уксуса и маринада в
США применяют способ «Вотатор» (рис. 157). Исходный про-
дукт до кристаллизатора поступает в плавитель П, где в резуль-
тате рекуперативного теплообмена с плавящимся льдом К он
частично охлаждается.
Кристаллизатор представляет горизонтальный теплообменник
с поверхностью соскабливания. Образующаяся в нем суспензия
Рис. 156. Принципиальная схема концент-
рирования способом «Юнион—Карбид»:
КР1, Крг — кристаллизаторы I и П ступеней;
Фь Фг, Фз — стадии разделения суспензии;
Кь Ка — кристаллические фазы; Mi, Ms —
маточник
Растаявший
лед
Концентрат
Рис. 157. Принципиальная схема
концентрирования способом «Во-
татор»:
Кр — кристаллизатор; Ф — центрифу-
га; 77 — плавитель льда
Рис. 158. Способ «Струзерс»:
1 — теплообменник для предварительного охлаждения продукта; 2 — емкость для
продукта; 3 —^конденсатор; 4 — ресивер; 5 — компрессор холодильной установки;
6 — кристаллизатор I ступени; 7 — кристаллизатор II ступени; 8 — плавитель
К + М разделяется на центрифуге периодического действия.
Лед из центрифуги Ф направляется в плавитель, расплав выво-
дится из установки. Концентрат поступает в сборную емкость.
Некоторая часть его добавляется к исходному продукту для
увеличения в нем содержания сухих веществ.
Способ «Струзерс» (рис. 158) используют для концентриро-
вания кофейного экстракта. Концентрирование производят в
две ступени в трубчатых горизонтальных кристаллизаторах.
Суспензия разделяется в высокоскоростных центрифугах. В схе-
ме предусмотрено предварительное охлаждение продукта, посту-
пающего в кристаллизатор первой ступени, за счет плавления
льда. Расплав используют для промывки льда в центрифугах
и для охлаждения конденсатора 'холодильной установки.
На рис. 159 показана схема криоконцентрирования с одной
секцией кристаллизации, применяемая фирмой «Гранко» (Нидер-
ланды). Ее особенностью является наличие рекристаллизатора,
в котором растут кристаллы льда в суспензии, поступающей из
скребкового кристаллизатора. Процесс происходит при непрерыв^
ном перемешивании раствора. После того как в рекристаллиза-
торе содержание льда достигает определенного уровня, в работу
включается промывочная колонна. Отделенный от льда концен-
трат возвращается из промывочной колонны в емкость с исход-
Рис. 159. Схема криоконцентрирования
фирмы «Гранко»:
1 — емкость для сока; 2 — скребковый
кристаллизатор; 3 — рекристаллизатор;
4 — промывочная колонна; 5 — плави-
те ль
Рис. 160. Принципиальная схема с
рециркуляцией концентрата:
1 — приемный бак для сока; 2 — емкость;
3 — кристаллизатор; 4 — поршневой
сепаратор; 5 — центрифуга
ным продуктом, а промытый лед поступает в плавитель и затем
выводится из установки. Концентрированный раствор возвраща-
ется в кристаллизатор в смеси с исходным продуктом, пока не
будет достигнут желаемый уровень концентрации. После этого
концентрат выпускают из рекристаллизатора через фильтр в
накопительную емкость.
Для концентрирования малинового и клубничного соков в
-Нидерландах применяют способ с рециркуляцией концентрата
(рис. 160) . Суспензия из скребкового кристаллизатора поступает
в поршневой сепаратор непрерывного действия. Часть отделен-
ного в сепараторе концентрата возвращается в емкость для
поддержания в ней постоянной концентрации. Остальной кон-
центрат выводится из установки. Лед из сепаратора содержит
до 4 % сухих веществ и для снижения потерь продукта допол-
нительно обрабатывается в центрифуге. Промытый лед после
центрифуги содержит примерно 1 % сухих веществ. Концентрат
с поверхности кристаллов отводится в емкость.
Приведенные схемы составляют лишь незначительную часть
известных способов концентрирования вымораживанием. Наряду
с ними применяют комбинированные способы вымораживания и
выпаривания, обезвоживания вымораживанием и сублимацион-
ной сушкой и др.
Широкое внедрение концентрирования вымораживанием
сдерживалось высокими капитальными и производственными
затратами по сравнению с методом выпаривания, а также
повышенными потерями целевого продукта. Потери сухих ве-
ществ со льдом оказывают большое влияние на стоимость
получаемого концентрата из-за высокой цены на сырье.
Технико-экономическое сопоставление различных криоконцен-
трирующих установок показало, что наиболее экономичны
установки с рекристаллизаторами, использующие в качестве
сепараторов промывочные колонны. Потери целевого продукта в
них пренебрежимо малы.
Развитие техники криоконцентрирования, совершенствование
способов кристаллизации и сепарирования, применение много-
ступенчатого концентрирования, комбинирование различных
способов обезвоживания делают приемлемыми затраты на тех-
нологический процесс, учитывая высокие показатели качества
получаемого продукта.
Контрольные вопросы и задания
1. В чем заключается преимущество концентрирования пищевых продуктов
вымораживанием?
2. Чем определяется максимальная теоретическая концентрация, дости-
гаемая с помощью вымораживания?
3. Изобразит? диаграмму фазового равновесия бинарной смеси, не обра-
зующей твердых растворов: а) для теоретического (равновесного) процесса;
б) для реального процесса концентрирования вымораживанием.
4. Определите количество воды, которое необходимо удалить из 100 кг
виноградного сока, чтобы увеличить концентрацию сухих веществ от 17 до
50 %. Определите потери сока в процессе концентрирования при условии, что
потери сухих веществ со льдом составляют 1 % массы льда.
5. Чем вызывается необходимость включения адиабатических рекристалли-
заторов в схемы установок с кристаллизаторами скребкового типа?
6. Назовите известные вам устройства для разделения суспензии.
18. ХОЛОДИЛЬНЫЙ ТРАНСПОРТ
18.1. Общие сведения
Одним из основных элементов холодильной цепи, предназна-
ченной для воздействия на продукты питания искусственного
холода, является холодильный транспорт. С его помощью пище-
вые продукты перемещают от мест их производства до потреби
теля. Применяют железнодорожный, автомобильный и водный
транспорт. Широко распространены охлаждаемые контейнерные
устройства, перемещаемые на транспортных средствах.
Для качественного функционирования холодильной цепи в
элементах транспортных устройств необходимо поддерживать
заданные температурно влажностные режимы холодильного хра
нения продуктов.
Применяемое холодильное оборудование транспортных
средств должно быть работоспособным в широком диапазоне
изменения параметров окружающей среды, при механическом
воздействии (качка, вибрация) на него.
18.2. Железнодорожный холодильный транспорт
Изотермические 'вагоны классифицируют:
по назначению на универсальные и специальные;
по способу охлаждения на вагоны с машинным и безма-
шинным охлаждением;
по комплектованию на автономные и эксплуатируемые в ва-
гонных секциях и поездах.
Наиболее широко используют вагоны с машинным охлажде-
нием, оборудованные автоматизированными холодильными уста-
новками и отопительными устройствами, обеспечивающими
поддержание заданных температур воздуха с точностью ±0,5 °C.
Вагоны, эксплуатируемые в вагонных секциях или поездах,
имеют централизованное энергоснабжение от электростанции,
смонтированной в одном из вагонов поезда или секции. Каждый
автономный вагон имеет свою дизель-генераторную установку.
В зависимости от способа охлаждения рефрижераторный
подвижной состав делится на состав с центральным и индиви-
дуальным охлаждением. Поезда (21 и 23 вагона) и секции (12
вагонов) оборудуют рассольной системой охлаждения, работаю-
щей в комплексе с аммиачной парокомпрессионной установкой,
расположенной в вагоне — машинном отделении.
При индивидуальном охлаждении в каждом вагоне монти-
руют холодильную установку непосредственного охлаждения,
работающую на R12. Такую систему охлаждения используют в
пятивагонных секциях и индивидуальных вагонах.
Все грузовые рефрижераторные вагоны оборудуют электри-
ческими приборами отопления.
Вагоны с безмашинным охлаждением (вагоны-ледники) ох-
лаждаются с помощью водного льда либо льдосоляной смеси.
Для этой цели в вагонах предусматривают пристенные приборы
охлаждения (карманы) либо потолочные приборы охлаждения
(баки). Для отопления таких вагонов используют переносные
печи-времянки.
Универсальные вагоны предназначены для перевозки всех
видов скоропортящихся грузов.
Специальные вагоны используют для перевозки только от-
дельных грузов (молоко, живая рыба, виноматериалы). Такие
вагоны изготавливают в виде цистерн-термосов.
Изотермические вагоны должны иметь высокоэффективную
изоляционную конструкцию, надежную герметичность кузова для
исключения воздухообмена с окружающей средой, высокую
гибкость рессорного подвешивания, простые по конструкции и
надежные в работе приборы охлаждения и отопления, средства
контроля режимных параметров эксплуатации, надежную сис-
тему, обеспечивающую циркуляцию воздуха в грузовом отсеке.
Охлаждающая система изотермичёскиЗГЪагонбв^цолжна обе-
спечивать поддержание заданных параметров воздуха при пере-
возке охлажденных и мороженых грузов, а также при необхо-
димости их охлаждение и переохлаждение.
Автономный рефрижераторный вагон, предназначенный для
единовременного транспортирования небольших количеств скоро-
портящихся грузов (рис. 161), имеет две самостоятельные
холодильно-отопительные и энергетические установки, располо-
женные в двух торцевых машинных отсеках вагона. Воздухо-
охладители агрегатов размещают в грузовом помещении ва-
гона.
Холодильную установку можно эксплуатировать в пределах
температур кипения R12 (—40 -------5 °C) и конденсации до
65 °C. Теплоизоляционный контур вагона выполняют из вспе-
ненных заливочных изоляционных материалов, что обеспечивает
значение коэффициента теплопередачи конструкции не более
0,32 Вт/м2-К).
Работой холодильной установки управляют автоматически с
помощью термостатов и дуостатов. Воздухоохладители оттаи-
вают горячими парами хладагента, которые при понижении дав-
ления в испарителе из-за накапливания на его поверхности инея
начинают поступать в испаритель через соленоидный вентиль,
управляемый прессостатом. Продолжительность процесса оттаи-
вания устанавливается с помощью реле времени.
Широкое распространение получает 5-вагонная рефрижера-
торная секция, состоящая из четырех грузовых вагонов с дли-
ной кузова 21 м и одного вспомогательного вагона с дизель-
электростанцией и служебным помещением, как наиболее манев-
ренные и экономичные.
Каждый грузовой вагон секции имеет грузовое помещение
и машинное отделение, размещенное в торцевой части вагона
(рис. 162).
Холодильно-отопительные агрегаты можно размещать в од-
ном или в двух машинных отделениях.
(Г*ПГ'вагонная рефрижераторная секция состоит из 10 грузовых
ш2 вспомогательных вагонов, располагаемых в центре секции.
Холодильная машина двухступенчатого сжатия смонтирована в
одном из вспомогательных вагонов, а в другом — энергетическая
установка, состоящая из трех дизель-генераторов общей мощ-
ностью 200 кВт.
Система охлаждения вагонов рассольная, каждый вагон обо-
рудован четырьмя потолочными оребренными батареями. Маги-
стральные трубопроводы рассола в местах соединения вагонов
имеют участки с гибкими шлангами.
Каждый из вагонов секции оборудован двумя электропечами.
Рис. 161. Автономный рефрижераторный
вагон:
1 — щит; 2 — термостаты; 3 — дефлектор; 4 —
щит для подключения к наружной сети; 5 — ящик
для подключения переносной термостанции; 6 —
сигнальные лампочки; 7 — ложный потолок;
8 — тяги ложного потолка; 9 — холодильно-
отопительная установка; 10 — отверстие для про-
хода свежего воздуха; // — дизель-генераторный
агрегат; f2 — клапан для входа воздуха; 13 —
головка автосцепки; 14 — место присоединения
электропневматического тормоза; 15 — фрик-
ционный аппарат; 16 — тележка; 17 — термометр
сопротивления; 18 — напольные решетки; 19 —
воздухораспределитель; 20 — тормозной цилиндр;
21 — регулятор рычажной передачи; 22 — стоя-
ночный тормоз; 23 — щит управления холо-
дильно-отопительной установкой; 24 — привод
жалюзийной решетки; 25 — щит управления
дизель-генератором; 26 — дизель-генератор; 27 —
отопительный прибор; 28 — приспособление для
подъема дизель-генератора; 29 — водосток;
30 — труба для присоединения к запасному
баллону с хладоном; 31 — жалюзи; 32 — смотровое стекло; 33 — распределительный главный щит; 34 — топливный насос; 35 —
топливный бак; 36— труба для прохода отепленного воздуха; 37 — топливный трубопровод; 38 — привод заслонки
Рис. 162. Грузовой вагон пятивагонной рефрижераторной секции:
1,3 — воздуховоды; 2, 8 — вентиляторы; 4 — отверстие для забора свежего воздуха; -
5 — машинное отделение; 6 — компрессорно-конденсаторные агрегаты; 7 — воздухо-
охладитель; 9 — рукоятки заслонок
Подача рассола в охлаждающие батареи и управление работой
электропечей автоматизированы.
Обычно при температуре наружного воздуха выше 15 °C
холодильная установка работает по циклу двухступенчатого
сжатия.
21- и 23-вагонный рефрижераторные поезда имеют аналогич-
ное с 12-вагонной рефрижераторной секцией холодильно-ото-
пительное и энергетическое оборудование. Ввиду значительной
длины указанных поездов эффективность использования их более
низкая, чем рефрижераторных секций и автономных вагонов.
Специальные вагоны оборудуются средствами безмашинного
охлаждения либо только усиленным изоляционным контуром.
18.3. Автомобильный холодильный транспорт
Автомобильный рефрижераторный транспорт является основ-
ным средством для внутригородских, междугородных и между-
народных перевозок скоропортящихся пищевых продуктов в
охлажденном и замороженном состоянии.
В зависимости от грузоподъемности автомобили-холодильники
подразделяют на малые (0,5—1,5 т), средние (2,5—5 т) и круп-
ные (8—22 т). Автомобили большой, а иногда и средней грузо-
подъемности выполняют в виде прицепа, когда изотермический
кузов с автономной холодильной установкой размещен на само-
стоятельном шасси двухосного автоприцепа, или в виде полу-
прицепа, когда изотермический кузов с холодильной установкой
находится на отдельном одноосном шасси. Автомобили малой
грузоподъёмности выполняют в виде единого целого с изотерми-
ческим кузовом.
Изотермические кузова обычно имеют деревянно-металличе-
скую или облегченную цельнометаллическую конструкцию.
Изоляционная конструкция может быть обычно (К = 0,7 Вт/
(м2-К) и усиленной (А =0,4 Вт(м2-К)).
В качестве изоляционных материалов применяют в основном
пеноматериалы высокой тепловой эффективности.
Температуру внутри кузова поддерживают на уровне 12 4-'
—20 °C при температуре наружного воздуха 30 °C.
Системы охлаждения авторефрижераторов разделяют на без-
машинные и машинные.
Из безмашинных способов охлаждения применяют охлажде-
ние эвтектическим льдом, сухим льдом и с помощью сжиженных
газов.
Охлаждение с помощью эвтектического льда осуществляют
путем помещения в кузов автомобиля сосудов-зероторов с замо-
роженным в них водносоляным раствором. Сосуды-зероторы
размещают под потолком или у стен кузова. Такие автомобили
совершают рейсы на ограниченное расстояние от базы, на кото-
рой замораживают раствор в зероторах.
Охлаждение сухим льдом применяют при перевозке заморо-
женных скоропортящихся грузов и особенно мороженого. Дроб-
леный сухой лед помещают в металлический бункер, герметиче-
ски отделенный от кузова. Иногда при охлаждении сухим льдом
используют вторичные хладоносители (хладоны) для достиже-
ния равномерного температурного поля в кузове. При этом
измельченный сухой лед загружают в бункер с ограждениями —
металлическими плитами, внутри которых по принципу термо-
сифона циркулирует хладон, перенося теплоту от кузова к сухо-
му льду. Циркуляция хладона регулируется автоматически.
Охлаждение с помощью сжиженных газов находит все боль-
шее распространение вследствие сравнительной простоты этого
способа и снижения стоимости жидкого азота, представляющего
собой побочный продукт при производстве кислорода. Система
охлаждения жидким азотом (рис. 163) обеспечивает поддер-
жание в кузове температуры воздуха в широких пределах
(до —20 °C при температуре наружного воздуха до 45 °C).
Рис. 163. Схема азотной холодильной
установки:
1 — распылительный коллектор; 2 — щит
контроля и управления; 3 — регулятор
давления; 4 — соленоидный вентиль; 5 —
концевой выключатель (на двери); 6 —
реле температуры; 7 — жидкий азот; 8 —
сосуд с вакуумно-порошковой изоляцией;
9 — испаритель; 10 — предохранительный
клапан; 11 — уровнемер
Рис. 164. Схема холодильной установки
авторефрижератора:
/ — терморегулирующий вентиль; 2 —
воздухоохладитель; 3 — вентилятор; 4 —
бензиновый двигатель; 5 — конденсатор;
6 — теплообменник; 7 — фильтр; 8 —
ресивер; 9 — мановакуумметр; 10 — ком-
прессор; 11 — манометр; 12 — реле
давления
Сосуд с жидким азотом, имеющий вакуумно-порошковую изо-
ляцию, помещают внутри кузова. С помощью испарителя и ре-
гулятора давление азота в сосуде поддерживается постоянным
(на 50—100 кПа выше атмосферного). Под потолком кузова в
центре по всей длине устанавливают распылительный. коллек-
тор, куда азот поступает из сосуда через соленоидный вентиль,
управляемый реле температуры.
В процессе работы системы воздух в кузове все больше обо-
гащается азотом, содержание которого достигает 96—98%.
Воздух такого состава благотворно влияет на сохранность каче-
ства продуктов животного и растительного происхождения.
Недостатками данной системы охлаждения являются необходи-
мость иметь сеть заправочных станций и сравнительно высокая
стоимость азота.
Машинное охлаждение применяют в авторефрижераторах
различной грузоподъемности для поддержания температур в
грузовом объеме кузова в пределах 12-4---20 °C. Источником
охлаждения служат автоматизированные парокомпрессионные
холодильные машины, работающие на Ы2, с приводом от бензи-
нового двигателя (рис. 164). Конструктивно элементы установки
изготавливают таким образом, чтобы компрессор, конденсатор,
источник энергоснабжения располагались вне кузова, а воздухо-
охладитель вставляют в проем стены (передней) кузова.
С поверхности воздухоохладителей снежный покров удаляют
с помощью горячих паров хладагента либо электронагрева-
телей.
18.4- Водный холодильный транспорт
Водный транспорт связывает между собой холодильные пред-
приятия, находящиеся на узлах водных путей внутри страны, а
также выполняет внешнеторговые операции. Значительные сред-
ства водного транспорта используют в рыбной промышленности
(холодильная обработка морепродуктов в местах их добычи и
транспортирование к стационарным холодильным предприя-
тиям) .
Рефрижераторные суда классифицируют по целевому назна-
чению на:
добывающие или промысловые, предназначенные для охлаж-
дения или замораживания добытых морепродуктов;
обрабатывающие суда, предназначенные для приема от добы-
вающих судов морепродуктов замораживания и переработки их;
транспортные суда, предназначенные для приема с добываю-
щих и обрабатывающих судов на промыслах и с береговых
предприятий замороженных и охлажденных морепродуктов и
доставки их в базовые порты. Их относят к универсальным
судам-холодильникам.
На современных рефрижераторных судах вместимость ох-
лаждаемых трюмов достигает 3500 м3 (на рыболовно-морозиль-
ных), 9000 м3 (на производственных и производственно-тран-
спортных), 23 000 м3 (на плавучих базах и транспортных рефри-
жераторах). Температура воздуха в трюмах 0 4--30 °C.
С целью уменьшения эксплуатационных затрат, обусловлен-
ных внешними теплопритоками, грузовые помещения распола-
гают, как правило, в носовой части судна, а машинное отделение
и служебные помещения — в кормовой части. Машинные отделе-
ния холодильной установки размещают в отдельных газонепро-
ницаемых отсеках, которые должны легко сообщаться с открытой
палубой.
Коэффициент теплопередачи ограждающей конструкции дол-
жен быть не более 0,3 Вт/(м2-К).
В качестве рабочего вещества холодильных машин приме-
няют R22 и аммиак. Поэтому машинные отделения оборудуют
аварийной вентиляцией, обеспечивающей 40-кратный обмен
воздуха в час для аммиака и 20-кратный обмен при использо-
вании хладонов. Наряду с этим в качестве рабочего вещества
холодильных машин применяют R22 и R502, что позволяет
существенно упростить систему охлаждения, отказавшись от
вторичных хладоносителей (для трюмов емкостью не более
200 м3).
К судовым холодильным установкам предъявляют повышен-
ные требования, регламентированные правилами международных
классификационных обществ, например Морским Регистром
СССР. Так, каждая холодиль-
ная установка должна состоять
минимум из двух холодильных
агрегатов. При этом один агре-
гат должен обеспечить поддер-
жание заданных параметров в
охлаждаемых помещениях при
круглосуточной работе в тече-
ние 24 ч в любом районе пла-
вания судна.
Холодильные машины и ап-
параты изготавливают с уче-
том специфики работы в мор-
ских условиях, имеют системы
аварийного слива хладагента
за борт.
Систему охлаждения с про-
межуточным хладоносителем
Рис. 165. Схема экранирования охлаж
даемых помещений:
I — трюм и твиндек, охлаждаемые раз
дельно; П — трюм и твиндек, охлаждае
мые совместно; а — трюм с полным экра-
нированием; б — трюм с неполным экра-
нированием; /• — потолочные панели;
2 — бортовые и переборочные панели;
3 — днищевые панели
выполняют только закрытого
типа. Хладоносителем служит
водный раствор хлорида каль-
ция.
В качестве приборов охлаж-
дения используют батареи и
воздухоохладители. Батареи
могут быть гладкотрубными,
оребренными и панельными.
Применение панельных приборов охлаждения позволяет соз-
дать непрерывный охлаждающий контур для трюмов и твиндеков
судна (рис. 165). Обеспечивая создание равномерного темпера-
турного поля в грузовых помещениях и перехват внешних тепло-
притоков, панельные приборы охлаждения недостаточно эффек-
тивно отводят внутренние, теплопритоки и обладают повышен-
ной металлоемкостью.
Использование воздухоохладителей способствует созданию
воздушной системы охлаждения на судах, позволяющей интен-
сивно охлаждать продукты непосредственно в трюмах и твин-
деках.
Воздушные системы охлаждения отличаются в основном спо-
собом распределения воздуха в грузовых помещениях. Наибо-
лее широко применяют систему с восходящим потоком воздуха,
подаваемого в помещение через грузовые решетки, играющие
роль воздуховодов. Однако при высокой плотности
размещения грузов в помещениях затруднительно добиться эф-
фективного распределения потоков воздуха, что приводит к уве-
личению времени охлаждения продуктов. Обычно кратность
циркуляции воздуха в помещениях поддерживают на уровне
40—50 для замороженных продуктов и 100—120 для продуктов,
требующих интенсивного охлаждения и домораживания.
18.5. Рефрижераторные контейнеры
Использование рефрижераторных контейнеров, перевозимых
разными видами транспорта без перегрузки продуктов, позво-
ляет существенно повысить эффективность холодильной цепи.
С помощью контейнеров осуществляют как внутренние, так и
международные транспортные операции. В связи с этим их мас-
совые, габаритные и конструктивные характеристики регламенти-
руются стандартами Международной организации по стандар-
там, а также соответствующими правилами международных
классификационных обществ. Так, все контейнеры имеют изо-
лированный кузов и подразделяются на:
изотермические, не имеющие устройств для поддержания
заданных температур;
рефрижераторные с расходуемым хладагентом (сухой лед,
сжиженный газ);
рефрижераторные с индивидуальной компрессионной или
абсорбционной холодильной установкой;
рефрижераторные с установкой для охлаждения или обо-
грева;
отапливаемые с обогревающей установкой.
В зависимости от величины внутреннего объема контейнеры
подразделяют на малые — объемом до 3 м3, средние — объемом
от 3 до 10, крупные — объемом до 60 м3. Наиболее распростра-
нены большегрузные контейнеры массой от 10 до 40 т. Они име-
ют одинаковую ширину (2,3 м) и высоту (2,55 м), отличаются
длиной (от 3,66 до 12,20 м). Дверь контейнера располагают
обычно с одной из торцевых стен.
Коэффициент теплопередачи кузова должен быть не более
0,4 Вт/(м2-К), в грузовом объеме контейнера температура воз-
духа должна быть не выше -—18 °C при температуре окружаю-
щей среды не ниже —38 °C. Для отапливаемых контейнеров
температура воздуха в кузове должна быть 16 °C при темпера-
туре окружающей среды —20 °C.
Рефрижераторные контейнеры с расходуемым хладагентом
(сухой лед, жидкий двуоксид углерода, жидкий азот и эвтекти-
ческие аккумуляторы) используют главным образом для пере-
возок на небольшие расстояния, так как контейнеры не могут
иметь запас охлаждающего вещества более чем на одни сутки, а
продление маршрутов вызывает необходимость создания сети
промежуточных станций для дозарядки контейнеров.
Более широко распространены контейнеры с машинным ох-
лаэйдением. Холодильное и энергетическое оборудование контей-
неров должно быть полностью автоматизированным и обладать
высокой надежностью. При эксплуатации установок предусмат-
ривают управление процессом удаления снежного покрова с
поверхности приборов охлаждения (воздухоохладителей) по
сигналу пневмодатчика, реагирующего на изменение аэродинами-
ческого сопротивления аппарата, обусловленного ростом толщи-
ня инея. Автоматически переключаются режимы работы (охлаж-
дение — отепление).
В отношении энергопитания контейнер может быть автоном-
ным и неавтономным. Автономные контейнеры снабжают двига-
телем внутреннего сгорания для непосредственного привода
компрессора или генератора электрического тока. Неавтономные
контейнеры получают электропитание от системы энергоснабже-
ния того транспортного средства, на котором перевозятся
контейнеры.
Рис. 166. Охлаждаемый контейнер с подвесным холодильным агрегатом:
а — воздухоохладитель внутри контейнера: 1 — мотор-генератор; 2 — топливный бак;
3 — холодильный подвесной агрегат; 4 — воздухоохладитель; б — выносной воздухо-
охладитель: 1 — воздухоохладитель; 2 — вентилятор; 3 — канал для прохода воздуха
Холодильные машины, используемые в контейнерах, агрега-
тированы и могут быть встроены в контейнер или съемные, при-
крепляемые к торцевой стенке (рис. 166).
Компрессоры применяют герметичные или полугерметичные
бессальниковые, работающие на хладонах.
Контрольные вопросы и задания
1. По каким признакам классифицируют железнодорожный холодильный
транспорт?
2. Какие системы охлаждения применяют в железнодорожном холодильном
транспорте?
3. Каким требованиям должны отвечать изоляционные материалы, приме-
няемые в холодильных транспортных устройствах?
4. В чем заключаются особенности систем охлаждения авторефрижера-
торов?
5. Каким требованиям должно отвечать холодильное оборудование судов-
рефрижераторов?
6. Какие рабочие вещества применяют в судовых холодильных машинах?
7. Охарактеризуйте применяемые судовые системы охлаждения и дайте им
критическую оценку.
8. Назовите преимущества и недостатки рефрижераторных контейнеров.
9. Какие способы отвода теплоты реализуют в современных рефрижера-
торных контейнерах?
Раздел IV
ЭКСПЛУАТАЦИЯ И РЕМОНТ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
19. ОСНОВЫ ЭКСПЛУАТАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
19.1. Общие положения
Задача эксплуатации холодильных установок состоит в созда-
нии и поддержании нормативных температурно-влажностных
режимов в охлаждаемых помещениях либо в обеспечении задан-
ных технологических процессов производства при минимальных
затратах на выработку холода и при условии безопасной и на-
дежной работы оборудования. Обслуживание холодильной уста-
новки в процессе эксплуатации включает в себя следующие опе-
рации: пуск, остановка, регулирование режима работы, выпол-
нение ряда вспомогательных работ (выпуск и добавление масла,
удаление инея с охлаждающих приборов, добавление хладагента,
хладоносителя), устранение неисправностей в работе, проведение
мелкого текущего ремонта оборудования, наблюдение за систе-
мой автоматизации, ведение учета работы холодильной уста-
новки.
Правильная организация эксплуатации холодильной установ-
ки позволяет снизить расходы на выработку холода. В процессе
эксплуатации необходимо обеспечить надежность и долговеч-
ность работы холодильного оборудования в экономичных режи-
мах, определяемых расчетным путем для каждого конкретного
случая, надежность поддержания требуемых технологических
режимов, безопасность работы обслуживающего персонала.
Обслуживающий персонал должен иметь соответствующую
квалификацию, хорошо знать оборудование и правила его экс-
плуатации, должен иметь представление о влиянии разнообраз-
ных причин на режимы работы холодильной установки.
В компрессорном цехе холодильного предприятия вывеши-
вают инструкции, определяющие права, обязанности и ответст-
венность механика, машиниста, помощника машиниста, электри-
ка, слесаря, обслуживающего КИП и приборы автоматцки, а
также производственные инструкции по обслуживанию всей уста-
новки в целом, отдельных ее агрегатов и элементов. Производ-
ственные инструкции должны содержать краткое описание агре-
гата или элемента установки и схему его присоединения к ма-
гистральным трубопроводам, порядок его обслуживания при
автоматизированном и ручном управлении как при нормативном
режиме, так и при отклонении от него; последовательность вы-
полнения операций при пуске и остановке; меры безопасности
при обслуживании и ремонте; меры, которые следует принимать
при аварийном состоянии, в частности при прорыве хладагента в
местах нарушения герметичности; порядок ремонта, осмотра и
проверки оборудования. В инструкции следует вносить измене-
ния, связанные с усовершенствованием и автоматизацией обо-
рудования, а также с изменением правил безопасности.
19.2. Поддержание оптимального режима работы
холодильных установок
В процессе регулирования работы холодильной установки
обслуживающий персонал стремится установить и поддержать
наиболее экономичный, безопасный, обеспечивающий долговеч-
ность оборудования режим работы, называемый оптимальным,
и определяемый оптимальными перепадами температур между
средами в теплообменных аппаратах, оптимальным перегревом
пара на всасывающей стороне компрессора и определенной тем-
пературой нагнетаемого компрессором пара. При этом должна
обеспечиваться безопасность и долговечность работы оборудо-
вания. Поддержание оптимальных перепадов температур в теп-
лообменных аппаратах способствует установлению наименьшей
сумме расходов, отнесенной к единице выработанного холода
или произведенной продукции. При уменьшении температурных
перепадов между средами в теплообменных аппаратах снижа-
ются энергетические затраты ввиду сокращения внешней необ-
ратимости термодинамического цикла. Однако при этом возрас-
тают капитальные затраты на холодильное оборудование. Таким
образом, возникает задача выбора между дорогим, но экономич-
ным в эксплуатации оборудованием, и дешевым, но неэкономич-
ным оборудованием.
Величины оптимальных перепадов температур могут изме-
няться в связи с изменением стоимости электроэнергии, воды,
металла, работ по изготовлению аппаратов, стоимости монтажа
оборудования и т. п.
Оптимальные перепады температур зависят от конкретных
условий работы. Например, в транспортных холодильных уста-
новках, где важна компактность оборудования, сознательно
увеличивают перепады температур. При расчете камерного теп-
лообменного оборудования учитывают технологические требо-
вания.
Оптимальные температурные перепады должны быть извест-
ны обслуживающему персоналу. Основные показатели работы
холодильной установки — холодопроизводительность; расход
электроэнергии, удельный расход электроэнергии, расход воды —
зависят от температурного режима работы холодильной уста-
новки.
Температура кипения. Перепад температур между воздухом
охлаждаемого объекта и температурой кипения (или средней
температурой хладоносителя) принимают равным 7—10 °C.
В испарителях для охлаждения хладоносителей разность темпе-
ратур между охлаждаемым хладоносителем и температурой
кипения хладагента 4—6 °C. Значения этих перепадов темпера-
тур получены в результате технико-экономических расчетов и
могут изменяться при изменении различных статей расходов на
холодильную установку. В процессе эксплуатации величина тем-
пературного напора в испарителях может изменяться в зависи-
мости от состояния теплообменной поверхности, степени запол-
нения испарителя хладагентом и соответствия между произво-
дительностью испарителя и компрессора.
Температура конденсации. Вода подогревается в кожухотруб-
ных конденсаторах до 4—6 °C, в оросительных до 2—3 °C. Тем-
пература конденсации должна превышать температуру воды,
выходящей из конденсатора, на 4—6 °C. В конденсаторе воз-
душного охлаждения воздух подогревается до 4—5 °C, перепад
температур между воздухом на выходе из конденсатора и кон-
денсирующимся хладагентом 6—9 °C.
Перегрев пара, всасываемого в компрессор. Разность между
температурой пара, поступающего в компрессор, и температурой
кипения, т. е. перегрева пара, зависит от количества жидкого
хладагента, поступающего в испарительную систему. Для амми-
ачных компрессоров перегрев пара на всасывании в компрессор
в пределах 5—15 °C обеспечивает сухой ход и максимальное
значение коэффициента подачи компрессора. Для фреоновых —
минимальный перегрев пара должен быть не менее 10 °C. Для
фреоновых холодильных установок, имеющих теплообменники,
на всасывающей стороне компрессора перегрев пара лежит в
пределах 10—45 °C. Термометр, при помощи которого измеряют
температуру всасываемого в компрессор пара, устанавливают на
всасывающем трубопроводе на расстоянии не менее 400—600 мм
перед запорным вентилем компрессора. Одновременно по темпе-
ратурной шкале, мановакуумметра, расположенного на всасы-
вающей стороне компрессора, определяют температуру кипения
хладагента. При недостаточной подаче жидкости в испаритель-
ную систему и недостаточном заполнении охлаждающих, прибо-
ров перегрев возрастает. Снижение величины перегрева на вса-
сывании в компрессор свидетельствует о возможности наступ-
ления влажного хода. Длительная работа влажным ходом
может закончиться гидравлическим ударом.
Температура переохлаждения. Жидкий хладагент может ох-
лаждаться ниже температуры конденсации в конденсаторах,
переохладителях, регенеративных теплообменных промежуточных
сосудах. Переохлаждение хладагента перед регулирующим вен-
тилем вызывает увеличение холодопроизводительности. Сокра-
щение потерь при дросселировании повышает холодильный коэф-
фициент.
Температура пара, нагнетаемого компрессором. Температура
нагнетаемого пара не должна превышать теоретического значе-
ния на 10—15 °C С. В соответствии с Правилами безопасности
на аммиачных холодильных установках рекомендованы предель-
ные значения температуры нагнетания: 150 °C—для бескрейц-
копфных и оппозитных компрессоров и 135 °C — для тихоход-
ных горизонтальных, для винтовых компрессоров на аммиаке —
105 °C, на фреоне — 22—90 °C. При высокой температуре нагне-
тания возможно образование нагара на клапанах и неплотностей
клапанов при их посадке. Высокая температура может привести
к вспышке испаряющегося масла и взрыву компрессора (темпе-
ратура вспышки масел, применяемых для аммиачных холодиль-
ных компрессоров, около 160 °C).
19.3. Неполадки в работе холодильных установок
В процессе эксплуатации могут возникать различные непо-
ладки в результате неправильного обслуживания, неисправно-
сти оборудования холодильной установки, изменений внешних
условий. Рассмотрим основные неполадки, влияющие на эконо-
мичность и безопасность работы холодильной установки.
Понижение температуры кипения. Понижение температуры
кипения хладагента приводит к увеличению удельного расхода
электроэнергии (примерно на 4—4,5 % на !°С). Температура
кипения может понизиться в случае, если производительность
включенных компрессоров больше производительности охлаж-
дающих приборов или испарителей.
Ухудшение интенсивности теплообмена в испарителе может
стать причиной понижения температуры кипения. Большая тол-
щина инея на наружной поверхности охлаждающих приборов и
замасливание их внутренней поверхности значительно ухудшают
условия теплопередачи от воздуха к хладагенту и приводят к
понижению температуры кипения. В испарителях для охлажде-
ния жидких хладоносителей (рассолов) при неправильно выб-
ранной их концентрации на поверхности испарителя может
намораживаться лед, создавая дополнительное термическое соп-
ротивленне и вызывая снижение температуры кипения. Засоре-
ние фильтров на рассольных трубопроводах, выход из строя
насосов для перекачивания хладоносителей, мешалок приводит к
снижению температуры кипения. Недостаточная подача хлада-
гента в испарительную систему или недостаток хладагента в
системе также могут быть причиной пониженной температуры
кипения.
Повышенная температура конденсации. Повышенная темпе-
ратура конденсации приводит к понижению холодопроизводи-
тельности компрессора и одновременно к увеличению удельного
расхода электроэнергии. Повышение температуры конденсации
на 1 °C приводит к росту удельного расхода электроэнергии
на 2—2,5 %. Повышенная температура конденсации при оборот-
ном водоснабжении конденсаторов может быть вызвана неудо-
влетворительной работой атмосферного охладителя воды (гра-
дирни) .
Повышение давления (температуры) конденсации может быть
вызвано:
ухудшением теплопередачи в конденсаторе в связи с загряз-
нением теплопередающей поверхности водяным камнем (со сто-
роны воды) и замасливанием ее (со стороны хладагента);
засорением форсунок или других водораспределителей в гра-
дирнях, испарительных конденсаторах, вертикальных кожухо-
трубных и оросительных конденсаторах;
недостаточной подачей воды или воздуха в конденсатор;
наличием в конденсаторе воздуха или других неконденси-
рующихся газов;
затоплением части теплообменной поверхности конденсатора
жидким хладагентом;
исключением негерметичных труб конденсатора путем их
заглушки при ремонте.
Повышенная температура конденсации может установиться и
потому, что поверхность включенных в работу конденсаторов не
соответствует производительности включенных в работу комп-
рессоров.
Повышенная температура нагнетаемого компрессором пара.
Превышение действительной температуры нагнетаемого пара по
сравнению с указанными выше значениями может явиться след-
ствием всасывания компрессором пара с повышенным перегре-
вом, например при недостаточной подаче хладагента в испари-
тельную систему (при недостатке его в системе) или при боль-
шой длине всасывающих трубопроводов и неудовлетворительной
их изоляции. Следует иметь в виду, что высокая температура
пара на нагнетании не всегда является результатом каких-либо
отклонений в работе холодильной установки. Так, в летнее время
при относительно высокой температуре конденсации и низкой
температуре кипения хладагента аммиачный одноступенчатый
компрессор может работать с высокой температурой нагнетания
(например, при to = —30 °C и tK = 36 °C температура сжатого
пара будет выше 150 °C).
Некоторые неисправности в самом компрессоре могут способ-
ствовать повышению температуры нагнетания. Износ цилиндра
компрессора, неплотности нагнетательных или всасывающих кла-
панов приводят к примешиванию нагретого пара к пару, посту-
пающему из испарителя, и вызывают температуру пара в начале
сжатия и соответственно температуру пара в конце сжатия.
Недостаточная подача воды в охлаждающую рубашку компрес-
сора или отложения водяного камня на стенках охлаждающей
рубашки ухудшают охлаждение цилиндра и вызывают.повыше-
ние температуры сжатого пара. Разогрев стенок цилиндра и,
следовательно, возрастание температуры сжатого пара могут
произойти из-за нарушения смазки поверхности цилиндра и
повышенного трения поршневых колец о стенки.
У винтовых--и ротационных компрессоров температура сжато-
го пара существенно зависит от температуры и количества
впрыскиваемого масла.
Влажный ход компрессора и гидравлические удары. Работа
компрессора в режиме влажного хода — одна из серьезнейших
неполадок, приводящая нередко к гидравлическим ударам. По-
мимо угрозы гидравлического удара при влажном ходе снижа-
ется холодопроизводительность компрессора из-за уменьшения
коэффициента подачи. Для восстановления нормального режима
работы машинист холодильной установки прикрывает всасы-
вающий вентиль компрессора, так что компрессор в это время
работает почти вхолостую.
Признаками влажного хода являются снижение величины
перегрева пара на всасывающей стороне, понижение темпера-
туры перегрева на нагнетательной стороне, появление инея на
поверхности цилиндра компрессора. Изменяется также характер
стука клапанов при посадке их на седло: звонкий стук клапанов
становится глухим. Могут возникать стуки в цилиндре комп-
рессора.
Не всегда работа влажным ходом приводит к гидравличе-
скому удару. Однако причины, вызывающие влажный ход, и
причины гидравлических ударов одинаковы. Гидравлические
удары могут быть вызваны поступлением в цилиндр компрес-
сора жидкого хладагента, паров повышенного влагосодержания
(при их сжатии в цилиндрах влажный пар превращается в жид-
кость или смеси масла с хладагентом). Чаще всего это проис-
ходит из-за несовершенства охлаждающих систем, а также из-за
нарушения режимов эксплуатации.
Основной причиной поступления жидкого хладагента в комп-
рессор является неправильное регулирование подачи его в отде-
литель жидкости. Обычно кратность циркуляции хладагента
п>1. Чтобы избежать неправильного регулирования подачи
жидкости, необходимо уровень жидкости в отделителе поддержи-
вать постоянным. Для этого на отделителях жидкости устанав-
ливают указатели уровня, а иногда поплавковые регулирующие
вентили. При переменном тепловом потоке установка этих при-
боров не исключает возможности поступления жидкости из от-
делителя в компрессор. С повышением величины теплового
потока в камерах часть жидкости из батарей выбрасывается в
отделитель. Уровень ее в отделителе повышается, поплавковый
вентиль прекращает подачу жидкости из конденсатора, а жид-
кость в отделитель может продолжать поступать из батарей, что
и приводит к гидравлическим ударам.
Чтобы избежать переполнения, отделитель жидкости соеди-
няют с ресивером трубой перелива, а запорный вентиль на тру-
бопроводе пломбируют в открытом состоянии. Это приводит к
необходимости установки ресиверов повышенного объема.
Причиной поступления жидкого хладагента в компрессор мо-
жет быть и уменьшение плотности парожидкостной смеси в
батареях при повышении теплового потока в камерах. Чем
больше удельный тепловой поток, тем выше паросодержание в
парожидкостной смеси, заполняющей батареи. В камерах с
нестационарным тепловым режимом изменение заполнения бата-
рей жидким аммиаком происходит непрерывно. Повышение теп-
лового потока сопровождается интенсивным парообразованием и
приводит к уменьшению плотности парожидкостной смеси в
батареях. К таким же последствиям приводит и резкое снижение
давления в системе, при котором пар выделяется во всей толще
жидкости, вызывая ее взбухание, переполнение батарей и других
сосудов охлаждающей системы. Это наблюдается при включении
в систему дополнительных компрессоров, а также при включении
части потребителей холода.
Чтобы исключить подобные явления, необходимо осуществ-
лять плавный переход от одного давления к другому, а потре-
бители холода подключать постепенно или останавливать комп-
рессоры при включении или выключении потребителей холода.
Жидкость в компрессор может поступать также из всасы-
вающих трубопроводов, если в них есть участки, способствующие
выделению жидкости из пара, особенно при нижней разводке тру-
бопроводов. Сечение коллекторов обычно бывает больше, чем
сечение основного трубопровода. Поэтому в них постепенно со-
бирается жидкость, которая с течением времени уменьшает се-
чение прохода пара. При этом увеличивается скорость пара в
них, что приводит к уносу жидкости в компрессор и гидравличе-
скому удару. Удалять жидкость из коллекторов трудно, так как
они изолированы и жидкость испаряется медленно.
Для предотвращения накапливания .жидкости во всасываю-
щем трубопроводе (при нижней разводке) устанавливают реси-
веры жидкого аммиака. Применение указанных ресиверов облег-
чает эксплуатацию установки. Жидкий аммиак из ресивера-
сборника удаляют на регулирующую станцию с помощью горя-
чих паров. Это делается так же, как и при оттаивании батарей
с дренажным ресивером.
Жидкостные «мешки» могут образовываться также из-за кон-
структивных недостатков всасывающего канала компрессора.
При резком снижении давления (при закрытии всасываю-
щего вентиля компрессора) могут произойти взбухание аммиач-
но-масляной смеси и выброс ее в компрессор.
Жидкость может накапливаться во всасывающем трубопро-
воде в результате конденсации паров при длительной остановке
компрессора и понижении температуры охлаждающего воздуха.
Если всасывающий трубопровод имеет уклон в сторону компрес-
сора, то конденсат накапливается у всасывающего вентиля. При
пуске компрессора, когда открывается всасывающий вентиль,
может произойти гидравлический удар, поэтому всасывающий
трубопровод должен иметь уклон от компрессора.
Гидравлические удары могут возникать в компрессоре при
поступлении в него жидкости через нагнетательный трубопровод.
Это может произойти при конденсации пара в нагнетательном
трубопроводе во время стоянки компрессора — при охлаждении
его наружным воздухом, температура которого ниже темпера-
туры конденсации (если нагнетательный трубопровод имеет ук-
лон в сторону компрессора).
Чтобы предотвратить эти явления, необходимо нагнетатель-
ный трубопровод устанавливать с наклоном в сторону от комп-
рессора к конденсатору. Если конденсатор расположен выше
компрессора, то надо устанавливать дополнительный сборник
жидкого аммиака, в сторону которого должен быть уклон нагне-
тательного трубопровода от компрессора. Из этого сборника
жидкий аммиак следует своевременно удалять. В двухступенча-
тых компрессорах могут возникать гидравлические удары в ре-
зультате поступления в высокую ступень жидкости из промежу-
точного сосуда.
В связи с усовершенствованием охлаждающих систем, внед-
рением автоматической защиты компрессоров от опасных режи-
мов, автоматизацией регулирования подачи хладагента в испа-
рительную систему вероятность возникновения влажного хода,
а значит, и гидравлического удара снизилась. Предотвращением
гидравлических ударов в двухступенчатых холодильных установ-
ках может служить переход на работу промежуточного сосуда в
сухом режиме при применении специального устройства — тер-
мокомпрессора, устанавливаемого на нагнетательном трубопро-
воде компрессора низкой ступени перед промежуточным сосудом.
В термокомпрессоре охлаждается. пар, нагнетаемый компрессо-
ром низкой ступени, путем впрыскивания жидкого аммиака.
19.4. Повышение надежности холодильных установок
Под надежностью понимают свойство объекта выполнять оп-
ределенные функции, сохраняя во времени значения установ-
ленных эксплуатационных показателей в заданных пределах,
соответствующих данному режиму. Уровень надежности холо-
дильной машины определяется затратами, связанными с ава-
рийными и плановыми простоями при ремонтах, а также стои-
мостью ремонтов и технического обслуживания при эксплуа-
тации.
Надежность и долговечность холодильных компрессоров во
многом зависят от основных характеристик: холодопроизводи-
тельности, давления конденсации, температуры нагнетания. На-
рушение хотя бы одной характеристики в условиях эксплуата-
ции холодильной установки приводит к отклонению остальных
параметров от оптимальных значений. К числу факторов, вызы-
вающих отклонения, относятся следующие.
1. Поломка пластинок клапанов, поршневых колец. При этом
наблюдается усиление стуков, которые становятся резкими, а
иногда и неритмичными. Поломка клапанов может привести к
особенно тяжелым последствиям при попадании даже мелких
кусочков пластинок в цилиндр. Причинами, нарушающими нор-
мальный режим работы клапанов компрессора, являются заеда-
ние клапанных пластин при неправильной сборке и загрязнении;
установка пружин с жесткостью, не соответствующей расчетной;
наличие нагара на деталях клапана; износ седла и клапанных
пластин и др. Недостаточная долговечность клапанов обуслов-
лена также тяжелыми условиями работы компрессора, приводя-
щими пластины к усталостному разрушению.
2. Нарушение герметичности клапанов. На этот дефект ука-
зывает повышение температуры перегрева пара, выходящего из
компрессора.
3. Увеличение зазоров между сопрягаемыми трущимися
деталями из-за износа. Это сопровождается увеличением стука,
так как с увеличением зазора возрастает сила удара при знако-
переменном движении кривошипного механизма. Особое значе-
ние при работе компрессора имеет вибрация. Даже незначитель-
ное движение компрессора на фундаменте в процессе эксплуа-
тации может привести к аварии. Для предотвращения возмож-
ных перемещений компрессора на фундаменте во время работы
необходимо соблюдать все требования, предъявляемые при их
монтаже.
4. Повышенный нагрев трущихся деталей в местах сопряже-
ний и уплотнений (подшипников, крейцкопфа, цилиндра, саль-
ника и др.). Основными причинами нагрева подшипников с при-
нудительной циркуляцией масла являются неправильно выбран-
ный сорт его, загрязнение (засорение) маслопроводов и фильт-
ров, неточная подгонка вкладышей подшипниками к шейкам
вала, перекос или искривление оси вала и чрезмерная затяжка
подшипников. При незначительном нагреве подшипников реко-
мендуется увеличить давление масла в системе, проверить и
отрегулировать зазоры между цапфами и вкладышами.
Следует иметь в виду, что во всех случаях, когда возникают
ненормальные шумы и стуки в компрессоре либо когда контро-
лируемые параметры достигают предельно допустимых значений
(за исключением тех параметров, отклонения которых от нор-
мального значения должны устраняться только во время работы
компрессора, например повышение температуры нагнетания),
необходимо остановить машину и, выяснив неполадки, присту-
пить к их устранению.
В процессе эксплуатации двухступенчатых компрессоров или
агрегатов желательно систематически сравнивать фактически
установившееся промежуточное давление с его расчетным зна-
чением. Существенное отклонение фактического давления от его
расчетного значения указывает на ухудшение работы определен-
ной ступени компрессора, в частности на уменьшение коэффи-
циента подачи из-за пропусков в клапанах, поршневых кольцах
и т. п. Так, повышение промежуточного давления против рас-
четного при данных рабочих условиях характеризует ухудшение
работы ступени высокого давления.
19.5. Повышение безопасности эксплуатации
холодильных установок
Холодильное хозяйство многих предприятий, находящихся
длительное время в эксплуатации, не обеспечивает необходимых
условий для осуществления технологических режимов. Охлаж-
дающие системы таких предприятий имеют серьезные недостат-
ки, которые приводят к опасным условиям работы, например
из-за влажного хода, следствием которого может быть гидрав-
лический удар. Такие системы лишены частичной (в том числе
защитной) и комплексной автоматизации. Это безнасосные сис-
темы с питанием батарей жидким хладагентом через отделители
жидкости или непосредственно от регулирующей станции, а
также насосно-циркуляционные системы непосредственного ох-
лаждения, не обеспечивающие безопасную эксплуатацию комп-
рессоров.
Несовершенство технологических процессов холодильной об-
работки и хранения пищевых продуктов, энергетическое несо-
ответствие между отдельными элементами холодильной уста-
новки, невысокая эффективность охлаждающих систем, примене-
ние устаревшего оборудования компрессорного цеха, часто на-
ступающие опасные режимы работы компрессора — все это
характерные признаки того, что предприятие нуждается в усо-
вершенствовании (реконструкции) холодильной установки. К ха-
рактерным недостаткам испарительного контура систем охлажде-
ния относятся отсутствие защитных емкостей (отделителей жид-
кости, дренажных ресиверов) на всасывающих магистралях
безнасосных систем охлаждения или их недостаточная вмести-
мость; малая вместимость циркуляционных ресиверов относи-
тельно аммиачных насосов; неравномерное распределение жид-
кого аммиака в аппаратах и приборах охлаждения; неравно-
мерность температурного поля по объему объектов, потреб-
ляющих холод.
Необходимым условием правильной эксплуатации холодиль-
ного хозяйства является перевод аммиачных безнасосных много-
испарительных систем на насосно-циркуляционные, а также усо-
вершенствование неэффективных аммиачных насосно-цир'куля-
ционных систем путем применения принудительной циркуляции
воздуха и т. п. При этом следует иметь в виду, что развитие пред-
приятия, связанное с увеличением его фактической производ-
ственной мощности, требует соответствующего увеличения про-
изводительности холодильной установки, т. е. на предприятиях с
малоинтенсивными методами охлаждения и замораживания ох-
лаждающие системы целесообразно усовершенствовать одновре-
менно с внедрением новой технологии. Последнее вызывает в
ряде случаев необходимость перепланировки цехов или камер
холодильника, упорядочения грузовых потоков на базе их меха-
низации и автоматизации, реконструкции существующих систем
охлаждения.
При увеличении производственной мощности предприятий
иногда расширяют старые либо технологические аппараты, не
увеличивая при этом мощность компрессорного парка, поверх-
ности конденсаторов и испарителей, производительность насосов
и не приводя в соответствие сечение магистральных трубопрово-
дов с гидравлической нагрузкой. Теплоограждающие конструк-
ции различных потребителей холода с течением времени пере-
стают удовлетворять предъявляемым к ним требованиям (малая
эффективность изоляционного материала, низкое качество мон-
тажных работ, нарушение целостности гидроизоляционного по-
крытия) , что приводит не только к увеличению затрат на
производство холода, но и к нарушению технологических режи-
мов (холодильной обработки и хранения продуктов, увеличению
естественных потерь продуктов), а также неоправданным зат-
ратам энергии.
Внедрение автоматической защиты на холодильных установ-
ках, техническое состояние которых не обеспечивает нормальной
эксплуатации, вынуждает обслуживающий персонал компрессор-
ных цехов отказываться от использования систем автоматики и
переходить на местный (неавтоматический) режим работы из-за
отключений компрессоров по аварийному уровню в сосудах испа-
рительных систем. Надежную эксплуатацию системы автомати-
ческой защиты таких установок можно обеспечить только при
их соответствующей подготовке. При подготовке холодильной
установки к автоматизации следует учитывать требования дей-
ствующих основных нормативных документов и рекомендаций:
правил безопасности на холодильных установках (учитывая вид
хладагента); рекомендаций по повышению безопасности эксплуа-
тации холодильных установок соответствующих предприятий;
рекомендаций по проектированию холодильных установок; пра-
вил устройства электроустановок.
Отмеченные выше недостатки для безнасосных систем ох-
лаждения в значительной степени устраняются при переводе их
на насосно-циркуляционные системы с верхней или нижней по-
дачей аммиака в приборы охлаждения, с совмещенным сливом
и отсосом хладагента в вертикальный циркуляционный ресивер,
выполняющий также функцию отделителя жидкости. Насосно-
циркуляционные системы охлаждения, работающие по такой схе-
ме, обеспечивают сухой ход компрессора и максимальную тепло-
передачу приборов охлаждения, обусловленную упорядоченным
распределением и непрерывной циркуляцией жидкого аммиака.
При наличии в системах охлаждения кожухотрубных и панель-
ных испарителей жидкий аммиак может подаваться в них насо-
сом при подключении всасывающего патрубка испарителя к вер-
тикальным циркуляционным ресиверам соответствующей темпе-
ратуры кипения. При переводе безнасосных систем охлаждения
на насосно-циркуляционную целесообразно заменять малоэффек-
тивные аммиакоемкие приборы охлаждения (пристенные и
потолочные батареи) эффективными воздухоохладителями либо
вертикальными кожухотрубными испарителями.
При правильном размещении, эксплуатации и подборе возду-
хоохладители обеспечивают необходимую температуру воздуха и
равномерное распределение его по объему помещения, которое
они обслуживают. Для эффективной работы рассольных возду-
хоохладителей необходимо, чтобы скорость 'рассола в шлангах
воздухоохладителя была не менее 1,5 м/с. Поскольку батарею
воздухоохладителя обычно делают из труб диаметром 25X2,0 мм,
необходимо следить за чистотой рассола и применять антикор-
розионные присадки. При выборе способа оттаивания воздухо-
охладителя следует учитывать специфику его работы. Если ра-
бота аппарата автоматизирована, то целесообразно применять
электрическое оттаивание. При раб'оте воздухоохладителя в
камерах с температурой воздуха 2 °C и выше батареи оттаивают
воздухом.
При работе таких аппаратов в камерах с температурой
ниже 2 °C и при оттаивании инея горячими парами аммиака
или горячим рассолом следует применять воздухоохладитель без
электрических нагревателей в батарее, но с электронагревателя-
ми в поддоне для сбора талой воды.
Дренажные трубки рекомендуется обогревать с помощью
элекрической энергии (из расчета 100 Вт на 1 м трубки). В ка-
честве нагревателя можно использовать провод с высоким сопро-
тивлением, который укладывают на поверхность трубы. При экс-
плуатации воздухоохладителей следует иметь в виду, что про-
должительность оттаивания находится в прямой зависимости от
количества инея, образовавшегося на поверхности. Поэтому
там, где позволяет технология, нужно проводить оттаивание как
можно чаще, что сокращает процесс.
В насосно-циркуляционные системы с раздельным сливом
жидкости и отсосом паров для повышения безопасности их экс-
плуатации вносят следующие изменения: жидкость в приборы
охлаждения подают непосредственно от насосов; жидкость во
время оттаивания сливают в специально установленный ресивер;
увеличивают диаметры сливных и уравнительных трубопроводов
между отделителями жидкости и циркуляционными ресиверами;
заменяют горизонтальные ресиверы на вертикальные. Однако
сохраняется основной недостаток системы — малая эффектив-
ность теплопередачи приборов охлаждения из-за недостаточного
заполнения труб жидким хладагентом.
Для обеспечения стабильной работы приборов охлаждения и
повышения эксплуатационной надежности всей холодильной ус-
тановки необходимо переходить на нижнюю подачу жидкого
аммиака в приборы охлаждения непосредственно от аммиачных
насосов с совмещенным сливом и отсосом хладагента в верти-
кальные циркуляционные ресиверы соответствующих температур
кипения. При этом повышается интенсивность теплопередачи
приборов охлаждения в результате равномерной циркуляции
хладагента по всем охлаждающим секциям, а также ликвиди-
руется противоток пара и жидкости в батареях. Перевод испа-
рительного контура холодильной установки с трехтрубной схемы
(разделительный слив и отсос хладагента) на двухтрубную (сов-
мещенный слив и отсос хладагента) значительно понижает
перегрев пара, поступающего в компрессор, а отсос паров из
вертикального циркуляционного ресивера повышает безопасность
эксплуатации компрессоров даже в условиях резкопеременных
тепловых нагрузок.
Одним из путей предотвращения попадания жидкого аммиака
на всасывающую сторону компрессора является применение сис-
темы с дозированной зарядкой ее аммиаком. В такой системе
весь жидкий аммиак размещается в испарительной части холо-
дильной установки, применение линейного ресивера исключается.
Такую установку можно перевести на автоматический режим
работы с периодическим или некруглосуточным обслуживанием.
Не чаще одного раза в сутки персонал должен проводить
периодический контроль режима работы холодильной установки,
настройку и ремонт оборудования и средств автоматики, а также
вспомогательные операции (оттаивание инея, выпуск масла
и т. п.). Дозированную зарядку аммиаком можно применять как
в системах для охлаждения хладоносителя, так и в системах
непосредственного кипения (безнасосных и насосно-циркуля-
ционных) .
В насосно-циркуляционной системе с дозированной зарядкой
аммиаком вместимость циркуляционного ресивера принимают
такой же, как и в обычной насосно-циркуляционной схеме.
Количество аммиака в системе должно обеспечить уровень жид-
кости в циркуляционном ресивере, достаточный для стабильной
работы аммиачного насоса. Для обеспечения эффективной ра-
боты холодильная установка укомплектована маслоотделителем-
гидроциклоном и дренажным ресивером для проведения оттаи-
вания.
19.6. Особенности эксплуатации фреоновых
холодильных установок
Особенности эксплуатации фреоновых установок обусловлены
специфическими свойствами фреонов. Рассмотрим основные не-
поладки в работе фреоновых холодильных установок.
1. Компрессор фреоновой установки работает кратковремен-
но, давление нагнетания и всасывания низкое. Причинами этого
являются образование ледяных пробок в ТРВ, недостаточная
поглотительная способность осушителя. В этом случае необхо-
димо установить дополнительный осушительный патрон и вклю-
чить его на 14—16 ч. Если холодильные установки длительное
время находились в неотапливаемом помещении, то при неис-
правных заглушках в испарительные батареи ИРСН может по-
пасть влага. Одним из простых способов ее удаления является
продувка испарительных батарей сухим воздухом, азотом или
фреоном. В качестве поглотителя влаги используют мелкопорис-
тый силикагель с зернами размером 3,6—6 мм, который хранят в
герметичной таре. Силикагель поглощает до 40 % влаги по отно-
шению к собственной массе. Силикагель восстанавливают про-
каливанием при 200—250 °C.
2. Компрессор фреоновой установки работает с кратковре-
менными остановками, давление на высокой и низкой стороне
установки нормальное. Причина — пропуски в клапанах через
прокладку головки блока или неквалифицированное обслужи-
вание, в процессе которого допускаются теплопритоки, значи-
тельно превышающие расчетные значёния (в тех случаях, если
камеры загружают теплым продуктом, двери камеры оставляют
открытыми, и т. д.).
3. В холодильных машинах с кожухотрубными испарителями,
работающими на R22, при нарушении процесса возврата масла
из маслоотделителя, например при засорении перепускного отвер-
стия или потере поплавком герметичности, в испаритель попадает
значительно больше масла, чем возвращается. В результате
испаритель переполняется маслом, о чем свидетельствует пони-
жение его уровня в компрессоре. Очень важно правильно выб-
рать масло для фреоновых установок, особенно при каскадной
схеме. Так, нижний каскад, работающий на R13, при температуре
кипения —65 °C и ниже нельзя заряжать маслом ХФ22. При
низких температурах оно загустевает в конденсаторе-испарителе,
образует смолистые вещества, которые через несколько меся-
цев эксплуатации забивают трубопроводы, вызывая перебои в
работе холодильной установки. В этом случае целесообразно
применять синтетическое масло ФМ, 5, 6 АП. При замене масла
ХФ 22 маслом ФМ 5, 6 АП установку следует промывать высо-
кокипящим хладагентом (например, R11), а отдельные со-
суды — бензином. В холодильных машинах, где затруднен воз-
врат масла, например из кожухотрубного испарителя, нельзя
добавлять масло в компрессор при вакууме в системе, так как в
этом случае часть масла может попасть в испаритель. Если на
компрессоре предусмотрен специальный вентиль для заправки
масла, то его можно добавлять и под вакуумом, но всасыающий
вентиль должен быть закрыт.
4. Часто при эксплуатации холодильных установок имеет мес-
то полная или частичная потеря фреона из системы. В этом слу-
чае агрегат не включается, контакты прессостата разомкнуты,
давление нагнетания и всасывания около нуля; последние змее-
вики испарителя не покрываются инеем; давление всасывания и
нагнетания понижено. Иногда наблюдается потеря фреона из
термобаллона, капиллярной трубки и пространства над мебра-
ной — силовой части терморегулирующего вентиля. В этом слу-
чае путем настройки терморегулирующего вентиля не удается
увеличить подачу жидкого фреона в испарительную систему.
Необходимо отремонтировать силовую часть и заменить капил-
лярную трубку.
5. Возможны случаи, когда проходное сечение жидкостного
змеевика теплообменника уменьшено при изготовлении или
загрязнено настолько, что не удается добиться требуемой холо-
допроизводительности машины, а компрессор сильно разогрева-
ется из-за понижения давления кипения. Доводка проходного
сечения змеевика до нормального затруднена, так как требуется
нарушение герметичности конструкции.
6. На холодильных установках с принудительной циркуля-
цией воздуха через испаритель при нарушении нормальной рабо-
ты вентилятора резко ухудшается теплопередача от воздуха к
испарителю и температура воздуха в холодильной камере повы-
шается. В этом случае жидкий фреон в испарителе почти не
испаряется, поэтому он может попасть в цилиндр и вызвать
гидравлический удар.
7. Влажный ход компрессора может иметь место, когда тер-
морегулирующий вентиль сильно открыт вследствие неправиль-
ного положения клапана на седле. При этом стенки компрессора
покрываются инеем, давление всасывания повышается, а давле-
ние нагнетания остается нормальным.
Фреоновые холодильные установки в отличие от аммиачных в
большинстве случаев полностью автоматизированы и поэтому не
требуют постоянного наблюдения. При эксплуатации крупной
фреоновой автоматизированной холодильной установки необхо-
димо выполнить ряд ручных операций (переключение вентилей,
наполнение системы фреоном и маслом, включение и отключение
фильтров, осушителей и т. д.) . Если установка полностью авто-
матизирована, то при выполнении всех этих операций пусковые
устройства компрессоров следует переводить на ручное управле-
ние, так как автоматический пуск компрессора может привести к
аварии. Крупная автоматизированная холодильная установка
требует только профилактического обслуживания для поддержа-
ния ее в исправном состоянии и предупреждения преждевремен-
ного износа оборудования.
При обслуживании фреоновой установки вентили открывают
или закрывают только с помощью маховика данного вентиля.
По окончании операции закрывают узел сальника специальным
колпаком. В жидкостную линию фреона должен быть включен
фреоновый фильтр. Фильтр переключают только при его очист-
ке. После заполнения системы фреоном, а также после ремонта
отдельных узлов и аппаратов в жидкостную. линию включают
фреоновый осушитель на 10—12 ч. На всех вентилях, находя-
щихся в закрытом состоянии (особенно на нагнетательной ли-
нии), вывешивают таблички с надписью «Вентиль закрыт». Все
неисправности неаварийного характера, которые невозможно
устранить при работе машины, фиксируют в журнале с тем, что-
бы устранить их при первой же остановке машины.
19.7. Методы определения и предотвращения утечек
хладагента во фреоновых холодильных установках
Фреоны обладают весьма высокой текучестью. Они способны
проникать через малейшие неплотности, даже сквозь мелкие по-
ры металла. Обслуживающий персонал не может обнаружить
утечку фреона непосредственно с помощью органов чувств (как
для аммиака), так как фреоны, применяемые в качестве хлада-
гентов, при атмосферном давлении представляют собой бесцвет-
ный газ с очень слабым запахом, который начинает ощущаться
лишь при содержании фреона в воздухе более 20—30 % по
объему.
Утечка фреона приводит к нарушению технологического ре-
жима потребителей холода, неблагоприятно сказывается на тем-
пературном режиме работы холодильной машины, вызывает
перегрев обмотки электродвигателя герметичного компрессора и
выход его из строя. В некоторых случаях (например, в установке
с возвратом масла в картер из кожухотрубного испарителя)
утечка фреона может привести к выходу из строя компрессора
из-за нарушения работы системы смазки. Совершенно недопу-
стимы даже незначительные утечки фреона в малых автоматизи-
рованных агрегатах с капиллярными трубками, в первую оче-
редь в бытовых холодильниках.
Рассмотрим методы определения утечки фреонов.
1. Обмыливание мест соединений элементов холодильной ус-
тановки. В случае утечки фреона появляются растущие пузыри.
Чтобы пена дольше не высыхала, в мыльный раствор добав-
ляют глицерин.
2. Определение большой утечки хладагента по масляному
подтеку в месте разгерметизации (в установках, использующих
фреоны и масла с хорошей взаимной растворимостью).
3. Определение утечки с помощью галоидных ламп (широко
распространенный метод). Принцип действия галоидных ламп
основан на том, что продукты разложения фреона в присутствии
раскаленной меди окрашивают бесцветное пламя горелки и уве-
личивают высоту факела. Высокая чувствительность галоидных
ламп реализуется в полной мере, если утечка определяется в
хорошо проветренном помещении. В зависимости от применяемо-
го топлива существует несколько типов галоидных ламп: спир-
товые, пропановые, бензиновые, ацетиленовые, наиболее чув-
ствительные при работе на пропан-бутане.
4. Определение утечек с помощью электронных галоидных
течеискателей (0,0005 кг в год) высокой чувствительности.
Принцип действия таких течеискателей основан на свойстве
фреонов резко увеличивать ионную эмиссию накаленной плати-
новой поверхности. При наличии в воздухе галоидосодержащих
паров ионный ток резко возрастает и после усиления измеряется
выходным прибором, на шкале которого индуцируется величина
утечки. Существуют и автоматические установки для непрерыв-
ного дистанционного контроля и сигнализации об утечках фрео-
на. Установка, изготовленная в ГДР, применена на рыбоморо-
зильных траулерах типа «Прометей», оснащенных холодильными
установками на R22 с разветвленными системами трубопроводов.
Работа газоанализатора установки основана на избирательном
поглощении инфракрасного излучения газами в диапазоне волн
от 2 до 15 мкм. При обнаружении утечки фреона на мнемониче-
ской схеме подаются световой и звуковой сигналы.
Для предотвращения утечек хладагента во фреоновых уста-
новках применяют тонколистовой (0,3—0,5 мм) паронит, состоя-
щий из асбеста, каучука и наполнителей. Перед установкой
прокладки из паронита ее вымачивают в глицерине, с которым
фреон не реагирует. Ниппели и манометровые вентили крепят
на аппаратах с помощью конических резьб, уплотняемых спе-
циальной быстротвердеющей пастой. Фреоны растворяют обыч-
ную резину. Поэтому кольца сальников компрессоров и предо-
хранительных клапанов, а иногда и прокладки изготовляют из
специальной фреономаслостойкой резины — севанита.
Утечка фреона наблюдается через сальники вентилей. Поэто-
му на них предусмотрены специальные колпачки-заглушки,
которые необходимо отвинчивать только на время открытия или
закрытия вентиля. На фреоновых трубопроводах малых диамет-
ров устанавливают специальные бессальниковые мембранные
вентили.
Значительные и трудноустранимые утечки фреона могут про-
исходить через сальники компрессоров. Эта одна из причин того,
что абсолютное большинство фреоновых компрессоров малой
производительности выпускают в бессальниковом и герметичном
исполнении со встроенными электродвигателями, охлаждаемыми
всасываемым паром.
Лучшим способом предотвращения утечки фреона в малых
холодильных установках является применение герметичных холо-
дильных агрегатов и холодильных машин, поставляемых заво-
дами в виде законченных изделий.
19.8. Влага и воздух в системе фреоновых
холодильных установок
Влага, попавшая внутрь аппаратов, трубопроводов и. других
элементов фреоновой холодильной установки, ухудшает ее рабо-
тоспособность (табл. 32).
32. Растворимость воды во фреонах (в %) по массе при различной
температуре, °C
Хладагент — 18 0 + 25
R12 0,0008 0,0025 0,009
R13 — 0,0019 0,006
R22 0,03 0,06 0,13
R113 0 002 0,0036 0,011
R114 0,001 0,0026 0,009
R502 — 0,022 0,056
Из табл. 32 видно, что растворимость воды во фреонах нич-
тожная, причем она уменьшается при снижении температуры.
Намного большее количество воды растворяется в R22 и R502
по сравнению с другими хладагентами. Это нежелательное свой-
ство фреонов значительно усложняет устройство, монтаж и
эксплуатацию холодильных установок. Попадание даже незна-
чительного количества влаги в систему может привести к пре-
кращению циркуляции фреона вследствие замерзания влаги в
дроссельных органах. Примерзает игла терморегулирующих вен-
тилей. Для закупорки капиллярной трубки бытового холодиль-
ника достаточно намораживания в ней лишь 0,005 г льда.
R22 лучше растворяет влагу, чем R12, поэтому в установках,
работающих на R22, может циркулировать большее ее количе-
ство, не вызывая закупорки дроссельных органов.
При высоких температурах, имеющих место в компрессорах,
влага, попавшая в систему, вступает в реакцию с фреонами.
Образовавшиеся при этом минеральные и органические кислоты
разрушающе действуют на детали компрессора и особенно на
электрическую изоляцию встроенного электродвигателя. Мини-
мальное количество влаги, при котором R12 становится корро-
зионно-активным, составляет 0,05 %.
В присутствии влаги, даже растворенной во фреоне, проис-
ходит еще одно нежелательное явление, называемое омедне-
нием стальных деталей. Медь, вступая в химическое
соединение с фреоном, выпадает в виде слоя на полированных
поверхностях поршней, стенок цилиндров, подшипников, седел
всасывающего и нагнетательного клапанов и др. Чем выше тем-
пература поверхности и большее количество влаги в системе,
тем интенсивнее омеднение. Оно приводит к уменьшению зазо-
ров, неплотному прилеганию и пропуску клапанов, нарушающих
работу фреоновых компрессоров, особенно быстроходных.
Влага может проникать во фреоновое оборудование и трубо-
проводы как при монтаже и ремонте оборудования, так и при их
эксплуатации. Вместе с воздухом влага попадает в систему
низкотемпературных установок, работающих под вакуумом.
Значительное количество влаги содержится в электрической
изоляции обмоток статоров встроенных электродвигателей гер-
метичных компрессоров. Несмотря на тщательную высокотемпе-
ратурную (120 °C) осушку, влага все же выделяется из обмоток
в процессе эксплуатации, особенно в первые 2—3 года.
Влага может находиться в порах чугунных отливок деталей,
откуда удаление ее затруднено в связи с малой поверхностью
испарения. Значительное количество влаги попадает в систему во
время эксплуатации и ремонта, если вскрываются охлажденные
аппараты и трубопроводы.
Для удаления влаги и воздуха перед заправкой фреоном и
маслом крупные установки с открытыми компрессорами вакууми-
руют до остаточного давления 5,33 кПа, а малые герметичные
установки — до 13 Па. Согласно ГОСТ 17240—71 герметичные
компрессоры должны сушиться в печи с продувкой сухим воз-
духом. Точка росы сухого воздуха у входа в компрессор должна
быть не выше —55 °C, а у выхода — не выше —50 °C при вы-
держке воздуха в компрессоре в течение 5 мин. Статоры встроен-
ных электродвигателей подвергают длительной вакуум-термиче-
ской осушке с электронагревом обмоток током пониженного
напряжения.
Фреон и смазочное масло, заправляемое в систему, должны
быть тщательно осушены. Согласно ГОСТ 22502—77 для торго-
вых холодильных установок влагосодержание R12 в смеси с
маслом не должно превышать 0,0015 % по массе, а в смеси с
R22—0,006%. Влагосодержание фреонов общепромышленного
применения должно быть не более 0,002—0,0025 %. Применяемое
совместно с R12 масло ХФ12-18 должно содержать не более
0,01 г влаги на 1 кг хладагента. Максимально допустимые
влагосодержания масел, применяемых совместно с Р22, состав-
ляют 0,015 и 0,04 г/кг.
Осушенные фреоновые масла обладают высокой гигроскопич-
ностью, причем влагопоглощающая способность масел тем
больше, чем выше температура и относительная влажность
окружающего воздуха. Поэтому бидон с маслом можно откры-
вать только в том случае, если его температура выше темпе-
ратуры окружающего воздуха.
Поставляемые для монтажа фреоновых холодильных устано-
вок трубы должны быть тщательно осушены, очищены и закрыты
по концам предохранительными заглушками. Тонкие медные
трубопроводы должны иметь сплющенные концы. Не следует
добавлять в систему обезвоженный метиловый спирт, образую-
щий с влагой раствор с низкой температурой затвердевания.
Метиловый спирт вступает в реакцию с хладагентом и маслом,
образует смеси, которые даже в сухих системах разрушающе
действуют на изоляцию статора электродвигателя, а также на
алюминиевые листопрокатные испарители и конденсаторы.
Для осушения фреонов лучше всего применять осушители.
В установках средней и большой производительности осушители
монтируют на обводной линии и включают в работу при первич-
ной зарядке машины фреоном, после каждой дозарядки, а также
при появлении признаков наличия влаги в системе. В таких
установках производят периодическую разборку осушителя с
заменой адсорбента и его регенерацией: поглотителем влаги в
них служит силикагель — коллоидная кремниевая кислота
(SiOa) с размерами гранул от 3 до 7 мм.
Однако силикагель вытесняется новыми, в несколько раз бо-
лее сильными поглотителями влаги — цеолитами, представляю-
щими собой синтетические алюмосиликатные материалы с мелко-
пористой кристаллической структурой и очень развитой поверх-
ностью — до 1000 м2 на 1 г вещества. Отечественные цеолиты
Na А-2МШ и NaA-2KT имеют строго постоянный размер пор,
равный 4ХЮ—7 мм. Благодаря этому в поры проникают и удер-
живаются молекулы воды, а более крупные молекулы фреонов
и смазочных масел практически не поглощаются. Важным преи-
муществом цеолита является то, что одновременно с влагой он
поглощает кислоты из маслофреонового раствора. Цеолит
NaA-2MIII выпускают в виде сферических или овальных гранул
размером 1,5—3,0 мм. Регенерацию его осуществляют в электро-
печах при 400—450 °C до остаточной потери при .прокаливании
не более 5 %.
Влагосодержание маслофреоновой смеси контролируют цве-
товым индикатором, который устанавливают на жддкостном тру-
бопроводе после фильтра-осушителя. Принцип действия инди-
катора основан на изменении окраски гидратированных солей
в зависимости от концентрации влаги во фреоне. Отечественный
индикатор влажности ИВ-7 состоит из латунного корпуса со
смотровым стеклом, за которым расположен чувствительный
элемент — фильтровальная бумага, пропитанная 4 %-ным рас-
твором бромида кобальта. Цвет бумаги изменяется от зелено-
синего к розовому с увеличением количества влаги во фреоне
в зависимости от температуры. В аналогичном по конструкции
индикаторе влажности SGL фирмы «Данфосс» (Дания) цвет
датчика изменяется от зеленого к желтому.
Отрицательно влияет на работу фреоновых установок и воз-
дух, попадающий в них. Как и в аммиачных установках, он
скапливается в конденсаторе, создавая в нем давление выше дав-
ления конденсации хладагента. Однако главная опасность
состоит в том, что вместе с атмосферным воздухом в установку
проникает влага.
В связи с тем что во фреоновых холодильных установках
принимаются меры по обеспечению высокой герметичности, а
перед заполнением фреоном они глубоко вакуумируются, вероят-
ность попадения воздуха в них незначительна.
19.9. Масло в смстеме фреоновых холодильных установок
Надежную и безопасную работу фреоновых холодильных ус-
тановок в течение длительного времени можно обеспечить при
качественной смазке компрессоров. Поэтому применяемые масла
должны обладать хорошими смазочными свойствами, быть стой-
кими по отношению к фреонам и не разлагаться во всем темпера-
турном интервале работы установок,, в которых их используют.
При низких температурах, имеющих место в охлаждающих
приборах, вязкость масел должна оставаться на приемлемом
уровне для предотвращения значительного ухудшения тепло-
передачи испарителей и удаления из них масла.
Фреоновые масла, особенно применяемые в низкотемператур-
ных установках, должны иметь температуру помутнения (выпа-
дения парафинов) ниже, чем температура кипения хладагента в
испарителе. При этом следует иметь в виду, что парафины не
растворяются во фреонах, а температура помутнения масло-
фреонового раствора всегда выше, чем у чистого масла, и
существенно зависит от содержания масла во фреоне.
При высоких температурах, достигающих 120 °C в герметич-
ных компрессорах, масло не должно разлагаться. При этом оно
должно сохранять достаточную вязкость, чтобы создавать мас-
ляную пленку трения. Температура вспышки масла должна, зна-
чительно превышать рабочие температуры в компрессоре.
Свойства масел должны оставаться стабильными в течение
срока службы холодильной установки (табл. 33).
Минеральное масло ХФ 12-18 широко используют в установ-
ках различной производительности, работающих на R12, с тем-
пературами кипения хладагента до —30 °C. Низкая вязкость
ограничивает применение этого масла лишь для малонагружен-
ных компрессоров.
Для установок, работающих на R22, используют два типа
масел: минеральное ХФ 22-24 и синтетическое ХФ 22с-16. По-
следнее предпочтительнее, так как имеет более пологую зависи-
мость вязкости от температуры (рис. 167) и значително более вы-
сокую температуру вспышки, чем минеральное масло. Кроме
того, масло ХФ 22-24 недостаточно стабильно.
Низкотемпературное синтетическое масло ФМ 5,6-АП приме-
няют для нижних ветвей каскадных установок, работающих на
R13. Преимущество этого масла — малая вязкость при низких
температурах (см. рис. 161).
Повышение быстроходности современных компрессоров при-
при:
50 °C 28 18 25 16 13 34 42 42 35
100 °C -4.6 4,6 7 5.3 5 6,5 10,0 11,5 15
Температура,(°C:
застывания —38 —40 —55 --58 —НО —35 —48 —70 —128
вспышки 185 160 125 225 247 180 240 выше выше
210 210
Плотность при 20 °C, 879 874 883 994 970 926 845 1059 1020
кг/м3
вело к разработке новых синтетических масел, обладающих
достаточно большой вязкостью при высоких температурах, а
также повышенными значениями температуры вспышки и поверх-
ностного натяжения. Новые масла прошли испытания и рекомен-
дуются для современных компрессоров, особенно бессальниковых
и герметичных. Масло ХМ 35 рекомендуют применять вместо
ХФ 12-18 для установок, работающих при температурах, кипе-
ния до —30 °C, масло ХС 40 —
для замены масла ХФ 22-24
при температурах кипения до
—40 °C. Вместо масла
ХФ 22-16 рекомендуется ис-
пользовать масло ПФГОС 4,
а низкотемпературное масло
ПМТС 5 — вместо масла
ФМ-5.6-АП. Новые масла ха-
рактеризуются повышенной
стабильностью.
Свойства маслофреоновых
смесей весьма существенно ска-
зываются на конструкции ап-
паратов, разводке трубопрово-
дов, а также на условиях экс-
плуатации фреоновых устано-
вок.
По степени взаимной рас-
творимости с маслами, приме-
Рис. 167. Зависимость вязкости фреоно-
вых масел от температуры: .
/_ ХФ 12-18; 2 — ХФ 22-24; 3 —
ХФ 22с-16; 4 — ФМ 5.6АП
Рис. 168. Кривые расслоения смесей R13(a) и
R22(6) с маслами:
1 — R13 и масло ФМ-5,6 АП; 2 — RI3 и масло ПМТ
С-5; 3 — R22 и масло ХФ-22-24; 4 — R22 и масло
ХФ 12-18; 5 — R22 и масло ХМ-25; 6 — R22 и масло
ХС-40
няемыми в холодильной технике, хлад-
агенты разделяют на 3 группы.
К первой группе относятся хлад-
агенты с ограниченной, слабой раство-
римостью в маслах. Их смеси в равно-
весном состоянии разделены на два
слоя, один из которых является слоем,
богатым маслом, а другой — хлад-
агентом. К этой группе относятся ам-
миак, R13, R14.
Во вторую группу входят хладаген-
ты с неограниченной растворимостью
в маслах (например, R12), т. е. когда
жидкйя фаза однородна.
К третьей, промежуточной, группе
относятся хладагенты (R22, R114
и др.), обладающие неограниченной
растворимостью с маслами лишь в оп-
ределенном интервале температур, вы-
ше «критической» точки. R22 в смеси
с маслом ХФ 22-24 имеет зону неогра-
ниченной растворимости в интервале
температур от 60 °C до —12°С, т. е.
относится к третьей группе. Однако в
смеси .с маслом ХФ 22с-16 он неограниченно растворяется в ши-
роком диапазоне температур — от 90° до —60 °C, т. е. относится
ко второй группе.
С появлением новых сортов масел становится все труднее
отнести хладагент к той или иной группе. Поэтому целесообраз-
но разделять на три группы по взаимной растворимости различ-
ные маслофреоновые (и другие) смеси, а не чистые хладагенты.
Состояние маслофреоновых смесей первой и третьей групп при
различных температурах можно оценить с помощью диаграмм
температуры смеси (/-концентрация масла в смеси Нм), на кото-
рых нанесены кривые расслоения. Эти кривые отделяют области
однородных растворов жидких фреонов и масел от областей, где
смесь разделяется на две фазы (рис. 168). Смеси R13 с маслами
ФМ 5,6-АП и ПМТС 5, а также R22 с маслом ХС 40 относятся
к первой группе. Кривые расслоения для них состоят из двух
ветвей, между которыми находится область концентраций, соот-
ветствующая гетерогенным смесям. Область концентраций, рас-
положенная снаружи, соответствует гомогенным смесям.
Рассмотрим, например, состояние смеси R13 с маслом ФМ-
5,6АП при —70 °C (см. рис. 168, а). В данном случае масло-
фреоновые растворы с концентрациями масла менее 9 и более
50 % будут однородными. Однако любые смеси промежуточных
концентраций при —70 °C разделяются на две фазы: богатую
фреоном с концентрацией масла Н/ = 9 % и богатую маслом с
концентрацией = 50 %. R13 в 1,2 раза тяжелее масла ФМ
5,6 АП, поэтому фаза, богатая маслом, будет располагаться
выше границы раздела. Массовые доли фаз, богатых маслом и
фреоном, обратно пропорциональны отношению отрезков Хт и fX.
Из рис. 168 видно, что R13 образует с маслом ФМ 5,6-АП одно-
родные растворы с концентрациями до 9% во всем рабочем
диапазоне температур. Это облегчает возврат масла из испарите-
лей каскадных установок.
Смеси R22 с маслами ХФ 22-24, ХФ 12-18 и ХМ 35 относятся
к третьей группе. Ветви кривых расслоения таких смесей схо-
дятся вместе в рабочем диапазоне температур, образуя «критиче-
скую» точку (точка К на рис. 168, б). При температурах выше
критической жидкий фреон и масло неограниченно взаимно
растворимы, а при температурах ниже критической раствори-
мость их такая же, как у смесей первой группы. Например, при
10 °C смесь R 22 и масла ХФ 12-18 с концентрацией 10 % (точка
X на рис. 168, б) разделяется на два слоя. Верхний слой содер-
жит 49 % масла (точка т). Нижний слой богат фреоном, кон-
центрация масла в нем 6 % (точка f). С понижением темпера-
туры смеси концентрация масла в верхнем слое повышается и
масло застывает.
Добавление небольшого количест-
ва R12 (до 15%) позволяет снизить
«критическую» точку полученного трой-
ного раствора R22—R12, масло
ХФ 12-18 и улучшить взаимную рас-
творимость компонентов.
К маслофреоновым смесям второй
группы относятся растворы R12 с ми-
неральными маслами (например, с ХФ
12-18), R22 с маслом ХФ 22с-16 и др.
В равновесном состоянии пере-
охлажденные хладагенты, входящие в
смеси второй группы, неограниченно
Рис. 169. Диаграмма t — Р — для раствора R22
и масла ХФ 22с-16
растворяются с маслами. Однако концентрация насыщенного
фреономасляного раствора определяется не только его темпера-
турой, но и давлением пара Р над раствором. Чем ниже темпе-
ратура раствора и выше давление пара над ним, тем большее
количество фреона может раствориться в смеси. При этом масло-
фреоновая смесь абсорбирует пары фреона.
Влияние давления и температуры на концентрацию насыщен-
ных маслофреоновых растворов можно оценивать по t — Р —
— ^-диаграмме (рис. 169). С помощью этой диаграммы рас-
смотрим реальные процессы изменения состояния маслофреоно-
вой смеси, которые могут иметь место при пуске холодильной
установки.
1. Пусть в картере остановленного компрессора находится
маслофреоновый раствор при температуре 20 °C и давлении
7-105 кПа (точка А). Концентрация масла в растворе при этих
условиях = 33 %. После пуска компрессора давление в карте-
рен понижается до 4-105 кПа, а температура повышается до 60 °C
(точка В). Новым параметрам соответствует концентрация масла
—88%. Таким образом, из раствора интенсивно возгоняется
значительное количество фреона. При этом маслофреоновая
смесь в картере вспенивается, что может привести к гидравличе-
скому удару.
2. Пусть в кожухотрубном испарителе рассматриваемой хо
лодильной установкой параметры маслофреоновой смеси перед
пуском также характеризуются точкой А. Это вероятно, если
открыты вентили на всасывающей линии и всасывающий вен-
тиль компрессора. После включения холодильной установки
давление в испарителе быстро понижается до 4-10® кПа, а темпе-
ратура его в начальный период продолжает еще оставаться
достаточно высокой, успевая понизиться до 14 °C (точка С).
Новым параметром маслофреоновой смеси в испарителе соответ-
ствует концентрации масла 55 %. Выпаривание фреона из раст-
вора может привести к большому взбуханию раствора и выбро-
су его в компрессор. Растворение фреона в масле всегда умень-
шает вязкость получаемой смеси. Если учесть, что при низких
температурах вязкость чистых масел весьма высока (см.
рис. 163), то создаются благоприятные условия для предотвра-
щения застывания масла в испарителе и низкотемпературных
трубопроводах.
Необходимым условием длительной безаварийной работы
фреоновой холодильной установки является поддержание посто-
янного уровня масла в картере компрессора.
Холодильные установки, использующие в качестве рабочих
тел маслофреоновые смеси второй группы, обычно не имеют
маслоотделителей, поэтому уносимое масло возвращается в ком-
прессор из испарителей. Установки, работающие на смесях
первой и третьей групп, в большинстве случаев снабжены
маслоотделителями с возвратом масла в картер. Однако и в этом
случае часть масла попадает в испарители, из которых оно
должно быть возвращено в компрессор со всасываемым паром.
Большинство фреоновых компрессоров имеет конструктивные
элементы, обеспечивающие отделение и возврат в картер масла,
поступившего со всасываемым паром. Компрессоры, не имеющие
таких устройств, снабжают маслоотделителями на всасывающей
линии, откуда масло подают в картер.
Для того чтобы в работающей установке уровень масла в
картере компрессора поддерживался постоянным, необходимо
выполнять два условия:
количество уносимого из компрессора масла в каждый мо-
мент времени должно быть равным количеству масла, возвра-
щенного в компрессор. Несоблюдение этого условия приведет к
опустошению картера либо к переполнению его маслом;
маслофреоновая смесь, возвращаемая в компрессор из ох-
лаждающей системы и маслоотводителя, должна иметь высокую
концентрацию масла, равную или близкую к таковой в картере.
Повышенная концентрация фреона в возвращаемой смеси
приводит к вспениванию ее в компрессоре. Это способствует
увеличению уноса масла, ухудшению объемных и энергетиче-
ских характеристик холодильного компрессора и возникновению
таких аварийных ситуаций, как нарушение нормальной работы
маслонасоса, «масляный» гидравлический удар.
Для предотвращения вспенивания масла в компрессоре пред-
варительно доиспаряют фреон из возвращаемой смеси. Этот
процесс чаще всего осуществляют в специальном теплообменике
за счет теплоты переохлаждения жидкого фреона перед дроссе-
лированием либо за счет подвода внешней теплоты, например
через стенки всасывающего трубопровода. Последний способ
энергетически невыгоден.
Концентрация маслофреоновых смесей, циркулирующих в хо-
лодильных установках, меняется в широких пределах в зависи-
мости от холодопроизводительности установки, их назначения
и других факторов. Во фреоновых установках, имеющих масло-
отделители, циркулирует почти чистый хладагент, концентрация
масла в нем обычно не превышает 1—3 %. В установках средней
холодопроизводительностью без маслоотделителей содержание
масла в циркулирующей смеси составляет около 10 %. В малых
холодильных установках концентрация масла выше 15—30 %.
Наличие растворенного фреона уменьшает вязкость масло-
фреоновой смеси по сравнению с чистым маслом. Поэтому
при высоких температурах, имеющих место в быстроходных
компрессорах, приходится применять новые масла повышенной
вязкости. Это улучшает эксплуатацию компрессоров. Но одновре-
менно усложняет возврат масла и ухудшает теплопередачу в
аппаратах.
Вязкость чистых жидких фреонов невелика. Однако даже
незначительное количество растворенного масла существенно
увеличивает их вязкость. Так, динамическая вязкость раствора,
содержащего 5 % масла, почти в 1,5 раза выше вязкости чистого
фреона. Это нужно учитывать при расчете холодильного обо-
рудования.
Присутствие масла приводит к возрастанию потерь от трения
при движении хладагента. В системах, работающих на смеси
R12 с маслом (в количестве 6—12%), коэффициент трения
возрастает приблизительно вдвое по сравнению с чистым хлад-
агентом.
Масло, растворенное во фреоне, влияет на теплопередачу при
кипении различно (в зависимости от концентрации маслофреоно-
вой смеси). По опытным данным, полученным при кипении рас-
творов R12 и R22 с маслами на гладкотрубном пучке, повышение
концентрации масла от 0 до 1 % практически не влияет на коэф-
фициент теплоотдачи, а повышение концентрации масла в раст-
воре от 1 до 6 % приводит к увеличению коэффициента
теплоотдачи на 20—30 % при температурах кипения —10 4-
4---40 °C и практически не влияет на теплоотдачу при темпера-
туре кипения 0 °C. При концентрации масла .10 % коэффициент
теплоотдачи уменьшается на 40—60 %, при концентрации масла
20 % — более чем в 2 раза.
При кипении маслофреоновых смесей в трубах коэффициент
теплоотдачи становится максимальным при содержании в R12
и R22 масла в количестве 3 % по массе. При этой концентрации
масла коэффициент теплопередачи увеличивается по сравнению
с коэффициентом теплоотдачи чистого фреона соответственно
на 10, 40 и 50 % при температурах соответственно —30, —15 и
—4 °C. При повышении концентрации масла до 8—10 % коэф-
фициенты теплоотдачи маслофреоновой смеси и чистых фреонов
становятся равными. При дальнейшем росте концентрации масла
теплоотдача ухудшается.
Глубокое переохлаждение маслофреоновой смеси перед дрос-
селированием до температуры, близкой к температуре кипения
хладагента в испарителе, значительно улучшает распределение
хладагента.
Чем больше концентрация масла в смеси, тем выше темпера-
тура кипения раствора (по сравнению с чистым хладагентом).
Это явление, называемое кажущимся перегревом,
отрицательно сказывается на теплосъеме фреоновых охлаждаю-
щих приборов, так как фактически разность между средними
температурами потребителя холода 4 и кипения маслофреоно-
вого раствора to оказывается меньше теоретической разности
температур tK и кипения чистого фреона to.
Уменьшение действительной тепловой нагрузки Qa приборов
охлаждения по сравнению с теоретической QT можно оценить с
помощью температурного коэффициента г]т:
Qa = Qt Лт'; Лт = (<к — tl)/(tK — t0) .
Если не учитывать отрицательного влияния кажущегося пере-
грева и гидростатического столба жидкости на теплопередачу,
то действительный теплосъем испарителей Qa может оказаться
в 2 и более раза меньше теоретического. Разность температур
кипения (to — t6) можно значительно уменьшить, если снизить
начальную концентрацию масла в маслофреоновой смеси, посту-
пающей в охлаждающий прибор. Это достигается применением
маслоотделителя, а также соблюдением эксплуатационного ре-
жима холодильной установки, предотвращающего повышенный
унос масла из компрессора.
Разность температур (t0 — to) можно также уменьшить, если
доиспарение фреона из смеси, поступающей в компрессор, про-
изводить в теплообменике. Для этого термобаллон терморегу-
лирующего вентиля (ТРВ) устанавливают после теплообменника.
Повышенная сухость пара, выходящего из испарителя, не
только не нарушает нормальный возврат масла в компрессор, но
и приводит к повышению концентрации масла в самом испари-
теле, ухудшающем его теплопередачу.
19.10. Особенности эксплуатации малых
холодильных установок
Для обеспечения нормального режима хранения продуктов
в малом холодильном оборудовании (шкафах, прилавках, витри-
нах, сборных и стационарных камерах) необходимо соблюдать
следующие требования: загружать продукты только после дости-
жения заданной температуры в шкафу, прилавке, витрине, каме-
ре; скоропортящиеся продукты, поступающие из холодильных
камер, загружать в охлажденном состоянии; горячие блюда
(компоты, молоко, закуски) устанавливать в шкафах, прилавках,
витринах после предварительного их охлаждения до темпера-
туры окружающего воздуха; не превышать допустимую макси-
мальную норму загрузки; не покрывать бумагой, марлей, фане-
рой полки шкафов, прилавков и камер, что препятствует свобод-
ному движению воздуха и нормальному охлаждению продуктов;
укладывать и подвешивать продукты на некотором расстоянии
друг от друга и на расстоянии от стенок 6—10 см; не хранить
одновременно разнородные продукты, одни из которых обладают
резким запахом (например, сельди и сливочное масло, мясо и
сыр, рыбу и мясо); открывать двери шкафов, прилавков, камер
следует возможно реже и на короткий срок, а затем плотно
закрывать их.
Для проверки температуры в шкафу, прилавке, витрине,
сборной и стационарной камерах устанавливают термометры.
Слой снеговой шубы на испарителях не должен превышать
4—5 мм. Между ребрами испарителя всегда должно быть сво-
бодное от инея пространство. При толщине инея 4—5 мм оттаи-
вают иней с приборов охлаждения. Образующуюся при таянии
инея воду отводят в бачок. Недопустимо удалять снеговую шубу
с испарителей ножами, скребками и другими предметами — это
приводит к повреждению испарителей, утечке фреона из системы
холодильной машины и выходу ее из строя. Если в торговом
холодильном оборудовании нет продуктов, то холодильные ма-
шины выключают. Перед закрытием торгового предприятия про-
веряют, выключены ли незагруженные прилавки, витрины,
шкафы.
Неисправности внезапного характера в холодильной системе
и электрооборудовании малых холодильных установок, которые
возникают между плановыми профилактическими осмотрами и
текущими ремонтами и не поддаются прогнозированию, возмож-
ные причины возникновения неисправностей и способы устра-
нения отказов и дефектов указаны в специальной литературе.
Контрольные вопросы и задания
1. Какие параметры определяют условия оптимального режима работы
аммиачной холодильной установки?
2. Каковы причины пониженного давления кипения хладагента в испарителе
и повышенного давления в конденсаторе?
3. Назовите признаки влажного хода компрессора, влияние влажного хода
на износ.
4. Какие причины гидравлических ударов в компрессоре и способы их
предотвращения?
5. По каким признакам работы установки можно определить, что в системе
недостаточно хладагента, имеется воздух, влага?
6. Как определяют утечки хладагента во фреоновых холодильных установ-
ках?
20. ОСНОВЫ ТЕХНИЧЕСКОГО ОБСЛУЖИВАНИЯ
И РЕМОНТА ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
20.1. Понятие об износе
При эксплуатации холодильной машины все ее элементы под-
вергаются различным видам физических износов и повреждений,
вследствие чего компрессоры холодильных машин частично или
полностью теряют свои первоначальные качества. В результате
износа и повреждений утрачиваются нормальное техническое
состояние устройств и эксплуатационные качества, их ставят на
ремонт.
Под ремонтом понимают совокупность технико-экономических
организационных мероприятий, осуществляемых для восстанов-
ления исправности или работоспособности технического меха-
низма.
Наблюдаемые в практике износы и повреждения отдельных
конструкций, узлов и деталей как по причине их возникновения,
так и по характеру нарастания многообразны и зависят от
условий эксплуатации, качества изготовления и ремонта, а также
уровня технической эксплуатации.
Частичные потери качества технического механизма связаны
с износом, который изменяет размеры и формы деталей, ослаб-
ляе*г посадки, нарушает геометрические условия сборки, увеличи-
вает зазоры в подвижных соединениях. Если износ и связанные
с ним изменения состояния, форм и размеров деталей достигают
предельных значений, частичная потеря качества может перейти
в полную потерю и привести к аварийному состоянию.
Механизмы изнашиваются независимо от того, находились
они в эксплуатации или нет. При этом скорости изнашивания
могут быть разные. Различают физический и моральный износ.
Физический износ — это частичная или полная потеря
рабочих качеств деталей механизмов и конструкций вследствие
изменения первоначальных размеров, геометрических форм, ме-
ханических, физических, химических, технологических и других
свойств и качеств, приданных им при их изготовлении или
ремонте.
Моральный износ — это техническое устаревание ме-
ханизма по сравнению с лучшими современными образцами.
Его выражают в двух формах: в удешевлении стоимости изго-
товления объекта в связи с ростом производительности труда
(моральный износ первой формы) и в технической устаревание
в связи с созданием нового, более современного и производи-
тельного механизма того же назначения (моральный износ вто-
рой формы).
20.1.1. Виды износа деталей
Постепенное увеличение износа и повреждений компрессоров
и механизмов приводит к снижению их технико-эксплуатацион-
ных характеристик и необходимой надежности.
Износы и повреждения машин и механизмов являются ре-
зультатом их естественного изнашивания и разрушения.
Изнашивание — это поверхностные процессы постелен-
кого изменения размера, формы, прочности детали, чистоты ее
поверхности и т. д.
Под разрушением понимают процессы, связанные с измене-
нием структуры материала детали, ее объема, напряжения в
материале и т. д.
К естественным формам изнашивания и разрушения относят
изнашивание трением и эрозией, коррозионное и усталостное
разрушение, ползучесть материалов.
Изнашивание трением. Изнашивание трением характеризует-
ся периодами: приработкой, установившимся и интенсивным из-
нашиваниями.
В период работы (пуска агрегатов) происходит интенсивный
износ пар трения, при котором сопрягаемые детали некоторое
время работают в условиях полужидкостного и граничного
трения. Износ уменьшается при наступлении жидкостного тре-
ния и полного уноса смазкой частиц износа. Условия трения в
период установившегося изнашивания постоянны.
При установившемся режиме основной характеристикой яв-
ляется темп или скорость изнашивания. С уменьшением темпа
изнашивания увеличивается срок службы детали.
Изнашивание трением бывает механическое, молекулярно-
механическое и коррозионно-механическое.
Механическое изнашивание при упругих и пластических де-
формациях приводит к разрушению поверхностных слоев без
изменений свойств материала. Разновидностями механического
изнашивания являются абразивное изнашивание, пластическое
деформирование, изнашивание при кавитации и хрупкое разру-
шение поверхности.
Абразивное изнашивание . представляет собой пластическую
деформацию поверхностей деталей при трении скольжения, вы-
зываемом мельчайшими частицами загрязнений, песка, окалины.
Пластическое деформирование возникает под действием
внешних нагрузок и высоких температур, вызывая перемещение
более мягкого материала в направлении движения и отрыв его.
Этот вид изнашивания наблюдается в подшипниках скольже-
ния, заливаемых баббитами, и в зубчатых передачах.
Изнашивание при кавитации — это разрушение рабочих
частей центробежных насосов, возникающее в результате мест-
ных гидравлических ударов рабочей жидкости и т. д.
Хрупкое разрушение поверхности материала — это резуль-
тат- появления наклепа и усталости в нем, вызванные многократ-
но повторяющимися деформациями.
Молекулярно-механическое изнашивание происходит при
сближении поверхностей трения до молекулярного взаимодейст-
вия материалов при низких и нормальных температурах рабо-
тающих пар. Соответствующие условия создаются при пуске
машины, в момент отсутствия масляного слоя, разделяющего
детали, при перегрузках, при недостаточной смазке, при малых
монтажных зазорах работающих пар- трения.
Коррозионно-механическое изнашивание вызывается одновре-
менным механическим и коррозионным воздействием на поверх-
ность детали.
Эрозионное изнашивание. Эрозия — это механическое удар-
ное воздействие на поверхностный слой детали частицами газо-
образной, жидкой или твердой среды, движущейся с большой
скоростью. Для уменьшения эрозионного изнашивания приме-
няют высокопрочные вязкие материалы, металлические и неме-
таллические покрытия.
Коррозионное разрушение. Коррозионное разрушение возни-
кает в результате физико-химического взаимодействия металла
с окружающей средой. Этот вид износа может быть вызван хими-
ческой или электрохимической коррозией.
При химической коррозии на поверхности детали образуются
тончайшие пленки оксидов. Вследствие воздействия воздуха,
газов и жидких веществ образуется окисная пленка преимуще-
ственно из оксида железа:
2Fe + ЗН2О Fe2O3 + ЗН2.
Образующаяся окисная пленка значительно тверже, хрупкая и
плохо связывается с металлом. В узлах трения отделившиеся
частицы окисной пленки вызывают абразивное изнашивание.
Электрохимическая коррозия проходит в электролитической
токопроводящей среде (вода, рассол) при контакте с металлом,
на поверхости которого возникают микроскопические гальваниче-
ские пары. Металл растворяется, и ионы его соединяются с
ионами гидроксида, образуя продукты коррозии.
В открытых рассольных системах в связи с большим количе-
ством растворенного в рассоле воздуха скорость протекания
коррозии выше, чем в закрытых системах.
Усталостное разрушение. Усталостью металла на-
зывают процесс постепенного накопления повреждения под мно-
гократным действием знакопеременных или меняющихся по вели-
чине однозначных нагрузок. Под их действием уменьшается дол-
говечность материала, образуются микротрещины, в результате
чего материал разрушается.
В компрессорах усталостному разрушению подвержены пла-
стины всасывающих и нагнетательных клапанов, пружины, ша-
тунные болты. Усталостное разрушение обнаруживают при ви-
зуальном осмотре детали магнитными и капиллярными методами
дефектоскопии.
Ползучесть материалов. Ползучестью называется про-
цесс медленной непрерывной пластической деформации твердого
тела под действием постоянной нагрузки или механического
напряжения. Ползучесть наблюдается при растяжении, сжатии,
кручении как при повышенных, так и при очень низких темпера-
турах. Например, явление ползучести возникает в болтах флан-
цевых соединений трубопроводов, работающих в условиях высо-
ких температур. С течением времени вследствие ползучести в
болтах напряжение снижается, плотность фланцевого соединения
уменьшается.
20.1.2. Основные критерии для установления
предельно допустимых износов деталей
и сопряжений
Предельным состоянием объекта называется
такое состояние, при котором его дальнейшая эксплуатация
должна быть прекращена из-за неустранимого нарушения тре-
бований безопасности или неустранимого снижения эффектив-
ности эксплуатации ниже допустимой.
Срок службы узлов и деталей до их предельного состояния
зависит от скорости изнашивания, на основании которого уста-
навливают моторесурс механизма, плановые сроки его ремонта
и ремонтные размеры деталей.
Скорость изнашивания определяют величиной из-
носа детали в единицу времени:
W = п/т,
где W — скорость изнашивания, мкм/ч (на практике скорость изнашивания
выражают в микронах за 1000 ч работы); п — износ детали, мкм; т — продол-
жительность работы детали, ч.
Величина, обратная скорости изнашивания, называется и з-
носостойкостью детали. Она показывает, сколько
часов работы детали потребуется до образования износа, равного
1 мкм:
р = 1/п,
где р — износостойкость детали, ч/мкм.
Предельное состояние сопряженных деталей устанавливают
опытным путем в процессе стендовых испытаний механизмов,
а скорость изнашивания -- на основании систематизированных
замеров износа деталей механизмов, находящихся в эксплуата-
ции. Зная предельное состояние сопряженных пар, можно уста-
новить их межремонтный период службы
Гм == //макс //нач/W,
где Т„ — межремонтный срок службы; Я„а11с — предельно допустимый зазор;
Янач — начальный зазор приработанного соединения.
Анализ работы компрессоров показывает, что детали и узлы
одного и того же компрессора имеют различный износ как по
величине, так и по характеру самого износа. Необходимость
ремонта или замены не возникает одновременно для всех дета-
лей механизма, а только для деталей быстроизнашивающихся.
Межремонтный период механизма в целом зависит от сроков
службы деталей, имеющих ведущий износ.
Наиболее важными узлами, влияющими на эксплуатацион-
ные показатели работы компрессора, являются цилиндро-порш-
невая группа и узел коленчатого вала. Износ гильз цилиндров,
поршневых колец компрессора сначала вызывает уменьшение его
холодопроизводительности из-за порывов паров в картер и уноса
масла, а затем наблюдается увеличение скорости изнашиваемых
этих деталей. В узле коленчатого вала сначала увеличиваются
зазоры, овальность, раскеп и иесоосность, а в дальнейшем нару-
шаются условия трения, вызывающие повышенный расход элек-
троэнергии, потребляемой электродвигателем компрессора.
По времени достижения предельных износов детали компрес-
сора могут быть разбиты на три группы. К первой группе отно-
сят такие быстроизнашивающиеся детали, как поршневые коль-
ца, всасывающие и нагнетательные клапаны и др.; ко второй
группе — гильзы, поршни, пальцы, втулки верхних головок ша-
тунов и др.; в третьй группе — детали узла коленчатого вала,
износы которых вызывают нарушение координации базовых
поверхностей (гнезда под коренные подшипники).
Продолжительность работы компрессора до появления пре-
дельных износов у деталей первой группы характеризует период
между текущими ремонтами; у деталей второй группы и очеред-
ного образования предельных износов у деталей первой группы
определяет период между малыми капитальными ремонтами; у
деталей третьей группы совместно с появлением предельных
износов у первой и второй групп деталей и узлов характеризует
период эксплуатации компрессора до большого капитального
ремонта. Однако ко времени образования предельных износов
у одних деталей (детали ведущего износа) некоторые из кинема-
тически связанных с ними деталей еще не достигают своего
предельного состояния, но и до следующей категории ремонта
они не доработают. Исходя из этого, при ремонте вместе с де-
талями ведущего износа заменяют детали второстепенного изно-
са. Таким образом, длительность работы компрессора до выпол-
нения текущего, малого или большого капитального ремонта
определяется временем образования предельного износа и зазо-
ров деталей и узлов ведущего износа.
20.2. Эксплуатационные показатели
качества компрессоров
Под надежностью машин понимают свойство объек-
та выполнять заданные функции, сохраняя во времени установ-
ленные эксплуатационные показатели в заданных пределах, соот-
ветствующих режимам и условиям использования, технического
обслуживания/ремонтов, хранения и транспортирования. Надеж-
ность является комплексным показателем и включает безотказ-
ность, долговечность, ремонтопригодность и сохраняемость как
для объекта, так и для его частей.
Безотказностью называют свойство объекта непре-
рывно сохранять работоспособность в течение некоторого време-
ни или некоторой наработки.
Долговечностью называют свойство объекта сохра-
нять работоспособность до наступления предельного состояния
при установленной системе технического обслуживания и ремон-
тов.
Ремонтопригодность представляет собой свойство
объекта, заключающееся в приспособленности к предупреждению
и обнаружению причин возникновения отказов, повреждений,
и к устранению их последствий путем проведения ремонтов и
технического обслуживания.
Сохраняемость — это Свойство объекта непрерывно
сохранять исправное и работоспособное состояние при хранении
и транспортировании.
Для количественной характеристики надежности используют
критерий надежности — показатели, имеющие количе-
ственное выражение. Количественное значение критерия надеж-
ности для конкретной машины называют характеристи-
кой надежности.
Согласно теории надежности к таким характеристикам отно-
сят вероятность безотказной работы, частоту и интенсивность
отказов, среднее время безотказной работы.
Вероятность безотказной работы машины
представляет собой функцию рассматриваемого периода времени
Р(т). Статистическую оценку вероятности безотказной работы
выражают эмпирической функцией надежности
Рл(т) =
где п(т) — число исправных изделий к моменту т; N — число исправных изделий
в начале работы. 1
Частота отказов равна отношению числа отказавших
изделий в единицу времени к первоначальному числу работаю-
щих изделий. Функцию f(i'), изображающую частоту отказов,
можно определить по формуле
)(т) = Ди/( ДтЛ/),
где An — число отказавших изделий за интервал времени Дт после момента т;
М — первоначальное число работающих изделий.
Частота отказов, как характеристика надежности, определяет
надежность элементов в каждый данный момент времени; тем
самым отражается ход изменения надежности во времени.
Интенсивность отказов — это отношение числа от-
казавших элементов изделий к среднему числу элементов и(т),
исправно работающих в данный отрезок времени Д(т):
Х(т) — Ди/[ Дти(т)].
Среднее время безотказной работы — это
наиболее вероятное значение времени работы объекта без отказа:
оо
Тер — J Р(т)б/т.
о
Среднее время безотказной работы тср представляется пло-
щадью в системе координат т — Р(т), ограниченной осями и кри-
вой Р(т).
Надежность и долговечность холодильных компрессоров во
многом зависит от основных характеристик (холодопроизводи-
тельности, давления конденсации, температуры нагнетания, кон-
структивного исполнения, сжимаемой среды, способа установки).
Больше всего аварий происходит вследствие усталостных раз-
рушений. Для увеличения долговечности упрочняют детали, ра-
ботающие при переменных нагрузках. Одним из способов упроч-
нения является обкатка роликами валов и других деталей вра-
щения, которая повышает предел выносливости гладких участков
на 20—40 %, галтелей — на 60—100 %.
На надежность и долговечность деталей влияют механические
свойства материалов, точность изготовления, чистота поверхнос-
ти, применение специальных покрытий, улучшение структуры ме-
талла путем применения более рациональной термообработки,
конструктивные варианты, точность монтажа и условия эксплуа-
тации. Систематические анализы дают много нового для науки о
надежности и долговечности.
20.3. Неисправности механизмов, сопряжений и деталей
Аварии и неполадки холодильного оборудования ’ (длительные
и неплановые остановки, нарушение режима работы холодиль-
ной установки, угроза безопасности обслуживающего персонала)
приносят значительный ущерб производству. Неисправности в
работе происходят вследствие конструктивной недоработки от-
дельных деталей и узлов, ошибок, допущенных при их изготов-
лении, и несоблюдении требований инструкций и норм эксплуа-
тации. Например, дефекты при изготовлении всасывающих и
нагнетательных клапанов и поршневых колец, неправильный их
монтаж, несоблюдение правил эксплуатации, некачественный ре-
монт приводят к снижению холодопроизводительности компрес-
сора. Недостаточная смазка цилиндров и сальников ухудшает
уплотнение и также приводит к снижению холодопроизводитель-
ности машины.
Основными причинами разрушения шатунов являются чрез-
мерная и неравномерная затяжка шатунных болтов, ослабле-
ние гаек болтов во время работы, наличие люфтов в подшипни-
ках нижних головок шатуна, заедание поршня в цилиндре,
дефекты в изготовлении и монтаже деталей механизма движе-
ния, низкое качество материала деталей и усталость металла.
Разрушения шатунов и шатунных болтов могут привести к
повреждению коленчатого вала, картера и других деталей маши-
ны. Основными мероприятиями по предотвращению разрушения
шатунов и шатунных болтов являются комплексный контроль при
изготовлении, монтаже, эксплуатации и ремонте, а также свое-
временная замена шатунов и шатунных болтов, отработавших
предельные сроки службы.
Заклинивание поршня может привести к разрушению шатуна,
коленчатого вала, цилиндров картера. Оно возникает при недос-
таточной смазке, перекосах кривошипно-шатунного узла, силь-
ном нагреве поршня и поршневых колец, резком изменении
режима охлаждения цилиндра.
Разрушение поршневых колец возможно при низком качестве
материала, погрешностях изготовления и монтажа, несоблюде-
нии правил эксплуатации.
Интенсивность износа поршневых колец, поршня и зеркала
цилиндра зависит от правильности выбора пар трения, точности
изготовления и монтажа, удельного давления, условий смазки и
охлаждения и ряда других факторов.
' Причинами, нарушающими нормальный режим работы клапа-
нов компрессора, являются заедание клапанных пластин при
неправильной сборке и загрязнении, установка пружин с жест-
костью, не соответствующей расчетной, наличие нагара на дета-
лях клапана, износ седла и клапанных пластин и другие дефек-
ты. Причина недостаточной долговечности клапанов — тяжелые
условия работы, приводящие пластины к усталостному разру-
шению.
Нормальная работа сальников зависят от точности их изго-
товления и подгонки. Износ уплотняющих элементов ускоряется
при недостаточной смазке, несоблюдении монтажных зазоров и
условий эксплуатации.
Особое значение при работе компрессора имеет вибрация
Даже незначительное движение компрессора на фундаменте в
процессе эксплуатации может привести к тяжелой аварии с об-
рывом фундаментных болтов, разрушению подшипников, вала,
фундамента, а также вывода из строя электродвигателя. Для
предотвращения возможных перемещений во время работы кар-
тера компрессора на фундаменте необходимо соблюдать все тре
бования, предъявляемые при монтаже компрессоров.
Разрушение чугунных маховиков возможно при наличии в
отливках раковин, трещин, при дефектах монтажа (перекосы,
недостаточная точность балансировки), возникновении гидравли-
ческого удара или резкого заклинивания поршня в цилиндре,
при окружных скоростях более 30 м/с.
В случаях установки компрессора в помещениях с минусовой
температурой, а также при длительной работе влажным ходом
возможно размораживание водяной рубашки компрессора. Во
избежании этого прекращают подачу воды и отводят ее.
Во многих случаях надежность и долговечность холодиль-
ной установки зависит от безотказной работы предохранитель-
ных и обратных клапанов, задвижек, запорных и регулирующих
клапанов. Погнутость и заедание шпинделя, перекос, чрезмер-
ное зажатие и износ сальниковой набивки, излом и плохая
пригонка к седлу и ряд других дефектов арматуры нарушают
нормальную работу холодильной установки.
20.4. Виды ремонта
При ремонте оборудования по потребности, т. е. при оста-
новках, вызванных поломкой какой-либо детали машины, когда
ее ресурс долговечности полностью исчерпан, эксплуатационные
расходы за единицу времени работы машины вычисляют по фор-
муле
И, = 3Г— Зп/t,
где И-, — эксплуатационные расходы; Зл — затраты на замену детали, разборку,
сборку и наладку машины; 3„ — затраты, вызванные остановкой производствен-
ного процесса из-за поломки детали; т — математическое ожидание срока службы
детали, определяющей продолжительность работы машины.
Система планово-предупредительных ремонтов предусматри
вает остановку машины на ремонт через определенное число
часов эксплуатации. Средний срок службы детали будет состав
лять тр. При этом тр > т. В этом случае затраты, связанные с
заменой детали, одинаковы с затратами при ремонте оборудова-
ния по потребности. Затраты, обусловленные выходом из строя
оборудования из-за поломок деталей, могут иметь место лишь в
том случае, если отказ произойдет до истечения периода време
ни т, определенного структурой межремонтного цикла.
Между вероятностью отказа F(t) в период времени т и вероят-
ностью надежности Р(т) существует следующая зависимость:
F(t)=1-P(t).
При планово-предупредительном ремонте эксплуатационные
рсходы, отнесенные к единице времени работы машины:
И„ = Зд + [ 1 — Р(т)]Зп/тр,
где Яп — эксплуатационные расходы; т — средний срок службы детали.
Введение планово-предупредительного ремонта целесообразно
при Ип < Из, т. е. Ип/Из <. 1.
Числовое значение отношения Иц/И3 определяется значением
Зд/Зп. Простои машин во внеплановых ремонтах из-за поломок
и аварий приводят к остановкам производства и наносят ущерб,
в несколько раз превышающий стоимость изношенной детали.
При планово-предупредительном ремонте значительно умень-
шается прогрессирующий износ машин, что исключает вероят-
ность случайного вывода их из эксплуатации в результате по-
ломки деталей.
Система планово-предупредительного ремонта предусматри-
вает:
периодическое выполнение технических осмотров и проверок
частей холодильной установки в сроки, установленные Прави-
лами технической эксплуатации холодильных машин;
установление последовательности профилактических и ре-
монтных работ и интервалов времени между ними, в зависимости
от условий эксплуатации;
выполнение профилактических и ремонтных работ в установ-
ленные сроки в объемах, обеспечивающих нормальную техни-
ческую эксплуатацию холодильной установки до следующего
планового ремонта.
Система ППР имеет профилактическую направленность и яв-
ляется составной частью технической эксплуатации оборудо-
вания.
Техническая эксплуатация — это научно обоснованная систе-
ма организационно-технических мероприятий, направленных на
поддержание объекта в '‘техническом состоянии и обеспечиваю-
щих его надежную и безопасную работу и использование с
максимальной эффективностью при наименьших трудовых, мате-
риальных и финансовых затратах.
Для холодильных компрессоров и механизмов приняты теку-
щий, средний и капитальный ремонты. Последовательность и пе-
риодичность плановых осмотров и ремонтов называется струк-
турой межремонтного цикла.
Время работы оборудования между двумя очередными пла-
новыми ремонтами называют межремонтным перио-
дом.
Текущий ремонт предусматривает минимальный объем работ
и связан с заменой или восстановлением быстроизнашивающих-
ся деталей, а также проведением регулировочных работ. Теку-
щий ремонт проводится для устранения дефектов и обеспечения
нормальной технической эксплуатацией системы до следующего
очередного ремонта (обычно один раз в 1,5—2 года).
К категории текущего ремонта относят профилактический
ремонт. Профилактический ремонт (ПР) обеспечивает нормаль-
ную эксплуатацию холодильной установки до очередного плано-
вого ремонта. Он включает в себя технических уход, профилак-
тические осмотры и переборки механизмов, оборудования и сис-
тем, устранение дефектов и замену изношенных частей запасны-
ми. Профилактический ремонт проводят как с выводом, так и без
вывода холодильной системы из эксплуатации.
Средний ремонт объекта заключается в восстановлении его
эксплуатационных характеристик путем ремонта или замены из-
ношенных деталей с обязательной проверкой технического сос-
тояния остальных составных частей и устранением обнаружен-
ных неисправностей.
Капитальный ремонт объекта предусматривает полное восста-
новление его надежности путем разборки, дефектации, замены
или ремонта всех составных частей, включая базовые, сборки
и комплексной проверки, регулирования и испытания объекта.
Его выполняют один раз в 5—6 лет.
Средний и капитальный ремонты объекта можно выполнить
только с привлечением специализированных организаций.
20.5. Дефектация и методы дефектоскопии
Процесс обнаружения дефектов технического объекта назы-
вается дефектацией, а методы их обнаружения — де-
фектоскопией. В ремонтной практике применяют следую-
щие методы дефектоскопии:
визуальный, технических измерений, капиллярный, магнит-
ный, ультразвуковой, а также методы просвечивания и другие
специальные лабораторные методы, определяющие мелкие по-
верхностные трещины, раковины, шлаковые включения, метод
гидравлических и пневматических испытаний.
Большинство дефектов холодильной установки выявляют
визуально, методом технических измерений, а также гидравли-
ческими и воздушными испытаниями.
Визуальный метод. Дефектацию выполняют невооруженным
глазом, с помощью лупы с 6—10-кратным увеличением, микро-
скопа или других оптических приборов.
Метод технических измерений. Дефектацию компрессора про-
изводят обмером рабочих поверхностей деталей и замером зазо-
ров в сопряжениях в соответствии с техническими условиями
на ремонт, содержащими все необходимые данные о допускаемых
износах, предельных и браковочных размерах.
Результаты обмеров каждой основной детали узла компрес-
сора заносят в карты специального журнала. В каждом из
журналов предусмотрены две формы карт: одна предназначена
для заполнения нормами предельно допустимых величин износов
в эксплуатацию по категориям ремонтов (нормативная карта), —
вторая — для заполнения результатами обмеров деталей до и
после ремонта (карта обмеров). Комплект карт журнала рас-
считан на весь период эксплуатации компрессоров до капиталь-
ного ремонта. В картах располагают схему обмера деталей
(табл. 34—36).
34. Карты обмеров узлов компрессора
Г ильза цилиндровая Износ t Номиналь- ный размер, мм Предель- но допус- тимые размеры в экс- плуата- ции, мм Размеры и износы, допускаемые при выпуске компрессора из ремонта, мм
профи- лактиче- ского * теку- щего малого капиталь- ного
Первая Диаметр 2ОО+0-045 202,0 201,5 200,8 2ОО+0'045
ступень Оваль- 0,02 0,09 0,07 0,05 0,02
ность
35. Карта обмера гильзы (предельно допустимые размеры)
Гильза цилиндровая Диаметр цилиндра (в мм) при направлении обмеров
по оси по вращению
Горизонт обмеров s I—I
Первой ступени № 1 Г оризонт 200,05 обмеров II—II 200,03
Первой ступени № 1 200,12 Горизонт обмеров III—III 200,15
Первой ступени № Г 200,06 200,12
В таблицах указывают ступени компрессоров и номера
цилиндровых ’гильз. Температура в помещении при обмерах
должна быть 18 °C. Продолжительность работы гильз с начала
эксплуатации (после расточки) дана в табл. 37.
36. Карта обмеров (до ремонта) гильзы
Г ильза цилиндровая Наибольший изиос (мм)
по диаметру по овальности
Первой ступени № 1 200,15 0,06
№ 2 200,19 0,15
№ 3 200,19 ' 0,09
Второй ступени, № 1 200,32 0,23
37. Учет продолжительности работ
деталей компрессора
№ гильз Продолжител ьность рабо-
цилиндров ты гильз цилиндров (в ч)
первой второй
ступени ступени
1 12000 14200
2 15000
3 14900 —
Рассмотрим правила проведения обмеров основных деталей,
наиболее часто встречающихся в эксплуатации компрессоров.
Гильзы цилиндров (цилиндры) компрессоров в процессе
эксплуатации изнашиваются, увеличивается их внутренний диа-
метр, изменяется первоначальная цилиндрическая форма —
овальность, увеличивается диаметр в разных сечениях по дли-
не — конусность, на рабочих поверхностях появляются риски,
задиры, наработки в результате трения поршневых колец и
поршня о стенки. С приближением поршня к верхней «мертвой»
точке давление поршневых колец на стенки гильзы возрастает,
так как к давлению, вызванному упругостью колец, добавля-
ется возрастающее давление газов, находящихся между кольцом
и канавкой поршня. Кроме того, в связи с высокой температу-
рой конца сжатия уменьшается вязкость масла и, как следствие,
ухудшаются условия смазки, вызывая усиленный износ гильзы
цилиндра в верхней части, т. е. образуется конусность. Оваль-
ность гильз образуется в результате действия перпендикуляр-
ных усилий на стенки гильзы цилиндра в плоскости, перпенди-
кулярной оси коленчатого вала.
Гильзы цилиндров обмеряют по диаметру в двух взаимно
перпендикулярных плоскостях — в плоскости вращения вала и
в плоскости оси вала в трех горизонтах: I—I, II—II, III—III.
Горизонт I—I соответствует плоскости между первым и вторым
верхними компрессионными кольцами каждой ступени при поло-
жении поршня в верхней «мертвой» точке, горизонт II—II —
плоскости, проходящей по оси кольца при положении поршня
в нижней «мертвой» точке; горизонт III—III — плоскости, про-
ходящей через нижнее компрессионное кольцо при положении
поршня в нижней «мертвой» точке. Замеры выполняются штих-
масом.
Поршни цилиндров изнашиваются вследствие трения о стен-
ки цилиндров. Наружная цилиндрическая поверхность поршней
неравномерно изнашивается по длине и диаметру. Наибольший
износ поршней происходит в плоскости, перпендикулярной оси
коленчатого вала, канавок для поршневых колец — по высоте в
результате перемещения кольца в канавке при возвратно-посту-
пательном движении поршня. Вследствие износа отверстия в
бобышках поршня под поршневой палец приобретают овальную
форму.
Поршни обмеряют с запрессованными пальцами в двух вза-
имно перпендикулярных плоскостях — в плоскости вращения и
плоскости оси коленчатого вала в трех горизонтах.
Поршневые канавки по высоте обмеряют на расстоянии 1 /3 а
(глубины канавки) от наружной образующей поверхности пере-
мычки канавки. При этом каждую поршневую канавку обмеря-
ют в четырех местах: два обмера — в направлении оси поршне-
вого пальца, два — в перпендикулярном. Наибольший из четырех
замеров заносят в карту.
Отверстия в бобышках под поршневой палец обмеряют на
расстоянии, равном половине длины опорной поверхности бобыш-
ки поршня, а двух взаимно перпендикулярных плоскостях —
вертикальной и горизонтальной.
Зазор в паре «поршневая канавка — поршневое кольцо» за-
меряют в трех местах с помощью щупа при положении
поршневого кольца в отжатом состоянии к одной из опорных
поверхностей канавки.
Поршневые кольца изнашиваются по высоте в местах приле-
гания к опорным поверхностям канавок поршней и по наружной
цилиндрической поверхности. Износ колец вызывает увеличение
зазора в канавках и замках и уменьшение холодопроизводщ
тельности компрессора. После продолжительной работы с умень-
шением- толщины кольца по высоте и радиальной толщины
уменьшается его упругость. Зазор в замке определяют щупом
при установке кольца в цилиндровую гильзу в неизношенном
месте.
Поршневые пальцы обычно изнашиваются в местах сопряже-
ния с бобышками поршня и втулкой. верхней головки шатуна.
Износ участка пальца на участке бобышки приводит к образова-
нию овальности пальцев, а в месте головной втулки — к оваль-
ности и конусности.
Головную втулку обмеряют в рабочем Состоянии: когда
она находится в теле шатуна в двух взаимно перпендикулярных
плоскостях и в двух поясах на расстоянии 0,1/2 (длина втулки)
от кромки.
Коленчатый вал — одна из главных деталей компрессора.
Для большинства коленчатых валов характерен износ коренных
и шатунных шеек с изменением их размера и образованием
конусности, овальности и др.
Шатунные ц коренные шейки коленчатого вала обмеряют
в двух взаимно перпендикулярных плоскостях — вертикальной,,
проходящей через оси коренной и шатунной шеек, и горизон-
тальной. Коренные и шатунные шейки при расположении одного
шатуна на шейке обмеряют в трех поясах, два из которых
располагают на расстоянии 0,1/ (длина шейки) от галтеля. При
двух, трех и четырех шатунах на шейке обмеры проводят
соответственно в четырех, шести, восьми поясах. В этом случае
пояса обмеров располагают на расстоянии 0,4/ (длина шатунно-
го подшипника) от среднего пояса каждого подшипника.
Коренные шейки с подшипниками качения не обмеряют, если
не требуется демонтаж подшипников. Зазоры в коренных и ша-
тунных подшипниках определяют щупом, свинцовыми выжимка-
ми и аналитически (разность диаметров подшипника и шейки
вала).
Биение коренных шеек коленчатого вала, лежащего на всех
коренных подшипниках, определяют индикатором, расположен-
ным в вертикальной плоскости. Величину биения находят как
разность наибольшего и наименьшего отклонения стрелки инди-
катора за полный оборот вала. Замеры производят в двух сече-
ниях на расстоянии 0,4/ (длина коренного подшпника) в каждую
сторону от середины подшипника.
Расклеп коленчатого вала — разность расстояний
между щеками кривошипа, измеренная в двух прямо противопо-
ложных положениях последнего, характеризует изгиб оси колен-
чатого вала. Расклеп коленчатого вала замеряют до и после ре-
монта компрессора (полностью смонтированного на фундаменте)
по специальным лункам, накерненным на щеках кривошипа,
либо на расстоянии 0,5(/ (диаметр коренной шейки) от оси,
проходящей через коренные шейки.
Метод гидравлических и пневматических испытаний. Все эле-
менты холодильных установок, по которым циркулирует хлад-
агент, периодически подвергают гидравлическому и пневматичес-
кому испытанию как на заводе-изготовителе, так и на предприятии.
Кроме того, установки испытывают на герметичность с помощью
вакуума при остаточном давлении 5,32 кПа и парами хладагента.
Пробные давления для гидравлических и пневматических ис-
пытаний элементов холодильной установки, работающей на ам-
миаке и хладонах, указаны в правилах эксплуатации и техники
безопасности.
Пневматические испытания на плотность элементов холодиль-
ной установки, работающей на аммиаке и хладонах, проводят
сухим воздухом или инертным газом. Перед началом испытаний
всю систему очищают от загрязнений. Испытания проводят,
соблюдая меры предосторожности, обеспечивающие безопзсность
персонала, участвующего в испытаниях, при наличии докумен-
тов, подтверждающих проведение испытаний на прочность.
Добавление аммиака в систему при воздушном испытании кате-
горически запрещается.
Давление в системе создается воздушным компрессором.
В особых случаях используют холодильные компрессоры. При
этом не следует превышать максимально допустимые температу-
ры нагнетания воздуха.
При пневматическом испытании вся система в течение 18 ч
должна оставаться под давлением, изменение которого фиксиру-
ют каждый час. За первые 6 ч допускается снижение давления
на 2 % от первоначальной величины в результате охлаждения
сжатого воздуха. В течение остальных 12 ч давление не должно
изменяться.
При обнаружении неплотностей места пропусков отмечают ме-
лом, затем постепенно понижают давление в системе и устраняют
их.
После завершения пневматических испытаний на плотность
холодильную установку испытывают под вакуумом. Систему ам-
миачных холодильных установок выдерживают под вакуумом
18 ч, фиксируя давление каждый час (оно должно оставаться
постоянным).
Для осушения системы в хладоновых установках вакууми-
рование продолжается 4 ч с момента достижения требуемого
вакуума. Затем систему выдерживают под вакуумом 24 ч. При
этом остаточное давление не должно повышаться. В случае по-
вышения остаточного давления на 0,7 кПа систему вакуумируют
еще 6 ч и вновь выдерживают 24 ч.
Ж4. Ремонт поршневых компрессоров
20.6.1. Общие сведения о ремонте компрессоров
Чередование категорий ремонтов зависит от числа часов ра-
боты компрессора с начала эксплуатации. Профилактический
ремонт (осмотр) нового поршневого компрессора производят
через 700 ч работы, затем через 1200, последующие осмотры —
через 1500—2000 ч.
"В период профилактического осмотра компрессор вскрывают
и проводят визуальным методом дефектацию клапанов, деталей
группы движения, системы маслоснабжения, проверяют центров-
ку компрессора с электродвигателем.
Текущий ремонт компрессора проводят через интервалы вре-
мени работы, установленные структурой межремонтного цикла
(3000—8000 ч).
Малый капитальный ремонт проводят в соответствии с уста-
новленной структурой межремонтного цикла (12 000—16 000 ч).
Объем и характер ремонтных работ должны обеспечить после-
дующую надежную эксплуатацию компрессора до большого ка-
питального ремонта.
Большой капитальный ремонт (БКР) проводят после 24 000—
26 000 ч работы компрессора.
Категорию ремонта, определенную в зависимости от числа
часов, отработанных компрессором, уточняют по техническому
состоянию, выявляемому контрольными замерами дефектоскопии.
При определении показателей работы компрессоров прове-
ряют устойчивость работы на заданной нагрузке, расход масла
по. нормам для компрессора, наличие стуков и шумов, характе-
ризующих выработку деталей шатунно-поршневой группы и дру-
гих узлов компрессора, обеспечение необходимых температур
при номинальной тепловой нагрузке.
Компрессоры, имеющие общий повышенный износ или ава-
рийное состояние, ремонтируют независимо от выработанного
времени.
Если стоимость ремонта превышает стоимость нового ком-
прессора, то ремонт становится нецелесообразным и компрес-
сор подлежит списанию.
20.6.2. Подготовка компрессора к ремонту
Компрессор разбирают после освобождения его от хладаген-
та и масла. Для удаления аммиака закрывают всасывающий
вентиль и производят вакуумирование до предельно возможной
величины. После остановки компрессора закрывают нагнетатель-
ный вентиль. Остатки аммиака из нагнетательной полости
спускают в ведро с водой через резиновый шланг. Перед вскры-
тием компрессора картер и всасывающую полость соединяют
с атмосферой, масло из картера и сальника перепускают в бак
для отработавшего масла.
При разборке компрессора маркированные сопрягаемые де-
тали (корпуса клапанов, вкладыши подшипников, поршни, ша-
туны, шатунные болты) раскладывают на предварительно под-
готовленные стеллажи. Крепежные детали (болты, шпильки, вин-
ты и др.) собирают в ящики.
Компрессор разбирают в определенной последовательности,
например, компрессоры марок П в следующем порядке. Снимают
верхние крышки цилиндров, нагнетательные клапаны, боковые и
переднюю крышки картера. Проворачивая вручную маховик,
последовательно устанавливают шатуны в положение, удобное
для разборки, и снимают их нижние крышки. Поршень вместе
с шатуном вынимают из цилиндра с помощью рым-болтов,
ввертываемых в розетку всасывающего клапана. Затем выпрес-
совывают гильзы цилиндров, разбирают муфту, снимают махо-
вик. Снимают масляный насос, отсоединенный от маслопровода.
После разборки сальника и снятия противовесов вынимают ко-
ленчатый вал. Для осмотра каждой детали разбирают демонти-
рованные узлы компрессора. Разобранные детали очищают от
грязи, нагара, коррозии, краски и масла, промывают и просу-
шивают.
Детали очищают химическим способом с помощью различных
растворов. После обезжиривания их промывают горячей (75—
85 °C) водой, а очищенные от нагара — раствором, состоящим из
2 кг кальцинированной соды, 2 кг жидкого стекла, 1 кг хромпика
(расчет на 1 т). После удаления загрязнений детали промывают
холодной, затем горячей водой и 2 %-ным горячим раствором
соды. При значительном поражении детали коррозией продол-
жительность очистки увеличивается до 4 ч с последующей про-
мывкой 10 %-ным раствором соды. Детали, очищенные от наки-
пи, промывают 3 %-ным горячим раствором хромпика.
В условиях предприятия водяные рубашки цилиндров очи-
щают от осадков, заполняя полости охлаждения на 8—12 ч содо-
'вым раствором (1 часть соды на 3 части воды) или на 2 ч раст-
вором НС1 (30 °C) (1 часть ингибированной соляной кислоты на
5 частей воды). После удаления раствора полости промывают
водой.
Очищенные и промытые детали просушивают в струе теплого
воздуха и направляют на дефектацию.
Задиры и забоины, обнаруженные на шейках и галтелях
коленчатого вала, устраняют шлифованием или проточкой с
последующим шлифованием. Коренные и шатунные шейки прота-
чивают, если их овальность и конусообразность превышают
допустимые значения износа и биения шеек коленчатого вала
(табл. 38).
38 Допустимые значения нзиоса шеек коленчатого вала
Диаметр шейки вала, мм Допустимая овальность и конусообразность шейки, мм Биение шеек, мм
при изготовле- нии и ремонте вала, мм предельное допускаемое при эксплуата- ции
коренной шатунной
5—100 0,15 0,15 0,02 0,06
100—200 0,2 0,22 0,03 0,09
200—300 0,25 0,3 0,035 0,15
300—400 0,3 0,35 0,04 0,2
400—500 0,35 0,4 0,05 0,2
Трещины, обнаруженные при дефектации коленчатого вала,
устраняют сваркой, а прогиб вала — правкой механическим,
термическим или термомеханическим способом.
При осмотре коренных подшипников проверяют расхождение
шеек коленчатого вала.
Основной вид изнашивания подшипников скольжения —
изменение размеров и формы антифрикционной заливки. При
небольшом увеличении зазора между заливкой и валом возмож-
но уменьшение этого зазора при снятии прокладок между поло-
винками вкладышей.
Основным методом ремонта подшипников является перезалив-
ка антифрикционного сплава с последующей расточкой, шабре-
нием и пригонкой по шейке коленчатого вала. Баббит (табл. 39)
заливают вручную или центробежным способом. Качество залив-
ки должно быть такое, чтобы вкладыш при обстукивании молот-
ком издавал чистый звук.
39. Характеристика баббитов
Марка Температура, °C Твердость. НВ Назначение
начала плавления заливки
Б83-Б88 240 420—440 30 Для коренных н шатунных
подшипников тяжелых ком- прессоров и двигателей
Б16 310 440—500 30 Для коренных подшипников тихоходных компрессоров и двигателей (вместо Б83)
БН 240 450—480 29 Для коренных и шатунных подшипников компрессоров и двигателей средней и малой мощности
БС6 240 420—450 11 — 16 Для тонкостенных вклады- шей компрессоров и двига- телей средней мощности
БК2 320 450—500 16,7 Для заливки тонким слоем подшипников двигателей и компрессоров, работающих со средними и повышенными скоростями
Из-за некачественного ремонта, длительной эксплуатации
компрессоров, неудовлетворительного технического обслужива-
ния шатуны преждевременно выходят из строя. Происходит
прогиб, скручивание стержня шатуна, появляются трещины, вы-
работка вкладышей головки шатуна, втулки крейцкопфной го-
ловки шатуна. Прогиб шатуна устраняют правкой в холодном
состоянии либо с подогревом. Параллельность осей отверстий
кривошипной и крейцкопфной головок шатуна проверяют после
установки в отверстие оправок и выверки параллельности опра-
вок на специальном приспособлении. Непараллельность свиде-
тельствует о скрученности шатуна. Скрученные шатуны подлежат
замене. Вкладыши головок шатуна при значительной выработке
заменяют.
20.6.3. Ремонт цилиндров, блок-цилиндров
Наработок на поверхности цилиндра в районе верхнего уп-
лотнительного кольца устраняют, зачищая его шибером по ок-
ружности цилиндра до плавного перехода с последующей поли-
ровкой.
.Неглубокие риски и задир.ы на поверхности цилиндра зачи-
щают мелким наждачным полотном. При текущем ремонте до-
пускается наличие на зеркале цилиндра не более двух рисок
шириной до 1,5. мм и глубиной до 0,4 мм. При этом суммарная
длина- рисок не должна превышать величину двойного хода
поршня.
Цилиндры компрессора или цилиндровые гильзы, имеющие
значительные отклонения от размеров, задиры и риски растачи-
вают или заменяют.
Ремонт поршней. Характер изнашивания поршней зависит от
их типа, конструктивных особенностей и качества монтажа.
При нормальной эксплуатации у тронковых поршней изнаши-
ваются цилиндрическая наружная поверхность, а также по-
верхности отверстий, для поршневых пальцев и канавок для
поршневых колец. При появлении трещин тронковые поршни не
ремонтируют — их бракуют.
Наружную поверхность поршней компрессоров обрабатывают
с определенным полем допуска, для алюминиевых зазоры увели-
чивают, так как температурный коэффициент линейного расшире-
ния алюминия в 2,5 раза больше, чем у чугуна. Конусность
и овальность наружной поверхности поршней не должны превы-
шать 0,5 допуска на диаметр. Посадка поршневых колец в ка-
навках поршня, неперпендикулярность образующей плоскости
торца юбки и оси пальца, посадка «плавающих» пальцев должны
осуществляться с соблюдением стандартных полей допусков.
Базовой поверхностью, при изготовлении дифференциальных
и дисковых поршней является ось поршня. Осевое биение
торцевых поверхностей не должно превышать 0,05 мм на 100 мм
диаметра поршня. Биение поверхностей, сопрягаемых с буртиком
и гайкой поршня, не должно превышать 0,02 мм на диаметр
расточки; Ra = 0,32 мкм.
При выполнении ремонтных операций перезаливают баббит
опорных поясов и наплавок в кокиль или «с прутка». Второй
метод более удобный, и его чаще применяют, так как он не
требует сложной оснастки. Баббитовую заливку обрабатывают
на токарных станках в три приема: обдирают верхний слой,
уплотняют баббит обкаткой роликом, обтачивают начисто под
размер в поле допуска, соответствующего диаметру поршня.
Кромки заливки скашивают для образования масляного клина во
время работы.
При выкрашивании или отслоении наплавки дефектную
часть вырубают. Поршень вместе со штоком устанавливают в
горизонтальное положение на деревянных опорах дефектным
участком вверх. Производят обезжиривание, лужение и местную
наплавку, затем вручную спиливают избыток наплавки по шаб-
лону и устанавливают поршень на место.
Проверка поршневых колец. Поршневые кольца компрессоров
низкого давления при соблюдении правил эксплуатации могут
работать без замены длительное время, а при давлениях нагнета-
ния выше 15 МПа их приходится менять через 3—6 мес. Дли-
тельность работы поршневых колец зависит от выбора материа-
ла, технологии изготовления и качества подгонки. Основные
факторы, определяющие работу поршневых колец, — плотность
прилегания к зеркалу цилиндра, тепловой зазор, упругость и из-
носостойкость.
Для определения износа колец по высоте и по радиусу выпол-
няют измерения проходным и непроходным калибрами или мик-
рометром. При износе по высоте больше максимального откло-
нения в поле допуска d8 кольцо бракуют. Износ кольца можно
обнаружить визуально по светлым истертым торцевым стенкам.
При изнашивании наружной поверхности уменьшается радиаль-
ная толщина кольца. В наиболее изношенном месте допускается
уменьшение толщины кольца не более чем на 20 % начального
размера.
Упругость колец определяется нагрузкой, которую необходи-
мо приложить в направлении, перпендикулярном линии замка,
чтобы сблизить концы губок до величины теплового зазора. Уп-
ругость измеряют с помощью грузовых приспособлений или
обычных торговых циферблатных весов. Губки сближают усили-
ем руки или с помощью груза, усилия определяют по шкале
весов. Пригодными к работе считают кольца с потерей упругости
не более 30 % при условии равномерного изнашивания по окруж-
ности и наличии зазора в замке в пределах установленной
нормы.
При увеличении теплового зазора по сравнению с начальным
в 3—4 раза кольца заменяют.
Наружные грани колец должны быть острыми для удаления
смазки с поверхности цилиндра, но без заусениц. С внутренних
граней снимают фаску или закругляют их, чтобы исключить
защемление колец в канавках поршня.
При износе поршневых колец больше допускаемого их заме-
няют. Поршневые кольца снимают и устанавливают с помощью
специальных клещей или трех-четырех стальных пластин. Новые
кольца проверяют сначала по прилеганию к цилиндру, затем по
тепловому зазору и канавке поршня, для чего, кольца прокаты-
вают по канавкам. Кольцо считают годным, если оно свободно
прокатывается по канавке и полностью в нее погружается.
Зазор по высоте проверяют щупом. Если кольцо входит туго,
его торцы припиливают напильником, а затем притирают, на пли-
те пастой ГОИ.
Ремонт пальцев поршня. Поршневые пальцы изнашиваются
в местах сопряжения с бобышками поршня и втулкой шатуна.
Изнашивание протекает весьма интенсивно из-за высоких удель-
ных нагрузок на рабочих поверхностях. Допускается эксплуата-
ция пальцев с зазорами, не превышающими начальные в 2 раза
(при этом слышен характерный легкий стук). При увеличении
зазора в 3—4 раза стук усиливается — машину следует остано-
вить на ремонт.
Сборка подшипников качения. Кольца подшипников закреп-
ляют по посадке с натягом. Не разрешается применять стопорные
болты и другие средства, вызывающие деформацию колец. По-
садки внутренних колец на валах и наружных колец в корпусе
выбирают в зависимости от характера нагружения, условий
работы узла и материала посадочных мест. Кольца с циркуля-
ционным нагружением устанавливают с натягом. Увеличенные
натяги применяют для колец подшипниковых узлов, работаю-
щих в тяжелом режиме, в условиях повышенных температур,
а также для колец, сопрягаемых с мягкими металлами (алю-
минием, медью, латунью).
Кольца, работающие с местным нагружением, устанавливают
с нулевым натягом или незначительным зазором, чтобы они пе-
риодически проворачивались относительно сопрягаемой поверх-
ности. Это обеспечивает равномерный износ беговых дорожек
и дает возможность перемещения узла для компенсации темпера-
турных деформаций. Параметр шероховатости посадочных поверх-
ностей под подшипники качения должен быть для диаметра
до 80 мм Ra = 1,25 мкм, для диаметра более 80 мм Ra — 2,5 мкм.
Демонтированные подшипники тщательно промывают в неэти-
лированном бензине Б-70 с добавкой 6—10 % индустриального
масла, производят внешний осмотр, проверяют плавность и бес-
шумность вращения, измеряют радиальный и осевой зазоры.
Внешний осмотр производят в рассеянном свете без увели-
чительных приборов. Определяют шероховатость поверхности тел
качения, беговых дорожек и посадочных поверхностей.
Под действием посадочных натягов кольца подшипников де-
формируются, радиальные зазоры уменьшаются на 50—60 % по
сравнению с начальными. Поэтому перед посадкой подшипников
валы и отверстия тщательно проверяют с помощью универсаль-
ных инструментов, при массовом производстве — с помощью ка-
либров. Размеры посадочных поверхностей должны находиться в
пределах допусков принятой посадки для данного диаметра. Вид
посадки определяется назначением и зависит от характера нагру-
жения.
Допускаемые овальность и конусность — не более 0,5 допуска
на диаметр. Прилегание наружного кольца в корпусе при сколь-
зящей посадке проверяют по краске (70 % прилегания). Торце-
вое биение заплечиков вала и корпуса особенно важно для рабо-
ты упорных и радиально-упорных подшипников.
До разборки подшипников по чертежам определяют посадку.
Обычно посадки с большим натягом применяют на вращающем-
ся валу, поэтому подшипник снимают вместе с валом и без
необходимости соединения не нарушают. Усилие снятия следует
прикладывать к кольцу, имеющему посадку с большим натягом.
В противном случае кольцо, имеющее слабую посадку, может
расколоться или на поверхности беговых дорожек, и тел враще-
ния появятся вмятины, которые приведут к быстрому изнаши-
ванию подшипника. Для напрессовки и демонтажа применяют
монтажные приспособления — монтажные трубы, двух- и трех-
лапные съемники. Сборку-демонтаж крупных подшипников вы-
полняют с помощью более совершенных приспособлений (дом-
кратов, винтовых и гидравлических съемников), используя по-
догрев и охлаждение. При сборке подшипники нагревают в
масляной, глицериновой или воздушной ванне до температуры
на 60—80 °C выше температуры вала, после чего горячий под-
шипник надевают на вал без особого усилия. Второй способ —
охлаждение вала в жидком азоте. При демонтаже для облегче-
ния снятия подшипник поливают горячим маслом.
При сборке подшипники устанавливают маркированными
кольцами наружу' для осмотра. После напрессовки проверяют
плавность и бесшумность вращения, измеряют щупом радиаль-
ные и осевые зазоры. Наличие неравномерности и заеданий
недопустимо. Заедание возникает в случаях, когда шейка вала
имеет неправильную форму, погнут вал, посадка со слишком
большим натягом либо перекошен подшипник.
Ремонт сальников. Основные дефекты; работы сальника (течи
и нагрев сальника) могут быть вызваны нарушением контакта
частей уплотнения между собой и штоком; появлением на рабо-
чих поверхностях уплотняющих элементов задиров и рисок;
исчезновением радиальных зазоров в результате изнашивания;
повышенной шероховатостью поверхности; овальностью; значи-
тельным и неравномерным износом штока, задирами и рисками
на его поверхности; неудовлетворительным смазыванием сальни-
кового уплотнения, а также недостаточным охлаждением масла.
Состояние сальниковых уплотнений низкого давления до
1,5 МПа проверяют не реже одного раза в 3 года во время сред-
него и капитального ремонтов. При проверке сальниковые уп-
лотнения разбирают, промывают, осматривают рабочие поверх-
ности и измеряют радиальные зазоры и износ рабочих поверх-
ностей уплотнительных элементов.
Контакт деталей сальника проверяют по краске и «на каран-
даш» (штрихи его должны равномерно стираться при взаимном
повороте притертых поверхностей). Дефекты устраняют шабре-
нием или притиркой.
Зазоры при сборке сальников устанавливают в соответствии
с указаниями завода-изготовителя.
После ремонта и замены элементов сальникового уплотне-
ния оно должно пройти приработку сначала на холостом ходу,
а потом под давлением в течение 4—8 ч. Приработку сальнико-
вых уплотнений производят при их обильном смазывании.
Ремонт смазочной системы. В циркуляционной смазочной
системе возможны следующие неполадки: снижение давления
масла вследствие износа шестеренного насоса и увеличения осе-
вых и радиальных зазоров в нем, засорения всасывающего
фильтра, значительных пропусков в перепускном клапане; отказ
шестеренного насоса вследствие неисправности привода; загряз-
нение масла из-за неисправности фильтров и сеток в сборнике
масла.
Состояние циркуляционной смазочной системы проверяют не
реже одного раза в год.
При проверке масляного насоса осматривают рабочие по-
верхности зацепления шестерен, стенки рабочей камеры, под-
шипники и шейки валов, измеряют зазоры: торцевые — с по-
мощью линейки и щупа или по свинцовому оттиску, радиаль-
ные — с помощью щупа или микрометрическими инструментами.
Торцевой зазор между крышкой насоса и торцами шестерен
зависит от высоты последних. Его устанавливают в пределах
0,08—0,2 мм и регулируют толщиной прокладки, устанавливае-
мой под съемную крышку насоса. При износе поверхности
крышки ее перед сборкой шлифуют до удаления выработки.
Радиальный зазор между вершиной зуба шестерни и поверх-
ностью расточки корпуса должен быть больше зазора в под-
шипниках (0,08—0,2 мм). При зазоре более 0,2 мм корпус
исправляют чистовой расточкой, а шестерни изготовляют с уве-
личенным диаметром.
Радиальный зазор во втулках цапф должен быть 0,001 —
0,002 диаметра щейки или 0,05—0,1 > мм. При износе валиков и
втулок зазор восстанавливают установкой новых втулок. Возмо-
жен и другой способ ремонта. Изношенную цапфу заменяют или
восстанавливают металлизацией, наплавкой или электролитичес-
ким способом и шлифуют, а отверстие во втулке растачивают
или развертывают до получения необходимого зазора.
При сборке насоса зацепление шестерен проверяют по краске.
Собранный насос должен плавно и легко вращаться от руки.
Контрольные вопросы и задания
1. Какие необходимо провести организационные мероприятия перед началом
монтажа оборудования?
2. Назовите основные правила проверки правильной сборки и монтажа холо-
дильного оборудования.
3. Как можно регулировать зазоры в парах трения и как их проверяют?
4. Каковы правила технического обслуживания компрессоров, насосов и
вентиляторов?
5. Какие виды ремонта предусматриваются за период эксплуатации ком-
прессоров?
21. ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩИЕ
ХОЛОДИЛЬНЫЕ СИСТЕМЫ
21.1. Преобразование энергии в тепловых насосах
Ограниченность природных энергоресурсов и техногенное теп-
ловое загрязнение окружающей среды все больше привлекают
внимание к низкотемпературной энергетике и энергосберегающим
системам.
Показательными примерами эффективного использования
энергии являются применение тепловых насосов для систем
централизованного теплоснабжения, комбинированной выработки
теплоты и электроэнергии и применение солнечной энергии для
местного обогрева.
Советский физик проф. В. А. Михельсон еще в 1920 г. первый
подробно разработал вопросы применения парокомпрессионных
холодильных машин для отопления.
Термодинамическим анализом циклов и схем тепловых насо-
сов занимались В. С. Мартыновский, В. М. Бродянский и многие
другие. Созданы теоретические основы проектирования теплона-
сосных установок (ТНУ). К сожалению, в нашей стране работы
по ТНУ имеют в основном обзорный и расчетно-теоретический
характер. В настоящем разделе рассматриваются общие положе-
ния по созданию и проектированию ТНУ, основанные на мате-
риалах предыдущих глав.
В области холодильной техники выделены два вида энерго-
сберегающих систем: тепловые насосы и теплоиспользующие
абсорбционные холодильные машины. Кроме того, к этой области
примыкает часть низкотемпературной энергетики фреоновые
энергетические установки с прямым термодинамическим циклом.
Тепловой насос (TH) преобразует низкопотенциальную теп:
лоту окружающей среды (воздуха, грунта, водоемов и т. п.) или
сбросов промышленных предприятий в теплоту более высокого
потенциала, пригодную для использования потребителями.
Практическое применение получили различные типы паро-
компрессионных и абсорбционных установок (ПКТН, АТН), как
обладающих наиболее высокой энергетической эффективностью.
Среди ПКТН наиболее распространенными являются поршневые,
винтовые и турбокомпрессионные установки с электрическим при-
водом.
Степень термодинамического совершенства ПКТН оценивают
коэффициентом преобразования. Этот коэффициент, зависящий
от температур кипения и конденсации рабочего тела, равен
1,5—5,0, т. е. на 1 кВт. затрачиваемой на привод компрессора
электрической мощности можно получить 1,5—5,0 кВт теплоты за
счет использования низкопотенциальных источников.
Цикл АТН в отличие от парокомпрессионного сопровождает-
ся затратой тепловой энергии при сравнительно высокой темпе-
ратуре. На 1 МВт теплоты, затраченной на выпаривание воды из
раствора бромида лития в генераторе, тепловой насос может вы-
дать потребителю 1,6 МВт за счет использования теплоты низко-
потенциального источника.
За рубежом тепловые насосы широко распространены как
в жилищно-коммунальном секторе, так и в промышленности.
Установленная электрическая мощность TH составляет не менее
1 млн кВт, а к 2000 г. должна возрасти до 50.—150 млн кВт.
Для коммунально-бытовых потребителей распространены
главным образом ПКТН с электрическим приводом: для кругло-
годичного кондиционирования воздуха (США, Япония), для
отопления небольших зданий (Западная Европа), для горячего
водоснабжения (ФРГ) и для нагрева воды в плавательных
бассейнах.
В промышленных образцах применяемых тепловых насосов в
качестве рабочего тела в основном используют хладоны (R22,
R113 и R114). Предельная температура конденсации указанных
веществ не превышает для R22 60 °C, для R114 115 °C.
В качестве теплоносителя в основном используют воздух и
воду.
В США для круглогодичного кондиционирования воздуха
эксплуатируют свыше 4,5 млн TH типа «воздух — воздух», в
Австрии в системе отопления зданий смонтировано 5 тыс. TH ти-
па «вода — вода», а в ФРГ для горячего водоснабжения функ-
ционирует более 100 тыс. TH. Для централизованного теплоснаб-
жения за рубежом введены в действие крупные теплонасосные
станции тепловой мощностью от 1 до 40 МВт. Крупнейшими в
мире являются станции, построенные фирмой STAL LAVAL в го-
родах Швеции Упсала и Мальме, тепловой мощностью 39 МВт.
Максимальная температура нагрева сетевой воды 80 °C. Источ-
ник низкопотенциальной теплоты —сточные воды температурой
10—18 °C городских станций аэрации.
За рубежом тепловые насосы в промышленности в основном
используют для сушки, в выпарных установках и для взаимной
передачи теплоты в одном или двух технологических процессах.
Наиболее распространены TH для сушки древесины. Суммарная
тепловая мощность всех сушильных TH не превышает 20 МВт.
В ГДР в 1985 г. введено в эксплуатацию около 1000 крупных
TH (более 50 кВт) и примерно 15 тыс. малых (менее 30 кВт).
Эффективность тепловых насосов за рубежом весьма высокая,
срок Окупаемости капиталовложений составляет от 2 до 10 лет,
что объясняется высокими ценами на органическое топливо
(особенно на мазут).
В Советском Союзе тепловые насосы пока еще не нашли
широкого применения, хотя исследования в этой области ведутся
давно.
Препятствием к их внедрению являлись относительно
низкая стоимость органического топлива и неконкурентоспособ-
ность с централизованным теплоснабжением. В последние годы
ряд обстоятельств, а именно необходимость ужесточения эконо-
мии органического топлива и обострение проблемы загрязнения
окружающей среды, позволяет вернуться к рассмотрению вопро-
са об эффективности TH.
Первые TH в СССР были созданы на основе серийно выпус-
каемых холодильных машин. К ним относились агрегатирован-
ные установки на базе поршневых компрессоров теплопроизво-
дительностью 30, 45 и 90 кВт и с центробежным компрессором
2300 кВт. Указанные TH применяют в местных системах тепло-
снабжения. В СССР создано несколько опытно-промышленных
теплонасосных установок (ТНУ), состоящих из нескольких TH:
на Самтредской чайной фабрике для термической обработки
сырья теплопроизводительностью 1160 кВт; на Симферополь-
ской электроподстанции для отопления теплопроизводительно-
стью 30 кВт, в городе Нурек для горячего водоснабжения тепло-
производительностью 4650 кВт. ТНУ могут использовать теплоту
морской воды, воду водохранилищ, тепловые сбросы.
Из существующей номенклатуры холодильных машин для ра-
боты в режиме теплового насоса рекомендуется применять по
согласованию с заводами-изготовителями следующие установки:
ФМ22, ФМ45, МКТ-80, МКТ-110, МФ220-1РШ (или А220 +
+ АИК400) и 2хА220 + АИК900 (табл. 40, 41).
40. Техническая характеристика холодильных машин
Показатель ФМ22 ФМ45 МКТ-80 МКТ-ПО МФ220-ТРШ 2XA220 + АИК900
Максимальная 55 55 65 65 65 65
температура на- грева воды, °C Теплопронзводи- 35 70 105 145 290 580
тельность, кВт Потребляемая 10 20 30 45 90 180.
мощность, кВт
41. Техническая характеристика тепловых насосов
Показатель АТФТ5-10 . ТХТМ-4000 I0TXMT-200 АБХА-2500ТН (абсорбционный)
Максимальная темпе- ратура нагрева воды, °C 80 80 65 72
Теплопроизводитель- ность, МВт 11,6 9,2 3,9 9,3
Потребляемая мощ- ность, кВт 4200 2900 1270 Пар 0,6 МПа
21.2. Термодинамические основы энергетического
анализа теплонасосных установок
Из курса термодинамики известно, что передача теплоты от
одного тела к другому при конечной разности температур между
ними является типичным необратимым процессом, сопровождаю-
щимся потерей работоспособности.
С точки зрения общего энергетического баланса потеря ра-
ботоспособности сжигаемого топлива является крайне нежела-
тельной. Нежелательна также потеря работоспособности и при
потреблении теплоты. В термодинамике введена общая мера для
энергетических ресурсов, способных при взаимодействии с ок-
ружающей средой постоянных параметров к преобразованию в
другие виды организованной энергии. Такая мера ресурсов
превратимой энергии системы была названа эксергией
системы.
Из первого и второго начала термодинамики непосредствен-
но следует, что в каждом данном состоянии эксергия системы,
так же как и энергия, имеет определенное фиксированное зна-
чение.
Эксергия системы, находящейся в окружающей среде
постоянных параметров, остается неизменной только при обра-
' тимом проведении всех процессов, протекающих как внутри ее,
так и при взаимодействии с окружающей средой. Если любые
из этих взаимодействий проходят необратимо, то эксергия
соответственно уменьшается. Это основное свойство эксергии
позволяет использовать ее как меру обратимости того или иного
процесса.
Разность общей величины эксергии, вводимой в данную сис-
тему (еВх), и величины эксергии, выводимой из нее (еВЫх), опре-
деляет суммарную величину потерь от необратимости в системе
SD = SeBX — SeBB.x > 0. (329)
Для обратимых процессов 2eBX = SeBUx; SD —0. Уменьшение е
дает сразу величину потери энергии и позволяет сопоставить
ее с имеющимся количеством превратимой энергии (т. е. полу-
чить как абсолютную, так и относительную величину потери).
Отношение эксергии еВЫх отводимой из системы к подведен-
ной эксергии еВх, представляет собой эксергетический КПД, ко-
торый характеризует степень приближения данного процесса к
идеальному:
_ 2евых _ ZeB> — SD _ _ W
2бвх SeBX
В реальном процессе т] < 1.
Здесь SD = Di -j- Dz,
(330)
где Di и DE — соответственно внутренние и внешние необратимости процессов
системы
На рисунке 170 показаны в общем виде энергетический (а) и
эксергетический (б) балансы системы. Такой системой может
быть трансформатор теплоты, низкотемпературная установка
(см. 4.11).
Энергия в такую систему может вводиться или выводиться в
следующих четырех видах: ме-
ханической работы /, электри-
ческой энергии Э, потока теп-
лоты Q и энергии потока ра-
бочего тела /.
На основе первого начала
термодинамики энергетический
баланс записывается:
(/ + 3+Q + /)BX =
= (/ + 5-}-Q-|-/)bhx-
В реальных .процессах часть
энергии переходит в неработо-
способную форму и согласно
Рис. 170. Циклы Карно:
а — энергетический; б — эксергетический
балансы системы
второму началу термодинамики теплота, подводимая к системе,
не может целиком перейти в работу так, чтобы QOblx = 0.
При проектировании теплонасосных установок важной вели-
чиной является коэффициент преобразования теплоты.
<Р = qK/l.
Для идеального теплового насоса согласно выражению qK —
= TkKS и qK = q0 + I,
1=1™- /рас = (Л - Гц) AS,
qK > 1 и, следовательно, ср > 1. Если <рнд = Tk/{Tk — Ти), то
при (Тк — Л) -> 0 фид -> сю.
Последнее не позволяет использовать коэффициент преобразова-
ния в качестве критерия термодинамического совершенства те-
пловых насосов. В нем, как и в холодильном коэффициенте
е = qo/1, соотносятся несопоставимые по качеству превратимости
формы энергии, отражается только первое начало термодинамики
и не учитывается второе, характеризующее качественную сторону
процессов превращения энергии. Эксергия теплового потока тем
меньше, чем меньше превышение его температурного уровня
над Го с, и при Т — Т0.е равна нулю.
При постоянной температуре Т(Т>Т0 С) тепловой поток, q,
его эксергия е9 и энергия aq связаны следующими соотноше-
ниями:
9 = в, + ач\
e.q = q(T — Т0.с)/Т = qxe-
ач = qT0Q/T — q(\ — тЕ). (331)
Здесь величина
те = (Т -Т0.с)/Т,
равная термическому КПД прямого обратимого цикла Карно,
является функцией состояния термодинамической системы и ок-
ружающей среды и называется эксергетической тем-
пературной функцией. ач — анергия, представляет
собой непревратимую часть энергии или теплового потока на
уровне окружающей среды.
Степень термодинамического совершенства эксергетических
установок определяется эксергетическим КПД:
Т|0 == Еотв/Епод = (Епод Де)/Е1юд. (332)
Необходимо обратить внимание на инженерную терминоло-
гию, правомерно говорить о потере эксергии, так как в реальных
(необратимых) процессах эксергия уменьшается и переходит в
анергию, тогда как широко применяемый термин «потери
энергии» носит условный характер, ибо согласно первому началу
термодинамики энергия не исчезает.
Эксергетический КПД теплового насоса при подводе теплоты
от окружающей среды, когда эксергия теплового потока в испа-
рителе равна нулю, определяют по формуле
Це = е9к// = ДОе// = фТе, (333)
где — отводимая удельная эксергия теплового потока в конденсаторе.
Эксергетический КПД всегда меньше единицы, его значение
является показателем совершенства установки.
- Коэффициент преобразования <р является показаталем удель-
ной выработки теплоты на единицу затраченной работы (под-
веденной энергии, мощности).
Принципиальная схема теплонасосной установки и процессы
в тепловом насосе показаны на рис. 171. Для повышения эф-
фективности цикла в установке осуществляют внутренний, реге-
неративный теплообмен между потоком жидкого рабочего тела
перед дросселем и потоком пара перед компрессором. В резуль-
тате тепловой поток, подводимый в испаритель, увеличивается
на Дй.5 — Дй.7 и становится равным
= 11 — 1б-
Полезный тепловой поток, отводимый ТНУ по схеме рис. 165,
складывается из теплового потока в конденсаторе
<7к = 12 - 13
и теплового потока в охладителе конденсатора
</о. к ‘ 13 ^4-
Рис. 171. Принципиальная схема ТНУ и цикл в Т — S-диаграмме:
Д — двигатель; ОК — охладитель конденсата; ДР — дроссель; К —
конденсатор; И — испаритель; ПП — перегреватель пара рабочего тела;
КМ — компрессор
Внутренняя удельная работа компрессора
/вн = 12 — i\ — (й- — й)т]1.
Удельная работа электродвигателя компрессора
/э. м === /вн/тр. м = (й' — ^1)/(*Щ 1р.м),
где Tji — внутренний (адиабатный) КПД компрессора; м — электромеханиче-
ский КПД компрессора (произведение КПД электродвигателя и механического
КПД компрессора).
Коэффициент преобразования
<р — (q* 4- qo. к)/1, или <р = Q/N,
где Q — тепловой поток, отводимый от ТНУ (тепловая мощность ТНУ); кВт;
N — электрическая мощность привода компрессора ТНУ, кВт.
Массовый расход (в т/ч) циркулирующего рабочего тела
бр.т — 3,6Q/(</K — «/ок).
Анализ эффективности отдельных процессов и ТНУ в целом
производят эксергетическим методом, для чего определяют со-
ставляющие эксергетического баланса согласно уравнению
/4~6?и= к-|-2Т>е-
Как видно, проводимая к ТНУ эксергия состоит из работы и
эксергии теплового потока в испарителе:
е«и = q« тех, (334)
где тех — ?ксергетнческая температурная функция состояния «холодного» ис-
точника теплоты и окружающей среды.
Анергия теплового потока в испарителе
= q« (1 ^ех) •
При температуре «холодного» источника Тх = То. с согласно
формуле Тв, — 0. Тогда е,„ — 0, аЯк = qK. Отводимую от ТНУ
эксергию можно вычислить как для суммарного теплового пото-
ка в конденсаторе и охладителе конденсатора:
&>тв ==: (<Д qo.к) Твг, (335)
так и для каждого потока отдельно:
• е?к — q* 'Гек; £«о.к — q<>4 Тео к; &>тв = е?ок.
(33S)
В результате расчеты по (332) и (335) идентичны, так как
эксергетическая температурная функция тЕг состояния «горячего»
источника теплоты окружающей среды при постоянной темпера-
туре «горячего» источника Тг постоянна, а при переменной
Тт равна средневзвешенному значению подобных функций
применительно к конденсатору (тек) и охладителю конденсата
(Тео.к):
Тег = (?к т6к + qo.K тЕо к)/(^„ + <7о.к).
Значение тЕ по элементам оборудования при постоянных зна-
чениях температуры теплоотдатчика и теплоприемника опреде-
ляют по формуле при переменных значениях температуры:
Те = (Тер — Гос)/ Тер,
где Тср — среднетермодинамическая температура теплоносителя при его нагреве
или охлаждении;
Тср = At/AS; TCp = TI-T2/[ln(T1/T2)].
Отводимая от ТНУ анергия соответственно
~ q* ( 1 Тек); ClqQ к = qo. к ( 1 Тео к) - (337)
Внутренние потери эксергии в приводе у компрессора и дрос-
селе определяются возрастанием энтропии рабочего тела:
= Го. с (S2 S 1); с?едр — То. С (Sg Ss)-
Внешние потери эксергии в конденсаторе, охладителе и испа-
рителе, где происходят процессы теплообмена с теплоприемни-
ком и теплоотдатчиком, определяются разностью начальных и
конечных значений эксергии за вычетом отводимой эксергии (в
конденсаторе и охладителе конденсатора) или с прибавлением
подводимой эксергии (в испарителе):
t/eK == е2 — £3 — £<?к - i2 — i-з — То. с (S2 S3) q* Тек =
= q* (1 — Тек) — Го. с (S2 — S3) = — То. о (S2 — S3);
deB. к = ез — 64 — е9о к = ciqo к Го. с (S3 S4); (338)
= eg — £7 + e9n — ig — t’7 — To. c (S6 — S7) -j- qK =
= Го. C (S7 - S6) - O.q„.
При расчете процессов и составляющих энергетического и
эксергетического балансов ТНУ значения параметров рабочего
тела (энтальпий, энтропий) в характерных расчетных точках на
термодинамических диаграммах находят по таблицам или диа-
граммам термодинамических свойств рабочих тел в зависимости
от известных параметров (Т, Р) и агрегатного состояния.
На основе эксергетического баланса определяют подводимую
и отводимую эксергию в каждом элементе оборудования ТНУ
и эффективность (эксергетический КПД) этих элементов и ТНУ
в целом.
Результаты эксергетического анализа используют для выявле-
ния наиболее целесообразных путей совершенствования устано-
вок, установления максимальных термодинамических возможно-
стей систем и вычисления безвозвратных потерь эксергии в
результате необратимости процессов и циклов.
Эксергетический КПД ТНУ
ЛЕТНУ = Еотв/Едод = Е9к + Е9о к/(/ -Т Е<7„)=
= "Т Цо. к) ter/( 1 4* (]и Тех) , (339)
или с учетом
Лвтну = Твг[1/<р + (1 — 1/ф)те,]-1. (340)
При Тех — 0, т]еТНУ — фт,г; при Тех > 0 (ТХср > Го с) эксергетиче-
ский КПД ТНУ не равен отношению действительного и идеаль-
ного коэффициентов преобразования:
Ф = ф/фид = ф (ТГрр — ТХср)/ТТср, (341)
что объясняется неучтенной превратимой (работоспособной)
частью низкопотенциальной теплоты в затратах энергии при оп-
ределении коэффициентов преобразования.
Равенство т]етНу — ф выполняется только при ТХср=То.с.
С увеличением разности (ТХср — Тос) и соответственно значений
Тех и е7и показатель ф становится меньше значение КПД т]етну.
Например, согласно результатам расчетов, представленных в
работах Е. И. Янковского, при ТХср— Го. с = 35 К ((Хср = 10 °C,
to.с = —25 °C) значение ф на 23 % меньше т]етну.
Граничный коэффициент преобразования, при котором ТНУ
равноэкономичны по расходу топлива с котельными, в случае
Твх = 0 можно рассчитывать по формуле
фгр = 1]КОТ /т]кэс Т]лэп, (342)
чему соответствуют значения 2,43 (с округлением 2,5).
Для ориентировки т]Кот ~ 0,85; т]Кэс ~ 0,38; т^эп ~ 0,92. Усло-
вием энергетической эффективности ТНУ по сравнению с котель-
ными на органическом топливе является неравенство
ЛЕТНУ > Лкот Тег/(лКЭС Т]лэп)..
Термодинамический смысл применения тепловых насосов вме-
сто отопительных печей и котельных заключается в следующем.
Для отопления и других низкотемпературных процессов нагрева
требуется теплота с небольшим значением. эксергии, например
при температуре воздуха внутри помещений 7^=293,15 К (te=
— 20 °C) и средней температуре наружного воздуха за отопи-
тельный период в Москве То. с = 273,15 — 3,2 « 270 К, тев ~ 0,08.
Это означает, что тепловой поток, подводимый к внутреннему
воздуху от отопительных приборов, состоит из 8 % эксергии и
92 % анергии. Для получения такой малоценной «смеси» при-
ходится сжигать топливо, химическая энергия которого практиче-
ски целиком представляет со ой эксергию. Эта .эксергия теря-
ется в процессах горения топлива и теплообмена при больших
разностях температур, превращаясь в анергию и не совершая
при этом никакой работы. Поэтому с помощью теплового насоса
можно получить большое количество энергетически менее ценной
теплоты.
21.3. Источники низкопотенциальной теплоты
Общедоступным источником низкопотенциальной теплоты яв-
ляется атмосферный воздух, который широко используют для
малых ТНУ (квартирных, домовых). Однако низкие значения
температуры воздуха, теплоемкости и коэффициента теплоотдачи
не позволяют достичь приемлемых показателей энергетической
эффективности крупных установок, в частности ТНС, к испари-
телям которых требуется подводить большие тепловые потоки.
Крупные незамерзающие водоемы представляют ценность в
качестве источников теплоты для ТНУ. К ним относятся Черное
море, Каспийское море в средней и южной частях, озеро Иссык-
Куль. На Черноморском побережье Кавказа и Крыма действуют
ТНУ на морской воде, температура которой зимой в этих районах
не опускается ниже 8 °C. Особенно эффективно круглогодичное
использование теплоты морской воды (с температурой летом
20—25 °C) для ТНУ горячего водоснабжения, составляющего
значительные нагрузки в южных городах и курортах.
Источником низкопотенциальной теплоты могут служить сла-
боминерализованные геотермальные воды, солнечная энергия,
запасаемая с помощью гелиоустановок и аккумуляторов теплоты.
Однако основными источниками теплоты для крупных ТНС
следует считать искусственные источники — тепловые отходы.
Быстрый рост потребления энергоресурсов влечет за собой как
истощение природных богатств, так и тепловые загрязнения
биосферы. Например, тепловые электростанции, в том числе и
АЭС, сбрасывают с охлаждающей водой 50—55 % энергии то-
плива.
Иногда решающим фактором в выборе площадки для строи-
тельства ТЭС (АЭС) оказывается наличие естественных водо-
емов, способных без особого ущерба воспринять бросовую тепло-
ту. Промышленные предприятия потребляют огромное количество
воды для охлаждения машин и рабочих тел в различных техно-
логических процессах. Объем оборотной и повторно используемой
в промышленности воды в 1966 г. в нашей стране составлял
65 км3/год, а в 1980 г.—132 км3/год, или 61 % используемой всей
промышленностью воды. Эти «тепловые реки» имеют круглый
год температуру 20—40 °C, практически не позволяющую исполь-
зовать теплоту непосредственно, и охлаждаются в градирнях
или других испарительных охладителях, отдавая в атмосферу
вместе с теплотой часть воды.
При замене градирен испарителями ТНУ степень охлаждения
воды (перепада температуры) при сохранении ёе расхода также
должна оставаться в среднем около 10 °C.
Концентрацию тепловых потоков в системах оборотного водо-
снабжения можно оценить на примере одного из крупнейших
автомобильных заводов. Общий объем оборотной воды составля-
ет около 75 тыс. м3/ч, организован в водоблоках по (10—12)
тыс. м3/ч. Вода поступает на охлаждение с температурой 30—
40 °C круглогодично и охлаждается до 15—20 °C. В целом по
заводу в атмосферу сбрасывается 1300 МВт теплоты.
Нефтеперерабатывающие и химические заводы также являют-
ся мощными источниками вторичных энергетических ресурсов
(ВЭР). По виду ВЭР разделяются на три основные группы:
1) горячие (топливные) отходящие газы печей; отходы, непри-
годные для дальнейшей технологической переработки; 2) тепло-
вые ВЭР — физическая теплота отходящих газов технологиче-
ских агрегатов; физическая теплота основной, побочной, проме-
жуточной продукции и отходов основного производства; теплота
горячей воды и пара, отработанных в технологических силовых
установках; 3) ВЭР избыточного давления, потенциальная энер-
гия газов и жидкостей, которое необходимо снижать перед
последующей ступенью использования жидкостей (газов) или
выброса их в атмосферу.
Источники теплоты ВЭР можно использовать в аммиачных
преобразователях теплоты и в теплонасосных установках. В те-
плонасосных установках можно использовать низкотемператур-
ную теплоту (20—60 °C), для АПТ — низко- и среднепотен-
циальное на уровне 80—160 °C, а также высокопотенциальное
тепло (160—400 °C). Особенно актуальной задачей является
утилизация теплоты, содержащейся в технологической оборотной
воде.
Если ориентировочно принять, что в общем (по стране)
объеме оборотного водоснабжения охлаждению подвергается
только 75 % воды, т. е. примерно 120 км3 в год (по уровню
1985 г.), и температурный перепад составляет 10 °C, то организо-
ванный сброс низкопотенциальной теплоты промышленностью со-
ставляет более 5 млрд ГДж в год. Вода, однократно потребляе-
мая промышленными предприятиями (около 40 % всего объема),
в конечном счете канализируется в естественные водоемы. При
современных требованиях к защите окружающей среды и про-
мышленные, и коммунально-бытовые стоки перед сбросом в во-
доемы должны проходить сложную систему очистки на водоочи-
стных сооружениях или на станциях аэрации (в крупных горо-
дах) . В Москве, например, несколько станций аэрации сбрасы-
вают в Москву-реку более 5 млн м3/сут очищенной воды темпе-
ратурой 16—22 °C; вместе с водой поступает и тепловой поток
в 3—4 млн кВт. Станции аэрации действуют в Ленинграде,
Киеве, Днепропетровске, Куйбышеве и других городах. Многие
миллионы кубических метров воды сбрасываются в реки, заливы
и водоемы вместе с теплотой, которую можно использовать в
ТНУ и преобразовать низкопотенциальную теплоту в теплоту
более высокой температуры, способную удовлетворить опреде-
ленную часть потребностей и сократить расход топлива.
Для обеспечения единообразия систем теплоснабжения и воз-
можности включения ТНС в действующие системы температура
воды, подаваемой от ТНС в тепловые сети, принимается равной
150 °C при расчетной температуре наружного воздуха для проек-
тирования отопления.
21.4. Схемные решения по устройству ТНУ
Схемы ТНУ с парокомпрессионными системами. Различают
одно- и двухступенчатое ТНУ. При больших АТ между испари-
телем и конденсатором требуется высокое отношение давлений
Рк/Рп, что наряду с конструкционным усложнением приводит к
увеличению потерь эксергии в компрессоре и дросселе, а также
в конденсаторе и испарителе.
Для устранения указанных недостатков применяют многосту-
пенчатые и каскадные ТНУ, а также ТНУ с последовательным
соединением по нагреваемому и охлаждаемому теплоносителям
с противоточным их движением.
На рис. 172 дана схема двухступенчатой ТНУ, где рабочее
тело сжимается последовательно в двух компрессорах КАК и КМ2
с невысокими значениями Рк/Ро. Тепловой поток подводится к
рабочему телу в испарителе первой ступени, а отводится к
нагреваемому телу. Теплота отдается сначала на участке конден-
сации первой ступени К\, затем на участке охлаждения перегре-
того пара рабочего тела, после чего — в конденсаторе второй
ступени Кг, который также может быть разделен на два участка.
Дросселирование рабочего тела в обеих ступенях сопровождает-
ся меньшими суммарными .потерями эксергии, чем в односту-
пенчатой ТНУ, работающей в том же температурном интервале
без охладителя конденсата (ОК). Разделение конденсаторов на
участки позволяет повысить температуру'нагреваемого теплоно-
сителя и снизить потери эксергии от необратимости теплообмена.
В случае, если в установке имеется ОК, то преимущества
двухступенчатой ТНУ в сравнении с одноступенчатой опреде-
ляются снижением потерь эксергии в компрессорах, что оценива-
ется изменением экономических показателей.
Каскадная ТНУ (рис. 173) представляет собой объединение
Рис. 172 Схема и цикл двухступенчатой ТНУг.
двух (и более) ТНУ с различными рабочими телами. Принцип
работы каскадной ТНУ такой же, как и каскадной холодильной
установки. В конденсаторе нижнего цикла испаряется рабочее
тело верхнего цикла. Этот аппарат называют конденсатором-
испарителем. Преимущество каскадных установок (КУ) по срав-
нению с многоступенчатыми заключается в возможности преоб-
разования теплоты в более широком интервале температур, так
как для каждого цикла подбирается рабочее тело с наиболее
благоприятными свойствами в требуемых пределах изменения
параметров. Так, критическая температура рабочего тела должна
существенно превышать температуру конденсации, чтобы избе-
жать больших потерь эксергии при сжатии и дросселировании.
К недостаткам каскадных ТНУ относится дополнительная необ-
Рис 173. Схема и цикл каскадной ТНУ-
К — И — конденсатор-«спаритель
ратимость, связанная с теплообменом между рабочими телами в
конденсаторе-испарителе при Тк, > Тк,.
Л. М. Розенфельдом и Г. С. Сердаковым предложена уста-
новка для геотермального теплоснабжения с помощью тепловых
насосов. В этой установке последовательно соединены несколько
ТНУ с противоточным движением теплоносителей (рис. 174),
что снижает потери эксергии в процессах теплообмена, так как
в каждой ТНУ температура испарения и конденсации приближа-
ется к температурам теплоносителей. Схему ТНУ можно соста-
вить как с одинаковыми, так и с различными рабочими телами.
Второй вариант по энергетической эффективности предпочтитель-
нее, поскольку в каждой последующей установке (по направле-
нию движения нагреваемого теплоносителя) температура конден-
сации повышается и при одном и том же рабочем теле прибли-
жается к его критической температуре. В то же время темпера-
тура испарения повышается значительно медленнее. Иными сло-
вами, каждый последующий цикл располагается в более высо-
ком и более широком температурном интервале, чем предыду-
щий.
Схемы, изображенные на рис. 166, 168, связаны с необходи-
мостью расширения номенклатуры оборудования и удорожанием
установок по сравнению со схемой, изображенной на рис. 177.
Поэтому повышение энергетической эффективности должно быть
значительным, чтобы оправдать дополнительные затраты.
На рис. 175 показаны углекислотный регенеративный цикл
низкого давления и схема установки для совместной выработки
тепла и холода.
Перегретый пар диоксида углерода, сжатый в компрессоре
(линия 1—2), поступает в нагревательный аппарат, использую-
щий тепло при сравнительно высоких температурах. В рассмат-
риваемом примере температура пара изменяется от 170 до ПО °C.
Процесс охлаждения паров в регенераторе показан отрезком
Рис. 174. Схема последовательного соединения ТНУ и цикл в Т—S-диаграмме
с линиями (штриховыми) и нагрева и охлаждения теплоносителей
Рис. 175. Схема и цикл углекислотной установки для совместной выработки
теплоты и холода:
1 — электродвигатель; 2 — компрессор; 3 — поверхность теплоотдачи источнику высокой
температуры; 4 — регенератор; 5 — поверхность теплоотдачи среде; 6 — испаритель;
7 — дроссельный вентиль
изобары 3—4. Ввиду того что теплоемкость по изобаре 2—5
больше, чем по изобаре 1—7, от перегретого пара в окружающую
среду пёредается дополнительное количество теплоты. Этот про-
цесс отдачи теплоты в окружающую среду показан участком
изобары 4—5.
После дросселирования (линия 5—6), как в обычной холо-
дильной машине, хладагент испаряется в испарителе, осуществ-
ляя охлаждающее действие.
Для охлаждения можно использовать и часть теплоты пере-
грева пара, показанной отрезком 7—8 изобары. Отрезок 8.—9 —
подогрев пара от теплоты окружающей среды, а дальнейший
подогрев осуществляется в регенеративном теплообменнике
(линия 9—I).
Действительный коэффициент преобразования (при t — 170—
110 °C)
<р = Cjrn/la = 1,3.
Действительный холодильный коэффициент (при Д = —7 °C)
Ед = Qr-Jla = 1,9.
Теплонасосные установки, использующие обычный прямой
цикл с каким-либо тепловым двигателем, имеют эффективный
КПД, зависящий от разности температур источников теплоты.
При малой разности температур эффективный КПД имеет весь-
ма низкое значение. Вследствие этого применение повышающего
термотрансформатора (ТНУ), состоящего из теплового двигателя
и теплового насоса, при малых разностях температур источни-
ков тепла нерентабельно. Оптимальный вариант — использова-
ние ТНУ для отопления и круглогодичного кондиционирования
воздуха в зданиях, залах театров и кинотеатров. Устройство
ТНС целесообразно составлять из нескольких ТНУ, часть из
которых предназначается для воздушного отопления и кондицио-
нирования воздуха в зрительных залах, фойе, а вторая часть —
для водяного отопления и летнего охлаждения административ-
ных и подсобных помещений. Для кинотеатров ТНУ можно
комплектовать из агрегатов АК-УФУ-60/30 и испарителей ИТР-
35. Схему ТНУ выполняют одноступенчатой с параллельным
соединением агрегатов по обоим потокам воды — через ^конден-
саторы и через испарители. Такие установки обеспечивают ох-
лаждение помещений летом и отопление зимой по температурно-
му графику 70/60 °C (для г. Волгограда), в Грузии в течение
многих лет под руководством акад. АН ГССР В. И. Гомелаури
ведутся работы по созданию и исследованию ТНУ в эксплуата-
ционных условиях. Г. Ратиани и его сотрудники подтвердили
перспективность использования солнечной энергии в качестве
источника теплоты для ТНУ в южных районах СССР.
Благоприятное сочетание требуемых тепловых и холодиль-
ных мощностей, их примерное равенство позволяют нагружать
ТНУ достаточно равномерно в течение года с большим числом
часов использования установленной мощности.
В здании торгового центра в г. Сухуми была сооружена
опытно-промышленная ТНУ, содержащая шесть холодильных
машин ХМ-ФУУ-80 (электропривод 55 кВт, 1440 мин-1), работа-
ющих на R12. Две машины такого же типа стали использоваться
для теплохладоснабжения курортного зала в Пицунде. Источ-.
ником низкопотенциальной теплоты зимой (или теплоприемником
летом) служит морская вода, которая проводится соответственно
либо в испаритель, либо в конденсаторы ТНУ (рис. 176).
В ТНУ используют серийное холодильное оборудование.
Нагретая (зимой) или охлажденная (летом) циркуляционная
вода подается в центральные кондиционеры, где соответствую-
щим образом обрабатывается приточный воздух.
При работе ТНУ в зимнем режиме получены следующие
средние значения температур: теплоносителя 45 °C; морской воды
12 (минимальная ее температура зимой 8 °C), испарения фреона
7, его конденсации 50, наружного воздуха 6,8 °C. Среднее при
этих условиях и за отопительный период значение коэффициента
преобразования равно около 4.
При ТГср « 315 К, ТХср ж 282 К и То.с = 280 К эксергетические
температурные функции тег = 0,111, тЕх = 0,007. По формуле
(339) тьну = 0,43.
_______1 _ 1
Tb, — з — 1/t]e + 1//<е •
471
Рис. 176. Схема ТНУ для круглосуточного кондиционирования воздуха:
I — кондиционер; 2 — бак охлажденной воды; 3 — компрессор; 4 — испаритель; 5 —
конденсатор; 6 — бак нагретой воды; I — летний режим; II — зимний режим
Возможная экономия топлива по сравнению с котельной при
<рГр = 2,5 согласно формуле (343) равна 37 %. Формула 343
пригодна для расчета КПД по эксергии — нетто. Как известно,
КПД любого вида, в том числе эксергетического, выражает эф-
фективность установки по эксплуатационным значениям отводи-
мой и подводимой энергии (эксергии). .Применяют показатель
эффективности — коэффициент энергии — нетто /Ст, определяе-
мый отношением энергии 1ГОТВ, отводимой от установки за все
время ее эксплуатации, к сумме затрат энергии на создание
установки (единовременные затраты) И7СД и затрат энергии на
добычу, транспортирование и преобразование первичной энергии
в течение срока службы установки 1ГД.Т:
К„т = №ед + 1ГД. т). (344)
Принимая во внимание отмеченные выше преимущества опе-
рирования эксергетическими категориями, в термодинамике вве-
дено понятие коэффициента эксергии — нетто Ке, определение
которого аналогично (344) с заменой энергетических показате-
лей эксергетическими.
Сумма величин, обратных Ке и т]Е:
Зе= \/Ке + 1/Яе, (345)
имеет смысл затрат эксергии, отнесенных к отводимой преобра-
зованной эксергии, и является аналогом удельных приведенных
затрат (на единицу полученной энергии) в технико-экономиче-
ских расчетах. Первый член суммы — единовременные затраты,
второй член — текущие.
Величина Зе, как показал Н. М. Калнинь, служит первым,
универсальным показателем эффективности, который позволяет
проводить оптимизацию параметров без использования стоимо-
сти показателей. Очевидно, повышение термодинамического со-
вершенства установки приводит к уменьшению второго слагаемого
в формуле 345. При этом, как правило, растет первое слагаемое,
так как усложняется оборудование. По этой причине и введено
понятие и значение т]е„т для выражения КПД эксергии — нетто.
Оптимальное значение т]е можно найти после подстановки в
формулу 343 зависимости Ke(ile), которую в общем виде выра-
жают степенным законом с двумя параметрами:
= Ат]--т‘. (346)
Подстановка (346) в (345) и решение уравнения dr\Em/dr\E =
= 0 приводят к выражению оптимальной величины tie:
<т = (Л/ш)(т + 1) ' (347)
Как уже упоминалось, ТНС теплоснабжения можно приспосо-
бить для смягчения неравномерности суточной нагрузки электро-
станций. С этой целью в состав системы следует ввести аккуму-
лятор теплоты, который позволяет отключить TH в период утрен-
него и вечернего максимумов электропотребления, а наиболее
интенсивно работать с накоплением теплоты в часы ночного
провала. Это особенно выгодно для двухставочного льготного
тарифа на электроэнергию для привода TH с пониженной стои-
мостью в ночное время.
Особенно выгодно совмещение функций TH с охлаждением и
отоплением. На рис. 177 показан TH, который выполняет два
процесса теплоснабжения и оборотного охлаждения воды, пода-
ваемой в технологические аппараты. Такое совмещение выгодно
энергетически с точки зрения экономии капитальных и трудовых
затрат, а также благодаря тому, что система, водоснабжения
становится замкнутой, резко сокращаются потери воды, испаря-
ющейся в градирнях.
В ряде случаев может оказаться целесообразным не преду-
сматривать покрытие пиковых нагрузок (особенно при кратко-
временном их характере) тепловым насосом, так как в остальное
время он будет работать в не-
выгодном нерасчетном режиме.
Для достижения целей необхо-
димо предусматривать возмож-
ность дополнительного подо-
грева теплоносителя вторым
каскадом TH либо традицион-
ным источником теплоты. При
этом возможны варианты час-
тичного или полного догрева
(рис. 178), которые могут най-
ти применение в системах отоп-
ления и горячего водоснабже-
ния для сезонного догрева во-
температур наружного воздуха.
Рис. 177. Схема теплонасосной уста-
новки для одновременного охлаждения
воды и теплоснабжения:
1 — потребитель теплоты; 2 — тепловой
иасос; 3 — технологические охлаждаемые
аппараты; 4 — градирня
ды в периоды минимальных
А. В. Быков проводит работы по созданию нового поколения
TH, в их основе должны быть заложены характеристики машин,
приведенные в табл. 42. Теплопроизводительность машин ука-
зана при следующих условиях: tSl = 10 °C; tb2 — 60; A/t = 15 °C
без переохлаждения после конденсатора, за исключением случа-
ев, оговоренных в графе «Особые условия»).
Компрессорный агрегат для ТНУ должен иметь высокие проч-
ностные характеристики, позволяющие работать при высоких
температурах, вплоть до температуры конденсации 84 °C. Корпус
должен быть выполнен из стали (литье) и выдерживать давле-
ние до 5 МПа.
При проектировании тепловых насосов необходимо придержи-
ваться блочно-агрегатного принципа компоновки аппаратов и хо-
лодильных машин.
В качестве примера реализации возможностей TH в отноше-
нии сбережения энергоресурсов можно показать систему охлаж-
дения созданного сверхпроводникового (криогенного) электроге-
нератора мощностью 20 МВтА. Использование явления сверх-
проводимости позволило исключить электрические потери ротора
и существенно снизить массу генератора. Дополнительного улуч-
Рис. 178. Схема теплонасосных установок с догревом:
а — всего теплоносителя; б — части теплоносителя; 1 — тепловой насос; 2, 2' — потреби-
тели теплоты; 3 — допревающее устройство
42. Характеристики TH и машин
Теплопроиз- водитель- иость, кВт Нагреваемая среда Источник низкотемпе- ратурной теплоты Тип комп- рессора Особые условия^
45 Воздух Вода Поршневой 42=40 °C
65 » » » /(,2=40°С
100 Вода » » -—
300 » Винтовой /S=5°C, переохлаждение после конденсатора
500 » Вода морская вода То же
1000 » То же
2500 » » Центробеж- ный —
850 » Вода к, =30 °C; /(,2=80 °C, переохлаждение
11500 » » » после конденсатора
С, = 15 °C;
7'|,2=80оС, переохлаждение
после конденсатора
шения энергетических характеристик удалось добиться, применяя
TH для утилизации тепловых потерь статора.
Принципиальная схема охлаждения статора электрогенерато-
ра КТГ-20 показана на рис. 179. В полости ротора этой машины
для создания эффекта сверхпроводимости обеспечивается цирку-
ляция жидкого гелия. Статор работает при обычных температу-
рах и охлаждается жидким R113, принудительно прокачивается'
по аксиальным каналам в обмотке и сердечнике. При этом R113
отводит теплоту, представляющую собой электрические потери в
статоре. Выбор R113 в качестве охлаждающей среды обусловлен
также и низким уровнем его давления насыщения при рабочих
температурах (0,1—0,55 МПа).
Рис. 179. Схема охлаждения статора криогенного электрогенератора:
а — принципиальная схема; б — изображение циклов в P — t-диаграмме, / иасос,
2 — статор генератора; 3 — разделительный сосуд; 4 — компрессор теплового насоса;
5 — конденсатор
На рис. 173, а показана двухконтурная система охлаждения.
В левом контуре циркулирует жидкий R113. Принудительная
подача его с повышенным давленнием позволяет отвести теплоту
от статора без изменения агрегатного состояния (система
А. А. Гоголина). Перегретая жидкость дросселируется в разде-
лительный сосуд, правый контур ;— теплонасосная установка.
Изображение описанных циклов в Р — t-диаграмме показано на
рис. 173, б.
Схемы абсорбционных тепловых установок. Значительные
выгоды можно ожидать при использовании в качестве тепловых
насосов абсорбционных холодильных машин.
Режим абсорбционного теплового насоса (АТН) характеризу-
ется отводом теплоты абсорбции на уровне температур более
высоком, чем окружающая среда (рис. 180). При этом АТН
может трансформировать теплоту на более низкий температур-
ный уровень (понижающий АТН) или более высокий (повышаю-
щий АТН).
Энергетической характеристикой АТН служит его отопитель-
ный коэффициент (коэффициент трансформации), представляю-
щий собой отношение теплопроизводительности к количеству
теплоты, израсходованной в процессе работы (греющего источ-
ника) (р=9,/<7и. Теплопроизводительность понижающего
АТН составляют нагрузки абсорбера Qa и конденсатора QK,
которые отводятся при температуре более низкой, чем расходуе-
мая теплота Qh греющего источника. Применение понижающего
АТН связано с необходимостью использования в качестве грею-
Рис. 180. Принципиальная схема АТН — Тт Та, Тяиг— температуры греющей
среды, отводимой теплоты, источника низкопотенциальной теплоты:
1 — генератор; 2— конденсатор; 3 — дроссельные вентили; 4— испаритель; 5—абсор-
бер; 6 — теплообменник
\щей среды высокотемператур-
ного источника теплоты (пар
давления 0,6—8 МПа, горячая
вода температурой 160—180°C).
В этом случае на единицу за-
траченной высокопотенциаль-
ной теплоты приходится боль-
шее количество теплоты мень-
шего потенциала:
фат„ = QK + Qa/Qh. (348)
Коэффициент преобразова-
ния понижающего АТН можно
представить в виде
фат„ = Th — To.z/Th =
~ [ Та({Та 7о.с)]т)§, (349)
где Th, Та, Тос — соответственно темпе-
ратура высокопотенциального источ-
ника, средняя температура нагрева во-
ды в абсорбере и конденсаторе, тем-
пература окружающей среды; т]/> —
степень термодинамического совершен-
ства (общий эксергетический КПД аб-
сорбционной системы).
Рис. 181. Схема обращенной абсорб-
ционной машины:
1 — генератор; 2 — охладитель; 3,8 —
насосы; 4 — испаритель; 5 — смеситель-
абсорбер; 6 — теплообменник; 7 — дрос-
сельный вентиль
Второй тип АТН — повышающий термотрансформатор, пред-
ставляет собой обращенную абсорбционную холодильную систе-
му (давление в конденсаторе ниже давления в испарителе). Для
осуществления режима повышающего трансформатора (0—
10 °C), который позволил бы получить низкую температуру кон-
денсации, источником греющей среды для выпаривания раствора
*в генераторе может быть низкопотенциальная бросовая тепло-
та — горячая вода температурой 50—60 °C. Теплота из того же
источника подводится в испаритель, что позволяет получить
высокое давление и температуру в абсорбере и отвести теплоту
абсорбции при 70—90 °C.
Коэффициент преобразования (трансформации)
<„= Qa/(Q +Qft)< 1. (350)
Схема повышающей (обращенной) абсорбционной машины
изображена на рис. 181. Принцип действия состоит в следующем.
Образующийся в генераторе концентрированный пар низкого
давления Р\ в результате подвода теплоты при температуре
Т\ (~ 30 °C) поступает в охладитель, в котором он конденсиру-
ется, отдавая тепдоту дк окружающей среде при температуре
to (~0°C). Получившийся конденсат сжимается насосом 3 до
давления Р2. При этом давлении за счет подвода теплоты при
температуре 6 жидкость испаряется в испарителе. Концентрит
рованный пар высокого давления поступает в смеситель-абсор-
бер, где смешивается с жидкостью низкой концентрации, имею-
щей примерно ту же температуру, что и пар. Выделяющаяся в
результате абсорбции теплота вызывает нагревание смеси до
температуры t2 (~ 150 °C). Получающийся в абсорбере менее
концентрированный пар, имеющий температуру t2, поступает в
теплообменник, где отдает теплоту конденсации qK сетевой воде,
нагревая ее до температуры примерно 100 °C. Нагретую воду в
последующем можно использовать для отопления. Конденсат из
конденсатора проходит через дроссельный вентиль и при давле-
нии Pi вновь поступает в генератор. Жидкость, обедняющаяся
в генераторе в результате выделения концентрированного пара,
подается насосом 8 в смеситель.
Применение обращенной абсорбционной машины в этих усло-
виях весьма целесообразно, так как можно использовать для
отопления теплоту низкой температуры, которая в противном
случае терялась бы. Следует отметить, что описанная установка
имеет тем больший коэффициент преобразования, чем ниже тем-
пература окружающей среды, т. е. произведет тем больше тепло-
ты для нужд отопления, чем ниже эта температура.
Предельная величина коэффициента преобразования теплоты,
равная по определиню qz/qx'.
Ф. -2= (7’2/7’|) [(У1 - - То) ]. (351)
Для случая, когда to = 0 °C, t\ = 30 °C и t2 = 150 °C, ф1— 2~
« 0,28. Если даже действительный коэффициент преобразования
окажется в несколько раз меньше теоретического, то и в этом
случае применение этой установки может представить практиче-
ский интерес.
Необходимо учесть, что возможна работа АТН как повыша-
ющих термотрансформаторов (водоаммиачных и на других рабо-
чих веществах) в области высоких температур с выдачей горячей
воды температурой свыше 100 °C.
Анализ т]аТн (действительно отопительный коэффициент АТН)
можно проводить аналогично анализу T]g парокомпрессион-
ных TH.
Для АТН коэффициенты использования топлива записыва-
ются:
Аатн = Натн = а™, (352)
где К-п, — коэффициент использования топлива на выработку теплоты, подавае-
мой потребителю [значение Кти в этом случае равно КПД котельной и составляет
0,8—0,9, что существенно превосходит „.
В целом, хотя <ратн и не достигает <р§ парокомпрессионных
TH (фатн = 0,5 <pg), /Стн может оказаться даже несколько более
высоким, чем Атн. Поэтому использование АТН для отопления
и горячего водоснабжения имеет большие перспективы.
' В качестве ИНТ для работы машины можно использовать
теплоту оборотной системы водоснабжения с температурой по-
рядка 35 °C.
21.5- Технико-экономические предпосылки развития
тепловых насосов
Как показывают расчеты и большой опыт эксплуатации те-
пловых насосов за рубежом, TH по сравнению с котельными
экономят топлива 30—70 кг на отпущенный 1 МВт-ч. При этом
за рубежом срок окупаемости капитальных вложений в теплона-
сосные установки составляет 2—10 лет, а в СССР при такой же
экономии топлива срок окупаемости в большинстве случаев со-
ставляет 15—20 лет. Это объясняется тем, что соотношение цен
на электроэнергию и топливо в СССР намного отличается от
соотношения за рубежом (табл. 43).
43. Стоимость топливно-энергетических ресурсов
Страна Стоимость электроэнергии Стоимость топлива Соотношение цен при топливе Срок оку- паемо- сти, лет
Газ Мазут Газ Мазут
США 63,99 Д°Л~ 15,68 23,67 ^°Л' 4,08 2,70 3—5 МВт-ч МВт-ч МВт-ч ФРГ 150 — 71,55 — 2,09 до 10 МВт-ч МВт-ч Швеция 190^^- — 150 — 1,26 2—3 МВт-ч МВт-ч СССР 30* Руб. 2,93 руб. 3,05 Руб. 10,24 9,84 40 МВт-ч 4,91 МВт-ч 6,14 МВт-ч 4,07 3,26 * В числителе значения стоимостей по тарифам и оптовой цене, а в знаменателе по замыкающим затратам
Как видно из табл. 43, в СССР это соотношенние при топливе
мазут составляет 9,84 (по оптовой цене на топливо и тарифам
на электроэнергию) и 3,26 (по замыкающим затратам на топливо
и электроэнергию), а за рубежом это соотношение находится в
диапазоне 1,26—2,7, т. е. электроэнергия в нашей стране по от-
ношению к топливу намного дороже, чем за рубежом.
Такое соотношение цен на электроэнергию и топливо не
стимулирует масштабного внедрения тепловых насосов в СССР,
особенно на действующих предприятиях. Поэтому для стимули-
рования внедрения первых теплонасосных установок необходимо
установить льготный тариф на электроэнергию. Такие тарифы
существуют в ФРГ и Франции.
21.6. Применение тепловых насосов
Тепловые насосы рационально применять в следующих об-
ластях:
В жилищно-коммунальном секторе — в основном найдут
применение парокомпрессионные тепловые насосы. При этом сфе-
ра возможного использования TH следующая:
а) круглогодичное кондиционирование воздуха:
для отдельных зданий и помещений в южных районах страны
найдут применение автономные TH типа «воздух — воздух»
теплопроизводительностью 2—4 кВт, разрабатываемые на базе
бытовых кондиционеров БК- Эти установки должны быть обору-
дованы системой оттайки льда, а потребители должны быть
снабжены пиковыми источниками теплоты;
для санитарно-курортных комплексов на Черноморском побе-
режье Крыма и Кавказа найдут применение поршневые TH типа
«вода — вода» и «воздух — вода» теплопроизводительностью
до 0,6 МВт. Источником низкопотенциальной теплоты для этих
TH будет использована морская вода, наружный воздух и вода
после солнечных коллекторов;
б) тепло- и хладоснабжение: для коммунально-бытовых
потребителей найдут применение винтовые TH типа «вода —
вода» теплопроизводительностью до 2 МВт с предельной темпе-
ратурой нагрева сетевой воды до 65 °C;
в) централизованное теплоснабжение: для работы в составе
теплонасосной станции (ТНС) найдут применение турбокомпрес-
сорные TH типа «вода — вода» теплопроизводительностью
10—30 МВт и предельной температурой нагрева сетевой воды
до 80 °C для теплоснабжения городов и жилых комплексов, не
находящихся в зоне действия ТЭЦ. Такие TH будут работать
совместно с существующими и вновь строящимися котельными
на органическом топливе.
Область рационального применения ТНС — нагрев подпиточ-
ной воды в открытых системах теплоснабжения.
В промышленности помимо парокомпрессионных тепловых на-
сосов типа «вода — вода» найдут применение и абсорбционные
бромистолитиевые агрегаты. При этом возможны следующие
варианты использования:
а) централизованное теплоснабжение: дтя работы в составе
ТНС, предназначенной для нагрева .подпиточной воды, идущей
Sa восполнение потерь пара и конденсата паровой котельной,
а подпитку теплосети и на горячее водоснабжение;
ПКНТ (поршневые, винтовые) теплопроизводительностью до
МВт с предельной температурой нагрева сетевой воды до
6|5°С;
| ПКТН (турбокомпрессорные) теплопроизводительностью до
12 МВт с предельной температурой нагрева сетевой воды до
80 °C;
АТН теплопроизводительностью до 10 МВт с предельной
температурой нагрева сетевой воды до 70 °C.
Мощным источником низкопотенциальной теплоты для этих
TH является система оборотного водоснабжения. В оборотную
воду систем технического водоснабжения предприятий уходит
большая доля подведенной энергии. В результате охлаждения
этой воды в градирне теплота отводится в атмосферу при невы-
сокой температуре (30—40 °C). Возврат даже незначительной
части этой теплоты на коммунальные и производственные нужды
позволит сэкономить значительное количество органического то-
плива;
б) теплопередача в технологических процессах: основное при-
менение найдут парокомпрессионные TH в процессе сушки дре-
весины, кожи, зерна, керамики и чая. При этом оптималь-
ная температура сушильного агента находится в диапазоне
50—95 °C.
Помимо процесса сушки TH могут применяться выпаривания
и концентрации растворов.
21.7. Системы аккумулирования
и транспортирования теплоты
Рост мощности конденсационных АЭС в объединенных энер-
госистемах (ОЭС) европейской части Союза, сокращение в них
доли установленной мощности ГЭС и маневренных ТЭС на орга-
ническом топливе, повышение цен на органическое топливо,
растущие ограничения его применения в энергетике по эколо-
гическим соображениям приводят к необходимости вовлечения
АЭС в работу в пиковой и полупиковой части графика нагрузки
ОЭС.
Для сглаживания неравномерности необходимо применять
аккумуляторы теплоты.
Под аккумулированием вторичной энергии понимают совокуп-
ность операций по преобразованию, транспортированию и хра-
нению вторичной энергии, которая позволяет на достаточно
длительное время отодвинуть момент генерации вторичной энер-
гии от момента ее реализации.
Очевидно, все существующие виды энергии можно аккумулй-
ровать в тех или иных системах с определенной степенью эф-
фективности.
Аккумуляторы — это устройства, в которых хранят энергию.
Их можно классифицировать как по принципу запаса энергии
(электрические, гравитационные, химические, тепловые, механи-
ческие), так и по формам запасаемой и генерируемой энергии.
Аккумулирование части энергии, вырабатываемой на установке,
и затем реализация этой энергии приводят к повышению манев-
ренности установки. Аккумуляторы целесообразны в том случае,
если приведенные затраты в установку с аккумулятором мень-
ше приведенных затрат в равную по мощности тепловую уста-
новку.
.Аккумулирование энергии в последние годы достаточно широко
освещается в научно-технической литературе. В данном учебнике
будут рассмотрены только хемотермические аккумуляторы
энергии.
Под электрическим аккумулированием понимают все типы
аккумуляторов, в которых поглощение и выделение энергии
происходит в форме электричества.
Наличие аккумуляторов энергии, способных накапливать
провальную энергию, решают проблему повышения коэффициен-
та нагрузки базисных АЭС до 0,8—0,9 и тем самым снижает
количество пиковых блоков, работающих на газообразном и
жидком топливах.
Аккумуляторы электрической энергии бывают следующих
типов:
электрохимические, водородные, воздушные, гидроаккумули-
рующие установки.
Электрохимические аккумуляторы маломощные и дорогие,
могут применяться на транспорте.
Водородные энергоаккумуляторы предназначены для исполь-
зования провальной электрической энергии при производстве
кислорода и водорода путем электролитического разложения
воды. Этот вид аккумулирования получил широкое распро-
странение и в перспективе будет увеличиваться. Продукты
электролиза запасаются в газохранилищах и затем реализуются
в типовых газотурбинных и парогазовых энергоустановках вы-
сокой эффективности.
Следует учесть, что основное оборудование таких аккуму-
лирующих система практически отработано и эксплуатируется
в газодобывающей, газоперерабатывающей и химической про-
мышленности.
Применение водорода, полученного электролизом воды, сдер-
живает его высокая себестоимость и невысокая суммарная
эффективность.
ijПротекание химических реакций обычно сопровождается вы-
делением либо поглощением теплоты. Химические реакции обра-
тимы, поэтому, подводя или отводя теплоту и меняя' условия
прохождения реакции, можно проводить их как в прямом, так и
в обратном направлении. Затраченная на прохождение химиче-
ской реакции энергия как бы запасается в продуктах реакции,
и ее можно использовать при обратных реакциях. Хранение
энергии сводится к хранению продуктов эндотермической реак-
ции. Описанный принцип был положен в работу хемотермиче-
ского аккумулятора энергии. Требования, предъявляемые к ХАЭ,
следующие: прямая и обратная реакции должны протекать с
высокой степенью • превращения исходных продуктов реакции;
температуры зарядки и разрядки аккумулятора должны обес-
печивать максимально возможный тепловой эффект;
основная реакция должна протекать без побочных продуктов
реакции;
реакция должна протекать быстро;
для обеспечения прохождения реакции оборудование должно
быть простым;
компоненты реакций должны быть доступны и иметь низкую
себестоимость;
некаталитические продукты реакций должны легко разде-
ляться.
Все хемотермические аккумулирующие системы можно разде-
лить на два класса: с использованием твердых компонентов
и с использованием газофазных и газожидкостных компонентов.
Системы с использованием твердых компонентов при внедре-
нии встречают значительные трудности из-за необходимости пе-
ремещения твердых продуктов реакции при высоких температу-
рах в отдельных процессах и высокой агрессивности, токсичности
и коррозионной активности продуктов реакции.
Вторые системы встречают меньше трудностей при своем
осуществлении и по температурному уровню могут быть разде-
лены на высокотемпературные и низкотемпературные.
К высокотемпературным хемотермическим аккумуляторам от-
носятся системы, в которых потенциал теплоты, подводимой для
протекания эндотермической реакции, выше 570—600 К. Такие
реакции можно применять в атомной энергетике для провального
аккумулирования энергии только на АЭС с высокотемпературны-
ми реакторами.
К хемотермическим реакциям высокой удельной энергоемко-
сти относятся:
паровая конверсия метана;
углекислотная конверсия метана;
синтез аммиака;
синтез метанола;
синтез этилена;
газификация твердых топлив.
Высокотемпературная хемотермическая аккумуляция относит-
ся к энергетике теплотехнологий и не будет рассматриваться
в данном разделе.
К низкотемпературным хемотермическим системам следует
отнести такие системы, в которых температура разложения
реагирующих агентов ниже 570 К. Для протекания таких реак-
ций можно использовать теплоту, получаемую практически во
всех эксплуатируемых реакторах на тепловых нейтронах
(ВВЭР).
Можно использовать как твердофазные системы, так и систе-
мы, основанные на процессах абсорбции. К твердофазным систе-
мам можно отнести бикарбонат натрия. При температуре ~ 170°С
и давлении около 3 МПа в углекислотной среде при подводе
теплоты проходит реакция
2NaHCOs <=* NaaCOs -Г Нго ф- СОг-
Продукты реакции можно хранить в жидком и газообразном
состоянии.
Среди систем, использующих процессы абсорбции, наиболее
распространена система с использованием водного раствора
аммиака. Эта система известна в холодильной технике как аб-
сорбционная холодильная установка.
Во время провала энергетической нагрузки пар из отборов
турбины и парогенераторов направляется в теплообменники
промконтура, где нагревается вода. Горячую воду используют
для разделения в кипятильниках крепкого водоаммиачного раст-
вора. Отделившийся парообразный аммиак конденсируется и в
жидком состоянии либо накапливается в специальных резервуа-
рах, где хранится при температуре окружающей среды, либо
транспортируется в район дальнейшего использования.
В часы пик жидкий аммиак из хранилища и слабый раствор
смешиваются в асборбере. Жидкий аммиак предварительно
испаряется в теплообменнике благодаря использованию низкопо-
тенциальной теплоты (сточные воды, морская вода и др.). В аб-
сорбере в результате реакции поглощения выделяется то количе-
ство теплоты, которое было подведено в подогревателе (генера-
торе) .
Следовательно, теплота, затраченная в генераторе, выде-
ляется в абсорбере и передается в систему теплоснабжения.
Практически для передачи теплоты используют растянутую аб-
сорбционную установку, генератор и абсорбер, которые разме-
щают на 100—200 км друг от друга. Все агенты хранят и тран-
спортируют в жидком состоянии при температуре окружающей
среды, поэтому дальний транспорт этих агентов можно рассмат-
ривать как решение проблемы теплоснабжения от низкотемпе-
ратурного атомного энергоисточника, расположенного на боль-
шом удалении от городов.
Как отмечалось ранее, абсорбционные схемы могут работать
как в режимах повышающего, так и понижающего трансфор-
матора. В режиме работы повышающего АТН появляется воз-
можность использования теплоты низкого потенциала (~ 50—
70 °C) и в процессе трансформации поднять теплоту до более
высокого потенциала (90—100 °C). В таких схемах для сжиже-
ния газообразного аммиака используют компрессорные уста-
новки.
Если к месту абсорбции для испарения аммиака подводить
теплоту из окружающей среды, то эффективность ее передачи
возрастает.
Транспортирование жидкого аммиака по трубопроводам
освоено в мировой практике и в СССР в промышленных масшта-
бах. Так эксплуатируется аммиакопровод Тольятти — Одесса
длиной порядка 2000 км. Таким образом, абсорбционные системы
NH3 — Н2О могут эксплуатироваться как для аккумулирования,
так и для транспортирования теплоты либо совмещать обе эти
функции.
Возобновление интереса к этим системам Для указанных це-
лей связано с работами А. Я- Столяревского, предложившего
ряд систем для регулирования мощности на основе водоаммиач-
ных установок, назвав их ВАРМ (водоаммиачный регулятор
мощности), а для систем теплоснабжения — ВАТТ (водоамми-
ачное транспортирование теплоты). Возможны и другие абсорб-
ционные пары, например LiBr— Н2О; NaOH — Н2О, но они яв-
ляются более дорогими по сравнению с аммиаком. Если учесть
экологическую опасность аммиака, то поиск веществ для АПТ
будет продолжен. Бромистолитиевую пару используют в абсорб-
ционных холодильных машинах.
Подводя итог проведенному обзору аккумулирующих систем,
следует отметить следующее: критерием для выбора аккумули-
рующей системы обычно являются минимальные удельные затра-
ты, а сравнительные их оценки проводят по перспективным це-
нам на топливо.
Наиболее эффективными представляются тепловые аккумуля-
торы, использующие паровую конверсию метана, газификаций
твердого топлива и абсорбцию аммиака в воде. Эти же системы
можно использовать для дальнего теплоснбажения от АЭС, акку-
мулирования и транспорта энергии.
Парометановая конверсия возможна в сочетании с высоко-
температурными реакторами, широкое строительство которых
ожидается в начале XXI в.
Контрольные вопросы и задания
1. Приведите примеры энергоснабжения в холодильной установке при выра-
ботке холода.
2. Дайте определение тепловому насосу. Какими коэффициентами оценивают
термодинамическую эффективность теплового насоса?
3. Как можно определить работоспособность источника низкопотенциальной
теплоты и подобрать схемное решение и систему для ее преобразования?
4. Сравните между собой парокомпрессионную и абсорбционную теплона-
сосные системы.
5. Назовите возможные области применения тепловых насосов, оцените тер-
модинамическую эффективность использования низкопотенциальной теплоты.
6. Какие существуют системы аккумулирования теплоты, их эффектив-
ность?
7. Какими методами возможно осуществить теплоснабжение при дальнем
транспортировании теплоты?
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
а — коэффициент температуропроводности, м2/с;
g — коэффициент турбулентности; кратность воздухообмена, объем/сутки
В — коэффициент; размер, м
С — коэффициент излучения, Вт/(м2-К4)
с — теплоемкость, кДж/кг-К
d — влагосодержание водяных паров воздуха, кг/кг; диаметр, м
D — диаметр, м
е — нормативный коэффициент
Е — вместимость камеры, кг (т); коэффициент эффективности ребра
f, F — площадь поверхности, сечение, м2
g — удельная усушка, %
G — масса, количество, кг
AG — усушка, кг, %
h — геометрический размер, высота,, м
И — напор, создаваемый вентилятором, Па; высота, м; «высота» дождя,
м3/(м2-с)
i — энтальпия, Дж/кг
J — напряжение солнечной радиации, Вт/м2
К — коэффициент запаса
k — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)
I, R — определяющий размер, м
I — длина шланга, хода, м
L — относительная длина
т — пористость
М — массовый расход, кг/с
п — частота вращения, 1/рад; кратность циркуляции; нормаль
N — мощность, кВт
р — давление, Па;
Р — относительное количество мяса
&р — перепад давлений, Па
г — радиус, м; скрытая теплота парообразования, кДж/кг
R — радиус, м; термическое сопротивление, м2-к/Вт
q — удельный тепловой поток, плотность теплового потока, Вт/м2; удельная
холодопроизводительность, кДж/кг; плотность орошения, кг/(м-с)
Q — тепловой поток, Вт
S — шаг труб, ребер, м; энтропия, Дж/(кг-К)
t, Т — температура, °C, К
Д/ — разность температур, °C, К
v — удельный объем, м°/кг
V — объем, м3; объемный расход, м3/с; производительность вентилятора,
насоса, м3/с
W — водяной эквивалент
Z — число элементов (рядов, ходов)
X — степень сухости пара, кг/кг
а. — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)
Р — температурный коэффициент объемного расширения 1/°С, 1/К; коэффи-
циент массообмена, кг/(м2-Па); коэффициент испарения, кг/(м2-с-Па);
коэффициент оребрения
6 — толщина, м
е — поправочный коэффициент, холодильный коэффициент; степень черноты
тела; луч процесса в d — «-диаграмме, кДж/кг .
у — коэффициент сопротивления (аэродинамического, гидравлического)
т) — коэффициент сглаживания неравномерности поступления; коэффициент
полезного действия; коэффициент заполнения объема
О — температура поверхности, °C, К; разность температур, °C, К
X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К); коэффициент подачи компрес-
сора
р — коэффициент динамической вязкости, Па-с; коэффициент паропроницае-
мостн, кг/(м-с-Па); коэффициент расхода
1/р— коэффициент сопротивления испарению
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с
5 — концентрация раствора, кг/кг; коэффициент влаговыпадения
q — плотность, кг/м3; удельное электрическое сопротивление материала,
Ом/м2
а — коэффициент поверхностного натяжения, Н/м
т — время, с
<р — степень оребрения; относительная влажность воздуха, %
<о — относительное количество вымороженной воды; скорость движения
потока, м/с
Индексы надстрочные
' — величины, относящиеся к нижней пограничной кривой
" — величины, относящиеся к верхней пограничной кривой
зам — замораживание
охл — охлаждение
р — расчетный
т — теплый
х — холодный
Индексы подстрочные
а — агент
б — батарея
в — воздух
вд — вода
вл — влажный
вн — внутренний
вс — всасывание
век — вскипание
гр — грунт
град — градирня
д — диафрагма
ж — жидкость, живое сечеиие
загр — загрузка
ин — иней
к -— конечный
кои — конечный
конд — конденсация
кр — криоскопическая
л — лед; лучистый
м — металл; местное; мясо; мокрого термометра
т — средний
н — наружный, начальный
о — обилий, охлаждение, основание
огр — ограждение
опт — оптимальный
п — перегрев: пар; поверхность; поток
пл — пленка
прот — противоток
пр — приведенный; продукт; проволока
р — равновесная; ребро; роса
расч — расчетный
с — среда; сетка
св — свежая
сеч — сечение
сл —• слив
см — смесь
ср — средний
ст — стейка; статический
стр — строительный
сух — сухой
S — относящийся к рассолу
т — изотермическая поверхность, теплый
тр — требуемый, трение, труба
х — холодный
ц — центр, цикл, циркуляция
ц.р. — циркуляционный ресивер
ш — штабель
щ — щель
э — экран; электродвигатель; элементарный
экс — эксплуатация
F — относящийся к поверхности
СПИСОК РЕКОМЕНДУЕМОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Бахолдин Б. В. Выбор оптимального режима замораживания грунтов в
строительных целях. — М Госстройиздат, 1963. — 72 с.
Бобков В. А. Производство и применение льда. — М.: Пищевая промыш-
ленность, 1977. — 231 с.
Бродянский В. М. Эксергетический метод термодинамического анализа. —
М.: «Энергия», 1973. — 296 с.
Быков А, В., Калнинь И. М., Крузе А. С. Холодильные машины и тепловые
насосы. — М.: ВО «Агропромиздат» 1988. — 287 с.
Быков А. В., Калнинь И. М., Сапронов В. М. Альтернативные озонобезопас-
ные хладагенты//Холодильная техника. — 1989. — № 3. — С. 4—6.
Вода и водные растворы при температурах ниже 0°С/Под ред. Ф. Фракса;
Пер. с англ. — Киев: Баукова думка, 1985. — 188 с.
Волков А. М. Тепло- и массобменные процессы при хранении пищевых
продуктов. — М Легкая и пищевая промышленность, 1982. — 271 с.
Гальперин Н. И., Носов Г. А. Основы техники фракционной кристаллиза
ции. — М.: Химия, 1988. — 304 с.
Гидаспов Б. В., Максимов Б. Н. Проблемы применения фреонов в холо-
дильной технике//Холодильная техника. — 1989. — № 3, —С. 2—4.
Гиндлин Н. М. О влиянии фреонов на слой озона (обзорная информа-
ция)//Холодильная техника — 1989 —№ 3. — С 7—9.
Жадан В. 3. Теплофизические основы хранения сочного растительного
сырья. — М.: Пищевая промышленность, 1976.—С. 233
Иванов О. П. Конденсаторы и водоохлаждающие устройства. —Л.: Машино-
строение, 1980. — 164 с.
Интенсификация теплообмена в испарителях холодильных машин/Гого-
лин А. А., Данилова Г. Н, Азарсков В М. и др. — М.: Легкая и пищевая
промышленность, 1982. — 220 с.
Каневец Г. Е. Обобщенные методы расчета теплообменников. — Киев:
Наукова думка, 1979. — 351 с.
Лутковский В. В. Повышение надежности работы холодильных установок. —
Л.: Машиностроение, 1978. — С. 165.
Мазуреико А. Г., Федоров В. Г. Замораживание пищевых продуктов в
блоках. — М Агропромиздат, 1988. — 205 с.
Малые холодильные установки и холодильный транспорт: Справочник, — М.:
Пищевая промышленность, 1978. — 236 с.
Пап Л. Концентрирование вымораживанием/Пер. с венгерского; Под ред.
О. Т. Комякова. — М.: Легкая и пищевая промышленность, 1982. —97 с.
Плотников В. Т., Филаткин В. Н. Раздельные вымораживающие установ-
ки. — М.: Агропромиздат, 1987. — 270 с.
Применение холода в пищевой промышленности: Справочник. — М.: Пище-
вая промышленность, 1979. — С. 270.
Различные области применения холода: Справочник. — М.: Агропромиздат
1985. — 269 с.
Рекомендации по проектированию камер интенсивного замораживания мяса
на предприятиях пищевой промышленности//Холодильная техника.— 1988.—
№ 3. — С. 34—47.
Соколов В. Н., Семенов Л. Г. Монтаж, эксплуатация и ремонт кислород-
ных и криогенных установок. — М.: Машиностроение, 1984. — 272 с.
Соколов Е. Я-, Бродяиский В. М. Энергетические основы трансформации
тепла и процессов охлаждения. — М.: Энергия, 1968. — 336 с.
Справочник по теплообменникам. — М.: Энергоатомиздат. — 1987 — Т 1 —
561 с.
Справочник по теплообменникам. — М.: Энергоатомиздат, 1987.—Т. 2 —
352 с.
Тепловые и конструктивные расчеты холодильных машин/Под общ. ред.
проф. И. А. Сакуна. — Л.: Машиностроение, Ленинградское отделение, 1987.—
423 с.
Теплофизические основы получения искусственного холода: Справочник/Под
ред. А. В. Быкова. — М.: Пищевая промышленность, 1980. — 231 с.
Теплообменные аппараты холодильных установок/Под ред. Г. Н. Данило-
вой. — Л.: Машиностроение, Ленинградское отделение, 1986. — 303 с.
Физико-технические основы холодильной обработки пищевых продуктов /Под
ред. Э. И. Каухчешвили. — М.: Агропромиздат, 1985. — 258 с.
Хельмут X. Теплопередача при противотоке, прямотоке и перекрестном
токе. — М.: Энергоиздат, 1981. — 382 с.
Холодильная техника/В. Ф. Лебедев, И. Г. Чумак, Г. Д. Аверин и др.—
М.: Агропромиздат, 1987. — 335 с.
Холодильные компрессоры: Справочник. — М.: Легкая и пищевая промыш-
ленность, 1981. — С. 280.
Холодильные машины: Справочник. — М.: Легкая и пищевая промышлен-
ность, 1982. — С. 220.
Холодильные машины /Под ред. И. А. Сакуна. — Л.: Машиностроение,
1985. — С. 510.
Чижов Г. Б. Теплофизические процессы в холодильной технологии пище-
вых продуктов. — М.: Пищевая промышленность, 1979. — 269 с.
Чумак И. Г., Никульшина Д. Г. Холодильные установки. Проектирование. —
Киев: Выща .школа, 1988. — 275 с.
Янтовский Е. И., Путовалов Ю. В. Парокомпрессионные теплонасосные
установки. — М.: Энергоиздат, 1982. — 142 с.
Янюк В. Я-, Бондарев В. И. Холодильные камеры для хранения фруктов и
овощей в регулируемой газовой среде. — М.: Легкая и пищевая промышлен-
ность, 1984. — 127 с.
УЧЕБНИКИ И УЧЕБНЫЕ ПОСОБИЯ
ДЛЯ СТУДЕНТОВ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ
ХОЛОДИЛЬНЫЕ
УСТАНОВКИ
Под редакцией заслуж. деятеля
науки УССР д-ра техн, наук,
проф. И. Г. Чумака
Допущено Государственным комитетом
СССР по неродному образованию в каче-
стве учебника для студентов высших
учебных заведений, обучающихся по спе-
циальности «Техника и физика низких
температур»
Издание 3-е, переработанное
и дополненное
МОСКВА
ВО «АГРОПРОМИЗДАТ»
1991
ББК 31.392
Х-73
УДК 621.565(075.8)
Авторы: Чумак И. Г., Чепурненко В. П. и др.
Рецензенты: д-р техн, наук., проф. Ю. В. Захаров (Николаевский
кораблестроительный институт, кафедра кондиционирования и рефрижерации),
кафедра «Холодильные установки» Калининградского технологического института
рыбной промышленности (д-р техн, наук А. Г. Ионов)
Холодильные установки/Чумак И. Г., Чепурненко В. П.
Х-73 и др.; Под ред. д-ра техн, наук, проф. И. Г. Чумака. —
3-е изд., перераб. и доп. — М.: Агропромиздат, 1991.—
1 495 с.: ил. — (Учебники и учеб, пособия для студентов
высш. учеб, заведений).
ISBN 5—10—000035—X
Описаны холодильные установки, применяемые в различных отраслях
народного хозяйства. Рассмотрены процессы, протекающие в аппаратах
и охлаждающих системах при различных технологических процессах
химической, нефтехимической, металлургической, строительной, пищевой
промышленности, показаны пути рационального проектирования и эксплуа-
тации холодильных установок.
Третье издание дополнено материалами по методам оптимального
проектирования, экономии энергозатрат при производстве холода.
Книга предназначена для студентов, обучающихся по специальности
«Техника и физика низких температур».
2204000000—319
035(01) —91
208 — 92
ББК 31.392
ISBN 5—10—000035—X
© Издательство «Пищевая промыш-
ленность», 1981
© ВО «Агропромиздат», 1991, с изме-
нениями
ВВЕДЕНИЕ
Холодильная установка предназначена для получения и ис-
пользования искусственного холода в самых различных техноло-
гических процессах. Холодильные установки применяют с каж-
дым годом все более широко, захватывая практически все отрас
ли народного хозяйства. При этом по-прежнему актуальным
является использование искусственного холода для холодильного
консервирования пищевых продуктов, создание оптимальных ус-
ловий их хранения, обеспечение минимальных потерь продуктов
при хранении и переработке.
Холодильная техника является энергоемкой отраслью народ-
ного хозяйства, и поэтому уделяется большое внимание энерго-
сберегающим технологиям и методам повышения эффективности
холодильных систем. Тепловые насосы и теплоиспользующие
холодильные машины являются энергосберегающими установка-
ми и экологически чистым энергетическим оборудованием.
Несмотря на многообразие отраслей и технологических
процессов, где используется холод, холодильные установки
мало отличаются между собой в главных элементах холодиль-
ной машины. Основное различие заключено в системах отвода
теплоты — в охлаждающих системах.
По этой причине изложение материала учебника проводится
с общих позиций, без привязки охлаждающих систем и тепло-
обменных аппаратов к конкретной отрасли промышленности, и
только там, где нужно отразить особенности технологии, рас-
сматриваются режимы и конструкции холодильных машин и их
охлаждающих систем.
В третьем издании учебника авторы отказались от изложения
развития различных конструкций охлаждающих систем в хроно-
логической последовательности, уделили основное внимание
современным конструкциям, их перспективам развития и особен-
ностям проектирования. Изложены современные подходы к про-
ектированию теплообменных аппаратов, рассмотрены методики
их расчета и оптимизации. Разнообразие технологических про-
цессов, в которых используют искусственный холод, вызвало
необходимость рассмотреть в одной главе как общие требования
к компоновке холодильных установок, так и специфику такой
компоновки в зависимости от назначения холодильной установки.
Значительное внимание в третьем издании учебника уделено
рассмотрению процессов тепломассопереноса в камерах холо-
дильников, дан критический анализ методик расчета усушки пи-
щевых продуктов в процессах холодильной обработки и хра-
нения, предложен новый метод расчета усушки продуктов.
Расширение сферы использования холода в народном хозяй-
стве потребовало более детального, чем в предыдущем издании,
рассмотрения особенностей применения искусственного холода в
нефтяной, газовой и химической промышленности, в машино-
строении и металлургии, в строительной технике, в метрологиче-
ской службе при аттестации оборудования. Обращается внима-
ние студентов на необходимость строгого подхода к выбору
фреонов с учетом их озонобезопасности.
В третье издание включена глава, в которой описаны
основные принципы монтажа холодильного ' оборудования и
организации их ремонта в процессе эксплуатации. Включение
этого материала в учебник представляется важным, так как
значительная часть отечественных холодильных предприятий
требует модернизации и реконструкции их охлаждающих си-
стем, а эксплуатация действующих холодильных предприятий
невозможна без хорошо организованной ремонтной службы.
Завершает третье издание учебника глава, рассматривающая
вопросы утилизации низкопотенциальной теплоты, различные си-
стемы, обеспечивающие энергосбережение.
В книге введение, главы 1, 2, § 3.1—3.7 (кроме 3.7.1 и 3.7.3),
главы 4 (кроме § 4.7), 6, 16, 20 (кроме § 20.1—20.3), 21 написаны
д-ром техн, наук, проф. И. Г. Чумаком; глава 8 написана
канд. техн, наук Н. И. Чумак и В. П. Онищенко главы 5, 7, 14, 19
(19.1 —19.5) §§ 20.1—20.3 — канд. техн, наук С. Ю. Ларьянов-
ским; § 3.7.1, 3.7.3, 19.6—19.10 — канд. техн, наук Г. К- Мнацакано-
вым; глава 9 — проф. И. Г. Чумаком и канд. техн, наук
С. Ю. Ларьяновским; главы 10—13, 18 — д-ром техн, наук,
проф. В. П. Чепурненко; главы 15, 17 — канд. техн, наук
Э. Г. Парцхаладзе; § 4.7 — канд. техн, наук Г. А. Савченковым.