Холодильная техника. Энциклопедический справочник - Бадылькес П.С., Бухтер Е.З., Вейнберг Б.С., Вольская Л.С.

Автор: Бадылькес П.С. Бухтер Е.З. Вейнберг Б.С. Вольская Л.С.
Теги: энциклопедический справочник холодильная техника
Год: 1960
Похожие
Холодильная техника 1980 №1
Холодильная техника 1987 №12
Кондиционирование воздуха в пассажирских вагонах
Справочник по инженерному оборудованию жилых и общественных зданий
Текст
                    -ttfb&4**4
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА
„ '.'пмштотжп спратиж
1
ТЕХНИКА ПРОИЗВОДСТВА
ИСКУССТВЕННОГО ХОЛОДА
. «^V ст&ргцз^ат • f 9 6 °

Научный редактор Б. С. ВЕЙНБЕРР
Х-23
АВТОРЫ
П. С. БАДЫЛЬКЕС, Е. 3. БУХТЕР, Б. С. ВЕЙНБЕРГ, Л. С. ВОЛЬСКАЯ,
\С. Я. ГЕРШ\, Е. С. ГУРЕВИЧ, Г. И. ДАНИЛОВА, Е. В. ЕФИМОВА, Д. М. ИОФФЕ,
К. Д. КАН, В. В. ЛАВРОВА, Л. Е. МЕДОВАР, Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД,
А. Г. ТКАЧЕВ, Б. Л. ЦЫРЛИН, М. Г. ШУМЕЛИШСКИИ, В. С. ЩЕРБАКОВ,
В. Б. ЯКОБСОН
РЕЦЕНЗЕНТЫ
И. С. БАДЫЛЬКЕС, Б. С. ВЕЙНБЕРГ, \С, Я. ГЕРШ\, А. А. ГОГОЛИН",
А. А. ГУХМАН, А. Н. ЖЕРЕБЦОВ, Я. 3. КАЗАВЧИНСКИЙ, А. В. КАРПОВ,
Е. С. КУРЫЛЕВ, А. Б. ЛИВШИЦ, Ф. М. ЧИСТЯКОВ, А. Е. ШЕЙНДЛИИ,
Г. А. ШЕМШЕДИНОВ, М. Г. ШУМЕЛИШСКИИ
СПЕЦРЕДАКТОРЫ
Б. С. ВЕЙНБЕРГ, А. А. ГОГОЛИН, А. Н. ЖЕРЕБЦОВ, Д. М. ИОФФЕ,
Р. В, ПАВЛОВ, Ф. М. ЧИСТЯКОВ
Главный редактор издательства Б. А. Назаров. Зав. редакцией Е. М. Крсстъянинова
Редактор Я. Г. Николаева. Мл. редактор С Г. Эйдинова
Редактор графических работ И, М. Калнипъ
Художественный редактор И. М. Авдонин
Техн. редактор Д. М. Медриш. Корректоры Ф. Е. Ботвиник, И. Д. Слонова
Художники-графики Я. А. Шлыгин, Я. И. Корытцев, М. С Веневцев,
Л. А. Виноградов, Ю. А. Козинцев, Ю, А. Крупицкий

ОТ РЕДАКЦИИ
Исторические решения XXI съезда Коммунистической партии
Советского Союза знаменуют вступление нашей страны в новый
исторический период — период развернутого строительства
коммунистического общества. В результате выполнения семилетнего плана будет
сделан решающий шаг в создании материально-технической базы
коммунизма. На основе мощного подъема тяжелой промышленности
и сельского хозяйства большое развитие получит пищевая
промышленность. В связи с этим значительные требования предъявляются
к холодильному хозяйству нашей страны. Емкость холодильников
в промышленности и торговле увеличится за годы семилетки более
чем в два раза.
Таким образом, будут созданы условия, обеспечивающие
расширение ассортимента высококачественных продуктов и
круглогодичное снабжение ими населения.
Искусственный холод широко применяется в различных отраслях
народного хозяйства: пищевой и химической промышленности,
в машиностроении и электротехнике, в оптике и медицине, на
строительстве подземных сооружений и других.
Энциклопедический справочник «Холодильная техника»
предназначен для широкого круга специалистов-холодильщиков,
работающих на предприятиях различных отраслей промышленности,
железнодорожного и водного транспорта, на производственных и
распределительных холодильниках, в проектных и конструкторских
организациях, научно-исследовательских институтах, высших
учебных заведениях и техникумах, а также для аспирантов и студентов
старших курсов.
К составлению энциклопедического справочника привлечен
большой коллектив ученых и специалистов, работающих в различных
областях холодильной техники.

6
ОТ РЕДАКЦИИ
Энциклопедический справочник «Холодильная техника»
выпускается в трех книгах. Первая книга посвящена теоретическим основам
и технике производства искусственного холода; вторая — воп-
росам применения искусственного холода в пищевых отраслях
промышленности и на транспорте, кондиционированию воздуха,
производству водного и сухого льда; в третьей книге излагаются
материалы, относящиеся к эксплуатации, проектированию и
строительству холодильников, торговому холодильному оборудованию,
и другие.
В первой книге помещены следующие разделы: физические
принципы получения низких температур и теоретические циклы
холодильных машин; основы теплообмена; термодинамика растворов,
свойства холодильных агентов и теплоносителей; рабочие схемы,
процессы и конструкции холодильных машин; конструкции тепло-
обменной и вспомогательной аппаратуры; абсорбционные и паро-
эжекторные холодильные машины; автоматизация холодильного
оборудования; методы испытаний холодильных машин; техника
глубокого охлаждения.
Во всех разделах приводится обширная библиография. В
приложениях даны таблицы и тепловые диаграммы ряда холодильных
агентов.
Все замечания читателей будут приняты редакцией с
благодарностью и учтены при последующих изданиях справочника*

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ
А, В, С... — постоянные величины
А ккал/кгм — тепловой эквивалент работы
я м2/сек — коэффициент
температуропроводности
а м/сек — скорость звука
а кг/кг — коэффициент удельного расхода
рабочего пара (в эжекторе)
В кг/см2, мм рт. ст. — давление
атмосферы
Ь м, мм — ширина
t — коэффициент рабочего времени
автоматизированной машины
С — коэффициент лучеиспускания
с ккал/кг°С — теплоемкость
с — относительный мертвый объем
с м/сек — скорость абсолютная (в
турбокомпрессоре), скорость поршня
D м,, мм — диаметр цилиндра компрессора,
обечайки
d м, мм — диаметр
d кг /кг — влагосодержание воздуха
F м2, см2 — поверхность, площадь
поршня или сечения
/ м2, см2 — площадь сечения
G кг — вес
G кг/час — весовое количество в час
(другие отрезки времени обозначаются
индексами GceKy GMUH)
g кг/кг — относительные весовые
количества
g м/сек2 — ускорение силы тяжести
Н м — высота столба, напор (потеря
напора — АН)
h м, мм — высота, глубина (линейный
размер)
I кг — силы инерции
/ ккал — энтальпия тела (общая)
* ккал/кг — энтальпия на 1 кг
/ м/сек2 — ускорение
К ккал/квт-ч — удельная холодопроизво-
дительность; удельная теплопроизводи-
тельность
К — безразмерные величины и критерии
К ккал/м2 час°С — коэффициент
теплопередачи условный
А* ккал/м2 час°С — коэффициент
теплопередачи
k — показатель адиабаты
L кгм. — работа (общая, тела)
I кгм/кг — работа на 1 кг вещества
I м, мм — длина
М — скорость в долях скорости звука
(число Маха)
М кг — масса
М — коэффициент термотрансформации
га; п; р; q... — показатели степени в
обобщенных формулах
га; п; />; q... — число однородных атомов
в химических формулах
га — показатели политропы обратного
расширения
га кгсек2/м — масса
га —- молекулярный вес компонента
N кет — мощность

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ
п х/мин — число оборотов
п — число ходов в аппарате
Р кг — сила
Р кг/м2 — давление абсолютное; давление
индикаторное среднее
р кг/м2; кг/см2, атах ати, атм — давление,
во всех случаях, когда не употребляется Р
Q ккал,ккал/час — количество тепла
общее и часовое (в том числе холодопроиз-
водительность)
q ккал/кг, ккал/м2часу ккал/мг—количества
тепла на 1 кг вещества,- м3, м2 час
R кгм/кг°К — газовая постоянная
R м2час°С/ккал — термическое
сопротивление
г ккал/кг — скрытая теплота фазового
перехода
S ж, мм — ход поршня
S ккал/°С — энтропия тела
s ккал/кг°С — энтропия на 1 кг
s м, мм — линейный размер (шаг труб)
Г° К — температура абсолютная
*°С — температура
t м, мм — линейный размер (шаг ребер)
U му мм — периметр
U ккал — внутренняя энергия тела
и ккал/кг — внутренняя энергия на 1 кг
и м/сек — окружная скорость
V мг, мг/час — объем, часовой объем
v мг/кг — объем удельный
w м/сек — скорость, относительная
скорость газа
х кг/кг — степень сухости пара
z — число элементов (ходов, лопаток)
а» Р» 7> ?i Ф — углы, там, где этими
буквами не названы иные величины
а ккал/м2час°С — коэффициент теплоотдачи
а 1/°С — коэффициент линейного
расширения
а кг/кг — превышение весового
количества пара в ступени, следующей после
н. д., по отношению к весовому
количеству в ступени н. д.
Р кг/кг — то же, в ступени в. д. по
отношению к ступени с. д.
р 1/°С — коэффициент объемного
расширения
у кг/мг, кг/л — удельный или объемный
вес
& м, мм — толщина
5 — степень неравномерности хода
s — холодильный коэффициент
(компрессионные машины)
? — поправочные коэффициенты в
расчетах теплопередачи и других
? — степень черноты тела
? — отношение давлений нагнетания и
всасывания
С — коэффициент сопротивления
С — отношение часовых объемов ступеней
С — тепловой коэффициент
Y] — коэффициент полезного действия,
энергетические коэффициенты циклов
разные
6°С — разность температур
ft — приведенная температура
А ккал/м час°С — коэффициент
теплопроводности
А — коэффициент подачи компрессора
А — коэффициент трения в трубах
[I — молекулярный вес
fx кг сек/м2 — коэффициент динамической
вязкости (при размерности кгчас/м2 —
IX — коэффициент преобразования цикла
(тепловой насос)
fx — коэффициент истечения
fx — удельный термодинамический потенциал
v м2/сек — коэффициент кинематической
вязкости
5 — весовая доля вещества в растворе
? — коэффициент влаговыпадения
? — коэффициент сжимаемости
те — давление приведенное
р кгсек2/м* — плотность
р — коэффициент индикаторного давления
а — коэффициент испарения
а кг/м — поверхностное натяжение
т час, сек — время
ср — объем приведенный
9 — относительная влажность воздуха
ср; ф — разные коэффициенты и поправки
ф — степень насыщения воздуха
со xjceK — угловая скорость

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ
9
ИНДЕКСЫ
ИНДЕКСЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ
ВЕЩЕСТВА
а — холодильный агент
5 — рассол или теплоноситель
W — вода
I — воздух
м — масло
ИНДЕКСЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ
ЭЛЕМЕНТ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
км — компрессор
и — испаритель
кд — конденсатор
то — теплообменник
пс — промежуточный сосуд
мо — маслоотделитель
по — переохладитель
рс — ресивер
вох — воздухоохладитель
вот — воздухоотделитель
дт — детандер
кц — кондиционер
6т — батарея камерная
рг — регенератор
пх — промежуточный холодильник
э — эжектор
кп — кипятильник
аб — абсорбер
ooic — отделитель жидкости
н — насос
кт — котел
дв — двигатель
пк — предохранительный клапан
an — аппарат теплообменный
кл — калориметр
ИНДЕКСЫ
1 — величины, относящиеся к нижней
пограничной кривой
" — то же, к верхней пограничной кривой
бр — холодопроизводительность «брутто»
нт — » «нетто»
НИЖНИЕ
СЛОЖНЫЕ ИНДЕКСЫ
1; 2 — индексы, относящиеся к входу в
машину или аппарат и к выходу из него
W\\ SI — индексы, относящиеся к
веществам
1 и\ 2 км — индексы, относящиеся к
элементам машины
1 г; 2 г; 1 и; 2 и — проекции начальных и
конечных скоростей радиальных или
тангенциальных
ан.д\ ас.д; ав.д. — весовые количества
агента в ступенях н. д.; с. д. и в. д.
компрессоров
h.n.d. и т. д. — часовые объемы, описанные
поршнями в ступенях компрессора
ИНДЕКСЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ
УСЛОВИЯ И СОСТОЯНИЯ
0 — условия в испарителе и расчеты его
к — условия в конденсаторе и расчеты его
и, и — состояние переохлажденной жидкости
перед регулирующим вентилем
01 — условия промежуточного давления
02 — условия в испарителе
двухступенчатой машины или низшего
промежуточного давления в трехступенчатых
03 — условия в испарителе
трехступенчатой машины
кр — состояние в критической точке
s — нормальная температура кипения
р — при постоянном давлении
х — при постоянном паросодержании;
в частном случае — по пограничным
кривым ( х= 0; х = 1,0)
сух — по сухому термометру
ел — по влажному термометру
р — точка росы
w — при температуре стенки (в теории
теплопередачи)
т — при усредненной температуре
/ — при температуре в ядре потока
ВЕРХНИЕ
I, II, III, IV — величины, относящиеся
к первому, второму и т. д. значению
одноименных величин
ид — величины, относящиеся к идеальному
состоянию реальных газов

10
ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ
ОБОЗНАЧЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН В СХЕМАХ
Наименование и
сокращенное
обозначение
Компрессор
поршневой
КМ
Компрессору
центробежный
КМ
Конденсатор
КД
Испаритель
И
Регулирующий
вентиль
РВ
Теплообменник
ТО
Промежуточный
холодильник
их
Переохладитель
ПО
Промежуточный
сосуд
ПС
Отделитель
жидкости
ОЖ
Изображение
~1_Г"
V
D
—С^Э—
J L
L 1L 11
ш
Наименование
и сокращенное
обозначение
Изображение
Маслоотделитель
МО
Кипятильник
КП
Абсорбер
А Б
Котел
КТ
Эжектор
Э
Детандер
поршневой
ДТ
Детандер
центробежный
ДТ
Двигатель
ДВ
Насос
Я
Ресивер
PC
Вентилятор
В

Воздухоотделитель
ВОТ

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ
И
Продолжение
Наименование
и сокращенное
обозначение
Манометр
М
Обратный
клапан
ОК

Предохранительный клапан
ЯК
Запорный
вентиль
Изображение
0
—, гаи —
-с?ь- -к
Наименование
и сокращеннее
обозначение
Линии
холодильного агента
основные
Линии
холодильного агента
вспомогательные
Линии воды
Линии рассола
Линии
электропроводки
Изображение
ОБОЗНАЧЕНИЯ ПРИБОРОВ АВТОМАТИКИ В СХЕМАХ
Наименование
и сокращенное
обозначение
Терморегули-
ругощий вентиль
ТРВ \
Водорегулятор
ВР
Соленоидный
вентиль
СВ
Реле давления
РД
Реле низкого
давления
РДН
I Реле высокого
давления
РДВ

Пропорциональный регулятор
давления
ПРД
Двухпозицион-
ный регулятор
давления
ДРД
Изображение
в схемах

принципиальных
—и—
о-

электрических
элементных
Ч..У
Наименование
и сокращенное
обозначение
Поплавковый
регулирующий
вентиль
ПРВ
Поплавковый
регулятор
ПР
Реле импульса
времени
РИВ
Промежуточное
реле и реле
напряжения
Р, ПР, РН
Магнитный
пускатель
П
Реле
температуры
ТР, ТО,
тз
Реле
температуры испарителя
ТРИ
Реле контроля
смазки
РИС
Изображение
в схемах

принципиальных
~4
И
о
?
D

электрических
элементных
-WW—
-brV

12
ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ
Продолжение
Наименование
и сокращенное
обозначение
Электрический
звонок
ЭЗ
Термометр
сопротивления
Т
Термометр
Т

Электродвигатель
эд

Пропорциональный регулятор
температуры
ПРТ
Изображение 1
в схемах

принципиальных
-ЛлО
О.
-Дз- 0
|

электрических
элементных
©
¦ ¦
Наименование
и сокращенное
обозначение
Реле расхода
РР
Реле времени
РВ
Универсальный
переключатель
Н
Пакетный
выключатель
ПВ
Сигнальная
лампа
л
Световое табло
Л
Изображение
в схемах

принципиальных
D
Ф
в

электрических
элементных
туг
—ЛЛЛЛ-
¦и»
—сг^"о—
ф
Ж

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ФИЗИЧЕСКИЕ ПРИНЦИПЫ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ
ТЕМПЕРАТУР
Естественное и искусственное
охлаждение
Охлаждением называется процесс
отнятия тепла или отдачи работы,
сопровождающийся понижением температуры.
Охлаждение осуществляется с участием не
менее двух тел: охлаждаемого и
охлаждающего. Количество тепла (выражаемое в
кал, ккал или других единицах энергии —
эрг, вт-сек, квт-ч), которое может поглотить
охлаждающее тело, определяет его
охлаждающий эффект, или холодопроизводитель-
ность. Охлаждающий эффект водного льда,
например при 0°, равен теплоте его
плавления — 80 ккал/кг.
Естественное охлаждение
осуществляется путем теплообмена с окружающей
средой, искусственное — холодильной
машиной.
Колебания температуры в природных
условиях создают возможность сохранения
или аккумуляции естественного холода.
Наиболее распространенным телом,
сохраняющим естественный холод, является
водный лед.
В практических условиях для
передачи холода применяют специальные
устройства, работа которых осуществляется
при дополнительной затрате энергии.
Охлаждающий эффект при низких
температурах достигается применением
следующих физических процессов:
фазовых превращений, сопровождающихся
поглощением тепла (плавление,
парообразование, растворение соли);
расширения сжатого газа с отдачей внешней
работы; расширения газа путем
дросселирования (эффект Джоуля-Томсона);
вихревого эффекта охлаждения; пропускания
электрического тока через спай двух
металлов или полупроводников (эффект
Пельтье); размагничивания твердого тела
(магнитно-калорический эффект);
десорбции газов [1—5].
Использование фазовых превращений
для охлаждения
Фазовые превращения (плавление,
кипение, сублимация) являются процессами,
поглощающими относительно большие
количества тепла, и
поэтому применяются
для получения
охлаждающего эффекта.
Плавление и
охлаждение смеси.
Плавление водного льда
широко используется
для охлаждения
выше 0°. Смешение
раздробленного льда или
снега с солью
понижает температуру
таяния смеси. ,Охла- Рис. 1. Диаграмма тем-
ждающие смеси об- ператур начала кри-
разуются из веществ, сталлизации чистых
тл пптт г» АТ1 „ ' компонентов в зависи-
которые в процессе мости от состава
растворения погло- раствора
щают тепло.
Кривые (рис. 1) температур начала
кристаллизации: компонента А из жидкого
раствора при увеличении количества ком-

14 ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
понента В; компонента В при добавлении А,
пересекаются в точке Е. Жидкость состава
хЕ при температуре ТЕ насыщена
одновременно обоими компонентами и находится
в равновесии с кристаллами А и В. Ниже
температуры точки Е расположены две
твердые фазы кристаллов чистых
компонентов А и В. Среди всех сочетаний этих
компонентов раствор состава точки Е
имеет наиболее низкую температуру
плавления (кристаллизации). Точка Е
называется эвтектической, или криогидратной,
а соответствующий ей раствор —
эвтектикой («легко плавящийся») [6, 7, 8].
Для охлаждения применяют смеси
солей с водой и солей или кислот с
измельченным льдом или снегом. Для охлаждения
до температуры — 21,2° наиболее
употребителен хлористый натрий со льдом,
выше — 55° — хлористый кальций со
льдом.
С понижением температуры плавления
компонента в растворе уменьшается холо-
допроизводительность 1 кг охлаждающей
смеси (табл. 1).
Таблица 1
Зависимость холодопроизводительности смеси
водный лед — NaCl от содержания соли
Показатели
Температура
плавления,
°С
Теплота
плавления,
ккал/кг . .
Отношение весов соли и льда, %
0
0
80
5
-3,5
75
10
—6,2
68
15
-9,9
62
20
-13,7
57
25
—17,8
51
30
—21,2
46
Охлаждающие смеси распространены
в лабораторной практике для выполнения
различных исследований при низких
температурах. В табл. 2 приведены
наиболее часто применяемые охлаждающие смеси.
Таблица 3
Физические свойства эвтектических растворов
1 Раствор
ZnS04 и Н20 .
ВаС12 и НаО .
Na2S203 и Н20
NH4C1 и Н20 .
NH4C1 и Н,0 .
NH4N03 и Н20
NaN03 и Н20 .
NaCl и НаО . .
K2S04 + KN03 и
KC1 + KNO» и Н
NaN03 + KN03H
Н
ас
н
26
2о
Состав, %
соли
27,2
22,5
30,0
19,25
18,6
41,2
37,0
22,4
4,5/8,0
19,0/3,5
35,9/6,2
воды
72,8
77,5
70,0
80,75
81,4
58,8
63,0
77,6 '
87,5
77,5
57,9

Температура

замерзания
te,°c
- 6,5
- 7,8
— 11,0
-11,1
—15,7
—17,35
—18,5
—21,2
— 3,8
-11,8
—19,4

Удельный
вес т>
кг/л
1,249
1,239
1,312
1,148
1,057
1,188
1,29
1,17
1,093
1,15
1,34

Теплоемкость
раствора с,
ккал/кг °С
0,747
0,799
0,76
0,79
0,80
0,71
0,73
0,797
0,94
0,76
0,72

Теплоемкость

эвтектического
льда с ,
ккал\кг °С
0,376
0,391
0,367
0,413
0,425
0,372
0,374
0,479
0,438
0,398
Теплота

плавления А ,
р
ккал/кг
50,9
58,9
44,5
71,9
78,8
68,4
51,5
56,4
76,4
63,5
52,05
Объемное

расширение
эвтектики
при
замерзании,
%
6,8
7,9
5,2
8,1
7,6
5,8
5,6
7,9
8,1
7,7 !
6,1 |
Охлаждающие смеси
Таблица
Компоненты смеси
Вода и соль:
NaC2H202.H20
NH4CI
NaN03
Na2S203-5H20
СаС12.6Н20
NH4N03
NH4SCN
KSCN
Снег или измельченный
лед и соль:
СаС12-6Н20
СаС12
NaS203-5H20
КС1
NH4C]
NH4NO3
NaN03
(NH4JN03
NaCl
СаС12-6Н20
А
85
30
75
НО
250
60
133
150
41
30 1
67,5 [
30 J
25
60
59
62
33
(82
1 125
1 143
Снег или измельченный лед и смесь
двух солей:
Na2SO4-10H2OA44.) +K2SO4A0,5 ч.)
КС1 B4,5 ч.) + KN03 D,5 ч.)
NaN03 E5,3 ч.) + NH4N03D84.)
КС1 A2 ч.) + NH4C1A9,4 ч.)
Na->N03 F2 ч.) Н-KN03 A0,7 ч.)
Na2SO4.10H2O (9,6 ч.)+
+ (NH4JS04 F9 ч.)
NH4C1 A8,8 ч.) + NH4N03 D4 ч.)
NH4C1 A2 ч.) + (NH4J S04 E0,5 ч.)
KN03 (9 ч.) + NH4N03 G4 ч.)
Снег или измельченный
лед и кислота:
H2S04 F6%)
( 8
13
1 25
1 40
72
1 100
*,°с
-4,7 1
-5,1
-5,3
-8,0
-13,6
— 18,0
-23,7
-9,0
—11,0
—15,8
-17,3
—18,5
—19,0
—21.2
-21,5
—40,3
—55,0
—3,1
-11,8 1
—17,7
-18,0 1
—19,4
—20,0
—22,1
—22,5
-25,0 1
-16
—20
-25
-30 1
-35
-37
А — число весовых частей соли (серной
кислоты) на 100 весовых частей воды, снега или
льда; t — максимально низкая температура после
смешения.

ФИЗИЧЕСКИЕ ПРИНЦИПЫ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР 15
Температура компонентов перед
смешением соли и воды 10—15°, а для
охлаждающей смеси со льдом — 0°.
В практике для охлаждения
используется также лед из эвтектических
растворов, температура таяния которых ниже 0°.
Эвтектический раствор помещают в
герметические металлические сосуды,
называемые зероторами, или аккумуляторами.
Зероторы периодически замораживают в
камерах или рассоле и используют для
охлаждения различных изолированных
контейнеров, изотермических кузовов
авторефрижераторов и т. п.
Физические свойства эвтектических
растворов, применяемых в зероторах,
приведены в табл. 3.
Кипение и сублимация. Процесс
парообразования чистых веществ протекает
при постоянных температуре и давлении.
Полная теплота парообразования [9]
г — и" — и' -f- А • р (v" — v') =
= Р + <Р = *" — *', A)
где и" и и , i" и i', v" и v' — внутренняя
энергия, энтальпия, удельные объемы
насыщенного пара и жидкости;
р = w" — и' — внутренняя теплота
парообразования, затрачиваемая на
придание необходимой энергии молекулам при
переходе из жидкости в пар;
ср = Ар (v"—v') — внешняя теплота
парообразования, расходуемая на
преодоление внешнего давления.
Температура кипения и теплота
парообразования каждого вещества зависят от
давления; при увеличении давления
температура кипения повышается, а теплота
парообразования уменьшается. Состояние
вещества, в котором обе предельные точки
переходной области из жидкости в пар
совмещаются в одну с теплотой
парообразования, равной 0, называется
критическим. При температурах выше
критических ни при каких условиях невозможен
переход газов в жидкость. Приоритет в
установлении критического состояния
принадлежит Д. И. Менделееву A861 г.).
Соотношение между температурой и
давлением в процессе пароообразования
определяется кривой / (рис. 2). Точки на
этой кривой характеризуют состояния,
в которых жидкая и газообразная фазы
вещества сосуществуют, находясь в
устойчивом равновесии. Кривая сверху
ограничивается критической точкой К. С
повышением давления и перемещением по
кривой равновесия жидкость — пар
разница в свойствах соответствующих фаз
уменьшается и совсем исчезает в
критической точке. Термодинамические свойства
жидкости и пара в этой точке тождественны.
Теплота парообразования используется
Для искусственного охлаждения в
паровых холодильных машинах:
компрессионных, пароэжекторных и абсорбционных.
Свойства рабочих тел этих машин,
называемых холодильными агентами, см.
«Холодильные агенты».
Интенсивное испарение воды для
получения охлаждающего эффекта наблюдается
при низкой относительной влажности
воздуха. Теплота парообразования воды при
0 равна 597,3 ккал/кг. Испарительное
охлаждение водой применяется при
относительно высоких температурах. Для
испарительного охлаждения при более низких
Критическая
точка —-у К
Тройная точка
2
Рис. 2. Диаграмма равновесия
фаз углекислоты; кривые: Г —
кипения, II — плавления, 111 —
сублимации; 1 — жидкая фаза,
2 — газообразная, з — твердая,
4 — кипение, 5 — плавление,
6 — сублимация
температурах используют вещества с
низкой температурой кипения при
атмосферном (нормальном) давлении. Фреон-11,
фреон-12, аммиак, фреон-22 имеют
соответственно следующие нормальные
температуры кипения: + 23,7°; — 29,8°; — 33,4°;
— 40,8°. Охлаждение путем испарения
жидкого воздуха, азота и других веществ
применяется в лабораторной практике и
при необходимости в периодическом
понижении температуры отдельных тел в ряде
технологических процессов, например при
обработке металлов холодом.
Температура плавления (затвердевания)
зависит от давления и за некоторым
исключением (например, для воды) изменяется
в одном направлении с ним, подобно
температуре кипения. Кривые плавления //
и кипения / пересекаются в точке,
называемой тройной. Тройная точка
характеризует состояние, в котором при
определенном давлении и температуре
сосуществуют три фазы (твердая, жидкая и
газообразная) в любых количественных
соотношениях. Ниже тройной точки вещество
находится либо в твердом, либо в
газообразном состоянии. Точки кривой III
определяются значениями давлений и
температур, при которых твердая и газообразная

16
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
фазы находятся в равновесии. Процесс
перехода из твердого состояния
непосредственно в парообразное называется
сублимацией, или возгонкой.
В тройной точке для С02 температура
—56,6° и давление 5,28 ата. Жидкая
углекислота может иметь температуру выше
—56,6°. Температура сублимации
твердой углекислоты при атмосферном
давлении — 78°. Сублимирующая твердая
углекислота называется «сухим льдом».
Сухой лед широко применяют для
охлаждения вследствие низкой
температуры сублимации и высокой весовой холо-
допроизводительности A37 ккал/кг). В
вакууме температура сублимации сухого
льда может быть понижена до — 100°; при
смешении его с серной кислотой
температура эвтектической точки достигает— 82°.
Температура и давление тройной точки
воды 0,0098° и 0,00623 ата; водный лед
сублимирует при температурах ниже нуля.
Сублимацию водного льда используют при
сушке различных препаратов под вакуумом.
Тамман и Бриджмен [9] показали, что
при очень высоких давлениях возможны
по крайней мере еще четыре других
кристаллических состояния воды (льды II,
III, V, VI), все они плотнее воды.
В табл. 4 приведены значения
параметров тройных точек различных
модификаций льда.
Таблица 4
Тройные точки модификации водного льда
Фазы
Лед I, жидкость,
пар
Лед I, жидкость,
лед III
Лед III, жидкость,
лед V
Лед V, жидкость,
Лед I, лед II,
Лед 11, лед III,
лед V
г,°с
0,0075
-22
-17
0,16
-37,7
-24,3
Р
4,579 мм рт. ст.
2115 кг/см2
3530 »
6380 »
2170 »
3510 »

Точки
О
С
D
Е
F
G
Теплота сублимации ls равна сумме
теплоты плавления А и парообразования г,
поэтому процесс дает большой
холодильный эффект
ls = X+r.
Функциональная зависимость р = у(Т)
кривых двухфазных равновесий
чистого вещества (плавление, кипение и
сублимация) выражается уравнением Кла-
пейрона-Клаузиуса:
dp
где ^г — производная, взятая по кривой
фазового перехода в Т, />-диа-
грамме;
М — тепловой эффект фазового
перехода;
А — тепловой эквивалент
механической работы,равный1/427^кал//сгл*;
&v — изменение удельного объема в
процессе фазовых превращений.
Удельным объемом жидкости можно
пренебречь и считать величину Ду
равной удельному объему насыщенного
пара v".
Охлаждение расширением газов
Расширение газов с отдачей работы.
Расширение сжатого идеального газа с
отдачей внешней работы
сопровождается понижением температуры. Отно-
Рис. 3. Процессы расширения газа в
энтропийной диаграмме
шение температур в политропическом
процессе 1—2п с показателем политропы п
(рис. 3):
п —1
C)
dp
If
М
' ATAv
B)
В адиабатическом (изоэнтропическом)
процессе расширения 1—2а отсутствует
теплообмен с внешней средой, показатель
п равен показателю адиабаты k, энтропия
остается постоянной. В процессе 1—2'п
с подводом тепла показатель политропы
п <с k, а 1—2п с отводом тепла — п > k.
Процесс расширения газа в
расширительной машине (детандере) протекает с
подводом тепла. Полное преобразование
внутренней энергии в механическую работу
осуществляется в адиабатическом
процессе. Дифференциальный эффект
охлаждения газа выражается производной от
температуры по давлению, взятой по линии

ФИЗИЧЕСКИЕ ПРИНЦИПЫ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР П
процесса расширения. Изоэнтропический
эффект
-<?).¦
Величину as находят из соотношения
между параметрами состояния в
дифференциальной форме [3, 10]
_ AT I dv\
а*~ ср[дТ)Р'
Dа)
„ ид / dv\
Для идеального газа ср = ср ;\jfip—
я ua AR T k—i T
= - и К) = —э • р = — р ¦ D6)
При расширении реального газа
необходимо затратить дополнительную работу
на преодоление внутренних сил
притяжения молекул. По Ван-дер-Ваальсу эта
работа определяется [10, 11, 12]:
dv -
а
а
E)
^i
Наличие внутреннего притяжения
в реальном газе по сравнению с идеальным
обусловливает большую величину его изо-
энтропического эффекта (рис. 4, а). Для
реального газа суммарный эффект
охлаждения достигается за счет преобразования
внутренней энергии в работу против
внешних (ccpdv) и внутренних (аи) сил:
«j = fapdvh + (au)s, F)
(apdv)s = '
(au)s = -
ldu_s
[dv Jt
dv_\
dp Is
G)
Ga)
При давлении 200 ama и температуре
300° К охлаждающий эффект в результате
преодоления внутренних сил составляет
30%, а при Т = 100° К и сравнительно
низких давлениях — до 99% (рис. 4, б)
от общего охлаждающего эффекта.
Расширение газов путем
дросселирования (эффект Джоуля-Томсона). Резкое
снижение давления жидкости или газа
при прохождении их через суженное
отверстие (вентиль, кран) называется
дросселированием. В этом процессе не
производится внешней работы и давление
снижается очень быстро, вследствие этого
теплообмен с внешней средой не
происходит. Энтальпия остается постоянной
h — Ч, поэтому такой адиабатический
процесс не является изоэнтропическим.
Энтропия возрастает, и процесс необратим
Ц—2Ш 1—2и 1—2[, рис. 3). Линии
постоянных температур и энтальпий
(изотерма и изоэнтальпа) идеального газа
совпадают, поэтому при дросселировании
температура не изменяется. При
дросселировании реального газа в результате
изменения внутренней энергии
совершается работа для преодоления внутренних
сил взаимодействия молекул аи^0, и
поэтому изменяется температура. При
дросселировании идеального газа объемная
энергия не изменяется:
А (pv) = p2v2 — рм = 0, (8)
в процессах реального газа она может
возрастать и уменьшаться
Д (ро) = р&2 — pivt f=S 0. (9)
Взаимодействие между молекулами
реального газа и изменение его объемной
энергии в процессе расширения
обусловливают при дросселировании два
температурных эффекта (аи) и (apv)i, которые
могут складываться или взаимно
компенсироваться. Изменение температуры при
дросселировании называется эффектом
Джоуля-Томсона.
Различают дифференциальный и
интегральный эффекты Джоуля-Томсона.
Дифференциальный эффект — отношение
бесконечно малого изменения температуры к
бесконечно малому изменению давления
_ /дТ'
Эффект при больших конечных
изменениях давления называют интегральным
Р2 Р2
Т2 - Тх = J (Щ dp = J a, • dp. A1)
Pi Pi
Практически дифференциальный
эффект — охлаждение при падении давления
на 1 атм. Для воздуха значение этой
величины равно примерно 0,25 град/атм.
В этом случае:
T2-Tl = va.^Pi:
• *Pi, (Ha)
гДв «zm — среднее изменение температуры
на 1 атм в интервале Д/>/. Эффект Джоуля-
Томсона, выраженный через разность
энтальпий газа до и после дросселирования
при постоянной температуре, называется
^изотермическим.
4 После преобразования производных
термодинамических величин [3] получим:
—?['(?),-]• а2>
Отсюда следует, что эффект
Джоуля-Томсона может быть положительным и
отрицательным [13].
Положительный эффект при
охлаждении (процесс 1—2;^ рис. 3):
!U»W

18
ТЕРМОДИНАЪТИЧЕСНИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
отрицательный эффект при нагревании
(процесс 1—2',-): щ < 0 и Т (~)р < v;
нулевой эффект без изменения
температуры (процесс 1—2J: at= О и Т (™) =v.
точек — кривой инверсии. Т\~) = v —
уравнение кривой инверсии.
Давлению до величины р — 9 /?
соответствуют две точки инверсии. В интер-
0,8
0,0
0^
0,2
100
10-
i
At
"
-^
oV
0^
)<t
1 !
1 ! I
—¦
I 1
! i
bO 80 120 160 puma
')
-180 -160 -ПО-120 -100 -80 -60 -40 -20 OfC
a)
f'TK\
3,o\
2fi\
2A
Щ
w
10\
06\
oz\
/7
'/
Г
о/
51
л
§?~:
v:
Bm
1
/
/
J
1
Л
Jfl
I
i0
M
It
1ЖНЫЧ
nap
/
/
y.
/ 4
'J
Пер
_..
i
V
'//
yL
'.греп
IV
f
7
?<
/ -%
/
\4
//
/^
/
r
f
uzi^:
^r
J=a
У
у
1ЫA
— ч
1nst
У
fy~
/
nap
-g.
~Ф
w
f
-?*
7~]
/ Л
A
?A
И
Чр
Рис. 4. Адиабатический и дроссельный эффекты: а — дифференциальный эффект охлаждения при
адиабатическом расширении воздуха; идеальный газ; 1 — граница жидкости, 2 — граница пара;
б — отношение охлаждающего эффекта за счет внутренних сил а к общему охлаждающему эффекту
а адиабатического расширения воздуха;— — — давление насыщенного пара; в — дроссельный
эффект в диаграмме соответственных состояний: приведенные — объем ср, температура #, давление к
.Точка, соответствующая состоянию
реального газа, в котором эффект Джоуля-
Томсона равен нулю, называется точкой
инверсии, а геометрическое место таких
валах температур инверсии
дросселирование дает охлаждающий эффект, а
выше и ниже происходит нагревание
газа.

ФИЗИЧЕСКИЕ ПРИНЦИПЫ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР 19
В пределах точности уравнения Ван-
дер-Ваальса эффект Джоуля-Томсона
можно найти для всех газов, пользуясь
универсальной диаграммой состояния*
построенной в приведенных значениях
температуре = т ¦—, давлений ~ = -— и объе-
мов 'f = , (рис. 4, б). Интегральный эффект
ькр
Джоуля-Томсона определяется как
разность ординат в двух точках, где линия
/ = const пересекает две изобары, в
интервалах которых произведено
дросселирование.
Величину эффекта Джоуля-Томсона
можно выразить через составляющие его
изменения температуры, зависящие от
действия внутренних сил (ая)/, и величины
объемной энергии до и после расширения
ai = (au)i + (apv)i- A3)
При определении выражения для
(au)i принимают постоянной внутреннюю
энергию и, а для (apv)i — удельный объем v
(au)i=-
(apv)i=-
\dvJT \dpjj
Соотношение между (an)i и (ар7))(
определяет знак эффекта Джоуля-Томсона.
Величина (apv) почти всегда отрицательна и
вызывает нагревание газа, которое
компенсируется охлаждением вследствие
изменения (ай);.
Эффект Джоуля-Томсона является
положительным (охлаждение) только при
определенном значении начальных
параметров, в пределах точек инверсии. Воздух,
кислород и азот при комнатной
температуре после дросселирования охлаждаются,
так как их точки инверсии лежат выше;
для снижения температуры водорода
необходимо предварительное охлаждение его
жидким воздухом. Адиабатическое
расширение всегда сопровождается
значительным понижением температуры газа.
Расширение газа с отдачей внешней
работы совершеннее дросселирования
i Av
*s=*i + -~. A4)
lp
При изоэнтропическом расширении
воздуха с Т0 = 300° К, сжатого до 10 ата,
температура его понизится на 140°, при
дросселировании — только на 2,5°.
Необратимость процесса расширения
с получением работы в детандере замедляет
падение температуры. С увеличением
необратимости процесса конечная
температура после расширения приближается к
величине, получаемой при дросселировании.
Эффект Джоуля-Томсона применяется
при получении особо низких температур.
Вихревой эффект охлаждения.
Французский инженер Ранк предложил
использовать для охлаждения вихревой эффект
с помощью специальной трубы [14—18].
Тангенциально по отношению к
внутренней поверхности трубы установлено сопло
(рис. 5). Около сопла расположена диаф-
вЫ^#^
2 5
/ /
-800-
-400-
«)
Сечение ш а-а
Горячий
воздух
холодный
Сжатый
воздух
5)
Рис. 5. Вихревая труба: а — конструкция: 1 —
сопло, 2 — диафрагма, з — дроссельный вентиль,
4 — горячий конец трубы, 5 — холодный конец
трубы; б — схема протекания воздуха
рагма с концентрическим отверстием. По
одну сторону от диафрагмы находится
свободный выход (холодный конец), а по
другую — дроссельный вентиль (горячий
конец). Поток сжатого воздуха,
предварительно охлажденного водой, поступает
в сопло, завихряется и приобретает
кинетическую энергию. Через центральное
отверстие диафрагмы воздух выходит
охлажденный, а через свободный выход —
нагретый. В трубе воздух разделяется на
два потока — холодный и горячий.
Количество воздуха и, следовательно,
температуру потоков можно регулировать путем
большего или меньшего открывания
дроссельного вентиля.
Явления, протекающие в вихревой
трубе, сложны и мало исследованы.
Использованию процессов вихревой трубы и
их теоретическому анализу посвящен ряд
работ В. С. Мартыновского и
сотрудников Одесского института пищевой и
холодильной промышленности [16, 17, 18],
а также и других исследователей [19].
Воздушный поток, вышедший из сопла,
образует свободный вихрь, угловая
скорость со вращения которого велика около
оси и уменьшается по мере удаления от нее.
При движении к дроссельному вентилю
поток, вследствие наличия сил трения между
слоями газа, приобретает почти
одинаковую угловую скорость, так как внут-

20 ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ренние слои теряют скорость, а внешние
набирают ее.
В начальный момент процесса
разделения газа угловая скорость элементарной
массы его на некотором расстоянии от оси
трубы больше, чем в последующий момент.
При этом получается избыток кинетической
энергии, который передается внешним
слоям, повышая их температуру.
Внутренние слои газа, охладившиеся при
истечении, отдавая свою кинетическую энергию
внешним слоям посредством трения, не
получают в поле вихревого разделения
газа эквивалентного возврата тепла от
них. Температурное расслоение газа в
вихревой камере происходит значительно
быстрее наступления термического
равновесия. Вследствие этого внешние слои
выходят через дроссельный вентиль
нагретыми, а внутренние — через отверстие
в диафрагме холодными.
По данным В. С. Мартыновского
и В. И. Алексеева (рис. 6), охлаждение
Мг
60
50
U0
30
20
10
О
10
20
30
40
&tx
Рис. 6. Зависимость вихревого
эффекта охлаждения М и нагревания
Д2г от весовой доли холодного
воздуха [л. при разных давлениях по
опытным данным
холодного потока &tx = tx — tx меньше, чем
в адиабатическом обратимом процессе
расширения и больше, чем при
дросселировании. При р — 5 ата, начальной
температуре *! = 10° и fx'= 0,3 был получен
воздух с tx = — 35°, что составляет около
0,48 перепада температур в изоэнтропиче-
ском процессе. Холодный воздух, отдавая
свою кинетическую энергию, получает часть
тепла из внешних слоев. Таким образом,
процесс в вихревой трубе даже по
отношению к холодному потоку необратим.
Термодинамически процессы вихревой
трубы мало эффективны. Получение
охлаждающего эффекта таким путем связано
с перерасходом энергии в 8 -к 10 раз по
сравнению с воздушной холодильной ма-
а,
н
ri
зщ
i
15
!?,
3^
>0i
$
5 0,
Ф
5a
70,
8/u
кг/кг
шиной. В лабораторных и
производственных условиях, когда периодически нужны
небольшие количества холода и тепла,
применение вихревой трубы может
оказаться целесообразным вследствие простоты
устройства.
Использование эффекта Пельтье
Работы акад. А. Ф. Иоффе и его
сотрудников показали возможность
использования эффекта Пельтье для получения
низких температур с помощью
полупроводниковых термоэлементов. Институтом
полупроводников АН СССР и коллективом
специалистов Ленинградского
технологического института холодильной
промышленности был изготовлен образец
холодильного шкафа с полупроводниковыми
термоэлементами.
Дальнейшие работы
показали перспективность
этого способа
охлаждения [19,20,21,22,23].
Термоэлемент
состоит из двух
последовательно
соединенных
полупроводников (рис. 7)
прямоугольной или круглой
формы. Один из
полупроводников
—электронный (—),
второй— дырочный (+).
Полупроводники с
помощью медных
пластин образуют спаи.
Термоэлементы
можно последовательно
соединять в батареи.
Если через
термоэлемент пропустить постоянный ток, то на
одном из спаев тепло будет поглощаться
(охлаждение), а на другом выделяться
(нагревание).
Обозначим:
«1 и <х2, li и l2, fx и /2, \\ и А2, Qi и а2 —
коэффициенты Пельтье, длину, сечение,
теплопроводность и электропроводность
полупроводниковых термоэлементов.
Холодный спай поглотит следующее
количество тепла:
Qn = (al-a2)ITx. A5)
Если термоэлектродвижущая сила
полупроводниковой пары имеет разные знаки,
холодный спай поглощает большее
количество тепла. Тогда при равенстве
абсолютных значений ах и а2 из формулы A5)
получим:
Qn = 2aITx. A5a)
Разность температур между горячим и
холодным концами термоэлемента вызовет
Рис. 7.
Полупроводниковый
термоэлемент: 1,2 —
прямоугольные (или
круглые) бруски из
электронного (—) и
дырочного ( +)
полупроводников, з —
соединительные медные
пластины — спаи
термоэлементов

ФИЗИЧЕСКИЕ ПРИНЦИПЫ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
21
тепловой поток QT к холодному спаю,
который вследствие теплопроводности будет
частично компенсировать поглощенное
тепло. Кроме того, при прохождении
электрического тока в цепи выделяется джоу-
лево тепло, также уменьшающее охлаждаю-
Д ^тах
80
70
60
50
40
30
20
-80-60-40-20 0 20 40 60 80 100 t?C
Полезный холодильный эффект
термоэлемента Q0 равен разности между
теплотой Пельтье и суммой A/2 Qq^ -f QT) джоу-
лева тепла и тепла, подведенного
вследствие теплопроводности
При отсутствии тепловой нагрузки,
т. е. при Q0 = О будет достигнута наиболее
низкая температура холодного спая.
Выражение A5) показывает, что Qn
пропорционально силе тока /; величина
Qaa|C,компенсирующая поглощенное тепло,
пропорциональна квадрату силы тока.
Вследствие этого максимальное понижение
температуры холодного спая &Ттах
наблюдается при некотором значении силы тока 10пт.
АТп
Металлы Лалупрободники Диэлектрики
Ттах
100
80
60
40
20
°С
'
¦60
40
\-20
О
20
12 3 4 10 z град'1
Рис. 8. Характеристики термоэлемента: а — изменение максимального охлаждения
холодного спая &Ттах в зависимости от температуры горячего спая t2 при
эффективности термоэлементов z = 1,5. 10-3; б — электропроводность <т, коэффициент Пельтье
а, эффективность термоэлементов z из металлов, полупроводников и диэлектриков;
в—зависимость максимального охлаждения холодного спая &Ттах от эффективности
термоэлемента z при постоянной температуре горячего спая /г = 40° С
щий эффект спая. При этом считается, что
к каждому из спаев подводится половина
общего количества джоулева тепла.
Qdotc
QT==(Tg-Tx)^i^ + xJ[l
l± , 1
/i
A6)
Приняв физические константы, длину
и сечение полупроводников одинаковыми,
получим:
I
<дж
= 2/2
*/
Тх).
A7)
A8)
Для/0
пт и ^Ттах теоретическим путем
найдены следующие выражения:
aaf
¦* ппт
I
AT —
A9)
B0)
Максимальное охлаждение холодного
спая без внешней нагрузки является
важной характеристикой термоэлемента.
Величина АТтах зависит только от
температуры Тх холодного спая и коэффициента .z,
который представляет собой
термоэлектрическую характеристику вещества
полупроводника. Величину z часто
называют эффективностью термоэлемента

22
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
При2= 1,5-10-3 град_1и температуре
горячего спая 20° максимальная разность
температур холодного спая составляет 45° (рис .8,а).
Эффективность термоэлементов в
значительной степени зависит от материала,
который должен обладать высоким
коэффициентом а и большим значением
отношения г-. Металлы характеризуются примерно
одинаковым отношением^-, для
полупроводников оно меньше, но коэффициент а
термоэлектродвижущей силы и,
следовательно, эффективность z термоэлемента
значительно больше (рис. 8, б).
Полупроводники, используемые для охлаждения
термоэлементов, характеризуются данными:
положительная ветвь полупроводников—
z = 2,9 -Ь 3,2 • 10~3 град, а = 180 -4-
-Ь 200 мкв/град, а = 800 -Ь 1000 ом'1 см'1,
X = 3-Ь2,2, • Ю-3 кал/см сек град;
отрицательная ветвь — z = 1,7-4-2-Ю-3
град, а = 190-ь200 мкв/град, а = 700~Ь
-f-900 ом см~г, А= 2,8-^2,9 кал/см сек град.
Для термоэлементов из этих веществ
z = 1,5-4-1,7 • 10_3 град, а для отдельных
элементов 2=2- 10_3 град-1 и больше.
Эффективность термоэлементов
оказывает значительное влияние на
максимальную разность температур (рис. 8, в).
Охлаждение десорбцией
В 1926 г. Симон применил для
получения температур, ниже температуры
жидкого водорода, десорбцию гелия из угля
[4, 20]. Для этого необходимо следующее:
адсорбция гелия углем при самых низких
температурах с отведением выделяющегося
тепла; изоляция сосуда с углем от
теплового контакта с внешней средой;
откачивание адсорбированного гелия для
обеспечения процесса десорбции, дающего
охлаждающий эффект.
Для получения охлаждающего эффекта
методом десорбции необходимы
специальные устройства (процессы осуществляются
периодически). В первый период зарядки
активированный уголь адсорбирует гелий,
а выделяющееся тепло отводится через
наружную поверхность; после насыщения
угля гелием сосуд изолируется.
Охлаждающий эффект получается во второй период
действия аппарата. Гелий откачивается и
вследствие этого начинается процесс его
десорбции из угля; температура быстро
падает. В одном из опытов с помощью 15 г
активированного угля было адсорбировано
8 л газообразного гелия при 13° К и
давлении 1,3 ата. При десорбции гелия из
активированного угля температура оказалась
ниже 4°К.
Периодически действующие аппараты
такой системы дают большие необратимые
потери и с термодинамической точки
зрения мало эффективны. Однако десорбцион-
ный метод является относительно простым
для получения температур между
температурами жидкого водорода и жидкого гелия
без сжижения последнего и поэтому
получил некоторое применение в лабораторной
практике (см. «Глубокое охлаждение»).
Охлаждение посредством
размагничивания твердого тела
В парамагнитных веществах работа
системы против внешних сил
(парамагнитное вещество втягивается в магнитное поле)
совершается за счет внутренней энергии и
поэтому сопровождается понижением
температуры. Адиабатическое
размагничивание парамагнитных веществ происходит
так же, как и адиабатическое расширение
газа. Охлаждаемый образец, помещенный
в вакуумированный сосуд, намагничивается
с помощью сильного магнитного поля, затем
оно выключается, и в процессе
адиабатического размагничивания температура
образца понижается (см. раздел «Глубокое
охлаждение»).
Скорость падения температуры при
адиабатическом размагничивании [20]
dT __ \дТ lv< я B1)
Ш~ сг,„ '
где М — полный магнитный момент в
направлении поля;
Н — напряженность поля;
ср,н — теплоемкость при постоянной
силе поля.
Выражение B1) можно записать и так:
dT
дм
дт /р. м
дн \
B1а)
dH~ А_т[дмХ (д11
р.м"^ \дт)р,н'\дм)Р,н
Идеальные магнетики являются
наиболее эффективными веществами для
получения магнитно-калорического эффекта.
Наиболее хорошо отвечает закономерности,
установленной Ланжевеном, сульфат
гадолиния. Де-Гааз получил хорошие
результаты для смеси двух квасцов:
KaSOiCMSOi), • 24Н20-[-
+ 14,4K2S04A12 (S04K • 24Н20.
При адиабатическом размагничивании
поля с 20 000 до 1 гаусса, Де-Гааз достиг
температуры 0,0044° К.
Магнитно-калорический эффект
применяют для получения температур, близких
к абсолютному нулю.

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ЦИКЛЫ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
2а
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ЦИКЛЫ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
Обратный термодинамический
цикл
Второй закон термодинамики
указывает направление процессов переноса
тепла: тепло само собой переходит лишь
от тела,, более нагретого, к телу, менее
нагретому, но не наоборот;
некомпенсированный переход тепла от тела с меньшей
температурой к телу с большей
температурой невозможен. В качестве компенсации
должна быть затрачена механическая
работа или осуществлен
другой процесс,
эквивалентный по
возможности
производить работу,
например переход тепла от
тела, более
нагретого, к менее
нагретому.
Перенос тепла от
холодного тела к
окружающей среде,
т. е. искусственное
охлаждение,
осуществляется с помощью
обратного
термодинамического цикла.
Обратный цикл со-"
вершается с затратой
работы. Комплекс
элементов (теплооб-
менные аппараты,
компрессор,
расширитель или
дроссельный вентиль), осуществляющих обратный
круговой процесс, принято называть
холодильной машиной или тепловым насосом,
в зависимости от выполняемых функций.
Обратный круговой процесс может
осуществляться тремя циклами: холодильным,
теплового насоса и теплофикационным
(одновременное получение тепла и
холода).
Холодильный цикл (рис.9,а) 1—2—3—4
совершается между температурами
охлаждаемого тела Т0 и окружающей среды Т.
Цикл теплового насоса (рис. 9, б) 5—6—7—
8 — между температурами окружающей
среды и нагретого тела.
Теплофикационный цикл (рис. 9, в) V—2' —3'—4' между
температурами холодного Т0 и горячего
тела Тг.
Обратный цикл может быть разомкнут
без нарушения составляющих его
термодинамических процессов [24, 25]. После
совершения только одной части цикла
термодинамические процессы могут быть
прекращены и затем возобновлены в другое
время или в другом месте. Примерами
разомкнутого цикла может служить
производство твердой углекислоты (сухой лед) и
жидкого воздуха. Для получения сухого
льда газообразная углекислота сжимается
компрессором до определенного давления,
затем благодаря отводу тепла окружающей
средой сжижается. Жидкая углекислота
дросселируется до более низкого давления,
при котором образуется ее твердая фаза*
Цикл прекращается, твердая углекислота
извлекается и сохраняется для получения
холодильного эффекта в другом месте. При
Горячая
дода
Горячая
дода
Рис. 9. Схемы обратных циклов: а — холодильного; б — теплового насоса*,
е— теплофикационного
этом сублимирующая твердая фаза
превращается в газообразную и каждая
единица массы производит количество холода,
соответствующее холодильному эффекту
данного замкнутого термодинамического
цикла.
Обратные обратимые циклы
Обратный цикл Карно. Перенос тепла
от холодного источника к окружающей
среде, при постоянстве их температур Т0
и Т, осуществляется с минимальной
затратой работы, при помощи цикла Карно.
Температурный перепад между
источниками и рабочим телом принимается
бесконечно малым, и процессы отвода и
подвода тепла от источников можно
заменить соответствующими процессами
рабочего тела. Цикл Карно может быть
осуществлен в области влажного пара
(рис. 10, а); он состоит из двух изотерм — Т0
(испарителя) и Т (конденсатора) и двух
адиабат 1—2 (компрессора) и 3—4
(расширителя). Работа цикла АI равна разности

24
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
работ компрессора Alna и расширителя
А1
ра-
Al = AL
¦Al
pa-
B2)
В адиабатических процессах:
лк„
А1
ра ¦
Эта величина обратна термическому
коэффициенту полезного действия прямого
цикла Карно при одних и тех же
температурах источников.
При постоянстве температуры Т
работа цикла теплового насоса на единицу
получаемого тепла увеличивается с
повышением Тг
Для оценки эффективности обратных
циклов холодильных машин применяют
холодильный коэффициент е, выражающий
отношение количества тепла q0, отнятого
от охлаждаемого источника, к затраченной
А\„ = -
= Яг 1
Т
/
/
к
з ' г)
ч.
т
\ То
— -1—
а)
Риг. 10. Обратимые циклы: а — Карно для паровой холодильной ма
шины; б — произвольный
в цикле работе А1 в тепловых единицах:
Для цикла Карно:
Минимальная работа обратно
пропорциональна холодильному коэффициенту
обратимого цикла:
.Яо
Произвольный обратимый цикл. Если
охлаждаемый источник и окружающая
среда, отдавая и
воспринимая тепло,
совершают не только
изотермический, но и любые
термодинамические
процессы и разность
температур между
источниками и рабочим телом
в каждой точке
бесконечно мала, то при
соблюдении
механического равновесия цикл
рабочего тела будет
обратимым. В обратимом
цикле 1—2—3—4
процессы 2—3 и 4—1
рабочего тела протекают по
тем же линиям, как и
процессы источников
а—Ъ и с—d, но в противоположных
направлениях [26, 27, 28, 29], рис. 10, б
Холодильный коэффициент обратимого
цикла 1—2—3—4
B3а)
Яо
с
ds
Я — Чо
B5)
А1Г
Т
J Ttds- J Toids
При заданной температуре окружающей
среды Т на единицу получаемого холода
затрачивается тем большая работа, чем
ниже температура холодного источника Т0.
Последняя характеризует
термодинамическую ценность холода.
Эффективность цикла теплового насоса
оценивается коэффициентом
преобразования {а, выражаемым отношением количества
qg, передаваемого горячему телу тепла
к затраченной в цикле работе AL:
P-Al,'
Для цикла Карно:
Рс = ;
B4)
B4а)
где T0i и Т{ — температуры источников
элементарного цикла Карно, работа цикла
выражена разностью между отведенным q
и подведенным q0 теплом.
В. С. Мартыновский [2,28] выражает е0
для любого обратимого цикла через
холодильный коэффициент эквивалентного
цикла Карно, в котором температуры
источников Топг и Тт равны средним
планиметрическим температурам в процессах подвода
и отвода тепла:
е0 = Т°» . B5а)
1 тп L от
Обратимые круговые процессы
протекают различно в зависимости от характера
источников. Любой обратимый цикл можно
рассматривать как сумму бесконечно
малых циклов Карно.

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИ Е ЦИКЛЫ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ 25-
Холодильный цикл с переменной
температурой холодного источника. Тепло q0,
отнимаемое от охлаждаемого источника
а—Ь независимо от его характера (рис. И,а),
передается окружающей среде с
постоянной температурой Т. В обратимом цикле
а—с—d—Ь линии а—Ъ и d—с изменения
состояния источников и линии Ъ—а и с—d
рабочего тела отличаются только
направлениями. Холодильный коэффициент е0 =
= J*° имеет наибольшее значение по срав-
AIq
нению с этой величиной в других циклах
при данных условиях. Так, в цикле Карно
Ь—2'—3'—d тепло-от охлаждаемого
источника может быть отведено только в том
п
тепла от охлаждаемого источника к раоо-
чему телу и от последнего (с
температурой Т) к окружающей среде (с
температурой Т).
Холодильный коэффициент цикла:
Яо
А10 + ААГ
B7),
При АА1^?0, т. е. As>0, имеются
необратимые потери и А1 не равна
минимальной работе. Возрастание энтропии в
процессах взаимодействия рабочего вещества
и источников является мерой необратимых
потерь термодинамического цикла.
Цикл-образец в конкретных условиях
должен обеспечивать минимальную за-
| г
1 *
I 7
Та
То
Ь
d —.
4 — 3
1 1
L^<^
—-AT —-
С
а
As'
3'
us"
2'
1
Td
j
Тс о^
T
b
I -
3
\
It
AS
' 'd
^^
\
*'__ 1
"¦—
—
>
Q
\u
it
hm ^^
Те с
f
b
r^
\ t
f»
Sb<
^yy
e T
а Та
Tom
Tb
t m
Рис. 11.
*)
')
Обратимьгв циклы с переменными температурами источников:
б — теплового насоса; в — теплофикационный
холодильный;
случае, если изотерма рабочего тела
находится на уровне Т0. Такой цикл будет
необратим вследствие конечной разности
температур между охлаждаемой средой и
рабочим телом. При температуре Т0 должно
подводиться столько же тепла, сколько
в цикле Ъ—а—с—d, а затраченная
работа АГС (площадь Ъ—2'—3'—d) больше
А10 (площадь Ъ—а—с—d). Холодильный
коэффициент е?<е0.
Таким образом, если тело должно быть
охлаждено от Та до Т0 в цикле с
постоянными температурами, весь холод получается
при самой низкой температуре Т0 и, значит,
не самым экономичным способом.
Дополнительная работа АА1, расходуемая в
необратимом холодильном цикле при
получении одного и того же количества холода,
равна произведению температуры Т
окружающей среды на возрастание As ее
энтропии. Величина АЛ/ выражает
минимальную работу, которую нужно затратить для
того, чтобы вернуть тело в первоначальное
состояние после совершения необратимого
процесса.
AAl = T (As' + As") = TAs, B6)
где As' и As" — возрастание энтропии
вследствие необратимости процессов передачи
трату работы. Применение во всех случаях
универсальных образцов (Карно, Лоренца)'
с одними и теми же процессами может
привести к ошибочным результатам.
Таким образом, обратимый
холодильный цикл состоит из следующих процессов:
любого процесса подвода тепла от
холодного источника, изотермического отвода
тепла к окружающей среде и двух
адиабатических процессов без возрастания энтропии
и подвода и отвода тепла.
Цикл теплового насоса с переменной
температурой горячего источника [30, 31,
32]. Нагревание горячего тела от
температуры Тс до Td (рис. 11, б) при условии
постоянства температуры Т может быть
осуществлено обратимым циклом 1—2—3—
—4. В цикле из двух изотермических и
двух адиабатических процессов необходимо
процесс отвода тепла вести при наивысшей
температуре Td. Для нагревания горячего
тела до температуры Td требуется отвести
тепло от рабочего тела по изотерме Td
(на участке 2—3'), а это сопряжено
с необратимыми потерями вследствие
конечной разности температур.
Дополнительная работа AAV, затрачиваемая в
необратимом цикле теплового насоса, по
сравнению с обратимым при одинаковых

26 ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
количествах тепла, подводимого к горячему
телу, равна произведению температуры
окружающей среды на общее возрастание
энтропии As, происходящее в результате
необратимости
AAV = Т . As. B6а)
Коэффициент преобразования
(отопительный коэффициент) обратимого цикла Карно
|хс при постоянных температурах Тг
нагреваемого тела и Т окружающей среды
г
В общем случае при средней
планиметрической температуре нагреваемого тела
Тггп [2]l
7*_
ц0 =
Т —Т
гтп
B9)
Таким образом, обратимый цикл
теплового насоса состоит из изотермического
процесса отнятия тепла от окружающей
среды, любого процесса отвода тепла к
источнику без разности температур между ними
в течение всего процесса и двух
адиабатических процессов.
Теплофикационный цикл с переменными
температурами источников. В
теплофикационном обратимом цикле а—d—с—Ь
(рис. 11, в) в процессе Ь—а отнимается
тепло от холодного источника и в процессе
d—с подводится тепло к горячему телу.
Этот цикл одновременно дает q0 ккал
холода при средней температуре Tom nq ккал
тепла при средней температуре Тгш.
Теплофикационный цикл по существу состоит из
двух циклов: холодильного а—е—/—Ъ и
теплового насоса е—d—с—/.
Количества получаемого холода q0 и
тепла q связаны определенным
соотношением значений холодильного и
отопительного коэффициентов этих двух раздельных
циклов.
9. «(Ji-l) * (Щ
Общая эффективность
теплофикационной холодильной машины определяется
отношением:
"=*?!. CD
Циклы холодильных машин могут
иногда рассматриваться как
теплофикационные, если используется тепло
нагнетаемого компрессором газа (воздушная
холодильная машина, паровая с
перегревом пара в процессе сжатия). Применение
холодильных машин для
теплофикационных целей на предприятиях,
потребляющих холод и тепло, дает энергетический
и экономический эффекты [1].
Обобщенные обратимые циклы. В
термодинамике обобщенным циклом Карно
называют обратимый регенеративный цикл,
состоящий из двух изотерм и двух
произвольных обратимых процессов, между
которыми совершается теплообмен без
возрастания энтропии и без подвода или
отвода тепла из окружающей среды. Такой
регенеративный цикл по термодинамической
эффективности равноценен циклу Карно.
Обобщенный обратимый холодильный
цикл, а также цикл теплового насоса
отличаются от обобщенного цикла Карно
тем, что процессы подвода и отвода тепла
в них могут быть любыми, а не только
изотермическими.
ЦИКЛЫ ГАЗОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
Воздушная холодильная машина
Теоретический цикл. В газовых
холодильных машинах для получения умеренно
низких температур в качестве рабочего
LAL
дт
им
т\
хк
1 ¦ f HI ^
iH?>
?a
9
тела наиболее распространен воздух. При
охлаждении тел от температуры Та до Ть
(линия а—Ъ) (рис. 12), обратимый
холодильный цикл с изотермическим отводом
тепла характеризуется точками Ь—а—d—с,
а его холодильный коэф-
в фициент [1, 2]
-. C2)
3
Г^
1 ^^^^*
^
с
А
г
а
РУ
У / т
\/т,-та
1>" Ч
I)
Рис. 12. Воздушная холодильная машина: а — схема- б —
теоретическим цикл; ХК — холодильная камера, X — холодильник, Д —
охлаждаемые тела
Т Т
1 ¦* on.
Холодный воздух
(точка 4) при
атмосферном давлении рг
поступает в камеру,
охлаждает находящиеся в ней
тела, нагреваясь до
температуры Тг (точка 1),
Далее воздух
адиабатически сжимается
компрессором до давления р2
(точка 2). Исходя из

ЦИКЛЫ ГАЗОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
11
значения низшей температуры холодного
воздуха и его давления, можно установить
состояние воздуха при входе в камеру
после расширителя (точка 4).* Точка
пересечения адиабаты расширителя с
изотермой Т окружающей среды соответствует
давлению воздуха р2 (точка 3). Воздух, сжатый
компрессором, охлаждается в
холодильнике, адиабатически расширяется в
детандере и с температурой Т4 снова
поступает в холодильную камеру.
Холодильный коэффициент
теоретического (обратимого) цикла 1—2—3—4:
Т Т
?т ==т2~т1==тъ — т,' C3)
Степень соответствия цикла 1—2—3—4
источникам определяется отношением:
ч =!l_ Т,(Т-~ Тогп)
Если воздушная холодильная машина
одновременно с холодом дает и тепло, то
ее эффективность должна оцениваться не
холодильным кэффициентом е0, а
коэффициентом и0 теплофикационного цикла:
.. -go + T
Al
> + (*о
C5)
Коэффициент u0 можно рассматривать
как сумму холодильного е0 и
отопительного [х0 коэффициентов одного и того же
цикла. Для полностью обратимого цикла
1—2—3—4 величина е0 = г и ja0 = fxT .
т2 — тх-
Тг + Т2
т_±±1а
Tz — t:
отношение
\г =
u0
C6)
C7)
C8)
определяет степень соответствия
теплофикационного цикла рабочего тела процессам
источников. Для полностью обратимого
цикла 1—2—3—4 у\тг = 1. В одном и том же
газовом цикле при разных источниках
степень термодинамического совершенства
рабочего тела неодинакова.
Степень соответствия холодильного
цикла 1—2—3—4 источникам с
постоянными температурами Тг и Т выражается
отношением:
п = т = -
\г т т >
C9)
так как Т<:Т2, то ig<.l; при этом ет
значительно меньше ес.
В условиях источников постоянной
температуры цикл воздушной холодильной
машины дает большие необратимые потери.
Для поддержания постоянной температуры
охлаждаемого тела цикл воздушной
холодильной машины терлюдинамически мало
эффективен. Этот цикл более эффективен
при наличии источников переменной
температуры.
Таблица 5
Сравнительные данные работы воздушной
холодильной машины
P! = l ата, ^= — 10°, *8=20°
Наименование
Температура конца
сжатия t2, °С . . .
Температура конца
расширения t4, °C
Работа компрессора
А1ка, ккал/кг . . .
Работа расширителя
Alva, ккал/кг . . .
Работа цикла
А1, ккал/кг ....
Холодопроизводи-
тельность 1 кг
воздуха q ккал/кг .
Объемная холодопро-
изводительность
воздуха qv, ккал/м3
Тепло, отводимое в
охладителе q>
Холодильный коэф-
Отношение иТ # . . .
Весовое количество
воздуха Ga,
циркулирующее в
машине холодопроизво-
дительностью 100
тыс. ккал/час, кг/час
Объем воздуха,
всасываемый
компрессором машины хо-
лодопроизводитель-
ностью 100 тыс.
ккал/час, м^/час . .
Отношение а работы
расширителя к ра-
Холодильный
коэффициент
действительного цикла ?0
ПРИ "Пра = °>85 и
71ка= °>9
Степень обратимости
цикла по
отношению к теоретичес-
о
47,0
—31,5
13,87
12,72
1,15
5,32
6,92
6,47
4,63
10,26
18000
14480
11,1
0,75
0,162
р2* ата
3
83,1
-56,7
22,70
18,62
4,08
11,40
14,80
15,48
2,79
6,58
8780
6760
4,56
0,93
0,32
4
113,1
-73,8
30,25
22,80
7,45
15,57
20,20
23,02
2,09
5,18
6430
4960
3,06
0,815
0,39
1 5
140,8
-88,5
37,63
26,30
11,38
19,00
24,68
30,38
1,67
4,34
5270
4160
2,32
0,785
0,47
Воздух (табл. 5), обладая небольшой
теплоемкостью, дает и малые значения
q0nqv. Для получения большой холодопро-
изводительности необходимо пропускать
через машину значительное количество
воздуха.
D0)
G—&.
Яо
Применение поршневых компрессоров и
детандеров здесь не экономично: при боль-

28 ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ших количествах воздуха увеличиваются
габариты машин и потери. Лучшие
результаты показали центробежные компрессоры
и турбодетандеры: они более компактны
и дают меньшие потери.
Действительные процессы. Потери в
действительных процессах воздушных
холодильных машин значительны. Работа А1
цикла равна разности работ А1Ка
компрессора и А1ра детандера, а общие потери
суммируются ЬА1 = /±А1Ка + &А1ра. Даже при
сравнительно небольших потерях этих
элементов работа цикла значительно
возрастает, так как она является малой
разностью двух больших величин. Это сопро-
при этом
&AL
1 — TL.
• AL
АА1р = A — цра) • А 1ра.
Величины А1па и А 1ра выражают работу
в адиабатических процессах 1—2' и 3—4'.
Холодильный коэффициент
действительного цикла
Чо-
AL
• А1ра A — Vjpg)
D3)
Аьра ' "Чра
1
2
/ 1/
I^To
111 Г N..... »»
ю
Рис. 13. Действительные процессы воздушной машины: а — компрессора и
расширителя; б — цикл с действительными процессами компрессора и расширителя
вождается резким падением
действительного холодильного коэффициента ?а и
уменьшением степени обратимости ч\д цикла:
Обозначив отношение работы
расширителя А1ра к работе цикла А1 величиной а:
- S—<*-_*!>_. D3a)
fcd —
7id =
D1)
1 +а
"Пра
При большей величине потерь в
компрессоре и расширителе значения гд могут быть
в несколько раз меньше ет. В результате
потерь в компрессоре затрачивается
дополнительная работа, а в расширителе
уменьшается получаемая энергия и
сокращается холодопроизводительноеть
(рис. 13,а).
Холодопроизводительноеть
теоретического цикла 1—2'—3—4' равна q0= it—i4',
в действительном цикле 1—2—3—4
холодопроизводительноеть qod = ix—i4 меньше на
величину Дд0 = г4—*Y; потери в работе
расширителя &Alp= i4 — i4' — Дд0.
Потери компрессора и расширителя
помощью адиабатических
оценивают
к. п. д.
V*:
i2 — it
H
D2)
D2a)
В действительных процессах холодильных
машин у\ра расширителя всегда меньше т\ка
компрессора, так как в рабочем процессе
расширителя воздух имеет более низкую
температуру. С понижением температуры
воздуха после расширителя холодильный
коэффициент действительного цикла гд
вначале возрастает, а затем начинает
падать. Это объясняется тем, что
понижение ет соответственно температуре 714/
приводит также к уменьшению отношения
а и, следовательно, сокращению
действительных потерь (табл. 5). При дальнейшем
снижении е влияние величины а
недостаточно для увеличения ед в
действительном цикле, и величина последнего медленно
уменьшается.
Основываясь на выявленной
закономерности изменения холодильного коэффи*
циента действительного цикла от
температуры TV после расширителя, B.C.
Мартыновский [2] рекомендует при заданной

ЦИКЛЫ ГАЗОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
29
высшей температуре Т1 воздуха,
производящего холодильный эффект, выбирать
температуру Т/ более низкой, при которой
еа имеет максимальное значение. Этот
режим им назван оптимальным. Увеличение
разности температур Тг—Т/ влечет за
собой сокращение количества
циркулирующего воздуха, что уменьшает размеры
машины.
Принимая к. п. д. компрессора и
детандера постоянным, В. С. Мартыновский [2]
получил выражение, по которому,
задаваясь значениям Г, Т0, -цра и riKa, можно
определить оптимальную температуру Т^,
соответствующую максимальному значению
1 М,
чения большей холодопроизводительностя
и низких температур.
Регенеративный цикл с двумя
адиабатами и двумя изобарами. Цикл с малым
Ра
отношением давлении - возможен при
полном внутреннем теплообмене или
регенерации тепла. Уменьшение давления
приводит к возрастанию объемных и
энергетических коэффициентов компрессора и
расширителя.
Воздух, сжатый в центробежном
компрессоре (рис. 14) до давленияр2 (точка 2а),
направляется в холодильник и
охлаждается (точка За) до температуры Тя.
За[_
35
ДТ
ТО
¦fa
ХК~ 1
N
1а
ДВ
Укм
-<П)
1 Тг >
1 Тз j^ay
ущ/\
/ ИИ
к //?
У$у^
Ж г,
Тщ.
а)
5)
Рис. 14. Воздушная регенеративная холодильная машина: а — схема: X —
холодильник, ХК — холодильная камера, Д — охлаждаемые тела; б — процессы в
s, Т-диаграмме
,-.[-
¦]-
действительного холодильного
коэффициента
• wWy-yo)
гр ~\т 'Чра I
-2тфа. Т ¦ Т,, + Т (Т0 + ^аТ-Т)=0.
По значению Tv определяется давление р2
перед детандером.
В том случае когда заданы температуры
7\ и Т4 у входа воздуха в камеру и выхода
из нее, действительный режим работы
воздушной холодильной машины может
быть установлен только на основе учета
действительных потерь расширителя и
компрессора (рис. 13, б). В результате
потерь в расширителе в процессе 3—4
необходимо повысить давление от
величины р2 до />2; это приводит к
дополнительной затрате работы в
компрессоре.
По эксплуатационным соображениям
часто работу расширителя не используют.
Так как величина дроссельного эффекта для
воздуха сравнительно мала, то при замене
расширителя дросселем необходимо
значительно увеличить давление р2\ при этом
нельзя получить достаточно низкие
температуры. Даже если работа расширителя
не используется, он необходим для полу-
Далее сжатый воздух поступает в
регенератор, где при том же давлении охлаждается
потоком холодного воздуха до температуры
Тх (точка 36). Расширяясь адиабатически в
расширителе, воздух охлаждается до
температуры 7*4 и при давлении рх поступает
в холодильную камеру (точка 4), где
нагревается до температуры Т1. Воздух из
камеры (точка 1) направляется в
регенератор, нагревается в нем до температуры
Тд, затем охлаждает воздух,
поступающий из холодильника в расширитель.
Подогретый воздух (точка 1а) засасывается
компрессором и адиабатически
сжимается в нем до давления р2 (точка 2а).
При рассмотрении теоретического цикла
машины предполагается совершенный
теплообмен во всех аппаратах.
Сопоставление величин,
характеризующих машину с регенерацией тепла
(цикл 1а—2а—36—4) и без нее (цикл
1—2—3—4), приводит к следующим
выводам [1]:
а) в обеих машинах одинаковы
подведенное и отведенное тепло:
Яо == ЯО = *1 &4>
работа циклов AV = А1\

30
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
холодильные коэффициенты и
коэффициенты теплофикационных циклов
и; = ит;
б) давление р'2 конца сжатия в
компрессоре в регенеративном цикле ниже
давления р2, поэтому отношение давлений
Pi Pi
в) величины работ компрессора и
расширителя в цикле с регенерацией меньше,
чем в цикле без регенерации
А1па<-А1па и Alm<Alpa
г2 — Ч ^> *2а— Ма и ^3 — l/i •~> ^36— ^4»
г) отношение а работы
расширителя к работе цикла в
регенеративной машине меньше
А1'ра ^А1ва
Ala ^ А1а •
Снижение давления р2 в конце
сжатия существенно улучшает
работу воздушной холодильной машины:
Рз
при малых — и а потери
действительного цикла уменьшаются и
рабочие коэффициенты компрессора и
расширителя увеличиваются.
В регенеративном цикле давление р2
зависит от низшей Г4 и высшей Тг
температур холодного воздуха и определяется
с помощью точки 36, лежащей на
пересечении изотермы Т± и адиабаты,
проведенной через точку 4. В свою очередь
температуры Т4 и Тг зависят от технологии
производственных процессов. Если температуры
Г3, Тх и Г4 заданы, выбор параметров
цикла воздушной регенеративной машины
определяется характером действительных
процессов расширителя и компрессора, а
также величиной температурного перепада
в регенераторе.
В условиях, когда заданы только
температуры 7\ и Г3, а температуру Г4 можно
выбирать произвольно, В. С.
Мартыновский [2] рекомендует использовать
отмеченную выше зависимость действительного
холодильного коэффициента sq от
температуры Т± после расширителя. Эта
температура должна соответствовать
наибольшему значению ?#.
В регенеративном цикле холодильной
машины значение давления р2 перед
расширителем сравнительно невелико, поэтому
в ряде случаев можно использовать сжатый
воздух из общей пневматической сети
завода.
Такая воздушная регенеративная
машина была сконструирована на кафедре
холодильных машин ЛТИХП [33].
Сжатый воздух из пневматической сети
(рис. 15) поступает к четырехходовому
крану 4 и в зависимости от его положения
направляется в один из регенераторов.
Другой регенератор с помощью того же
крана сообщается с атмосферой. Пройдя
регенератор, воздух через клапан 6а
направляется в турбодетандер 3, где
температура его понижается. Затем воздух
поступает в холодильную камеру 1 и через
клапан бе—в регенератор, нижний конец
которого в данный момент сообщен с ат-
63 6а 63 6а 3
15. Схема воздушной холодильной машины,
включенной в пневматическую сеть
мосферой (в другой регенератор
поступает воздух из сети). Воздух охлаждает
насадку регенератора, состоящую из
алюминиевых стружек, и через четырехходо-
вой кран выпускается в атмосферу.
После переключения крана воздух из сети
проходит через охлажденную насадку
регенератора и поступает к расширителю
с более низкой температурой, а вследствие
этого понижается и температура воздуха,
выходящего из расширителя и в
камере.
После ряда переключений с помощью
автоматического механизма 5 температура
в камере снизится до — 100° (и ниже)
при давлении в сети 4—5 агпм.
При достаточных размерах
регенераторов температура воздуха, выходящего
в атмосферу, всего на 3—5° ниже
температуры воздуха, поступающего из сети.
Холодильная камера используется для
обработки металлических изделий холодом.
Регенеративный цикл с двумя
изотермами и с двумя изохорами (машина
Филипса) [34, 35]. Машина Филипса работает
по регенеративному циклу с двумя
изотермами и двумя изохорами (рис. 16). В таком
цикле осуществляются процессы: / —
изотермическое сжатие 1—2, II — изохорное
охлаждение 2—3, III — изотермическое
расширение 3—4, IV — изохорный подо-

ЦИКЛЫ ГАЗОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
31
грев
4—1. Газ подогревается в
регенераторе за счет охлаждения в
процессе II- Оба процесса характеризуются
внутренним теплообменом (регенерация).
Для идеального газа линии постоянного
объема являются эквидистантными
кривыми и поэтому регенеративный цикл 1—2—
6 рГ
1Т?1
an
ЧЕ
')
вить рассмотренный цикл путем
соответствующего выбора углов поворота
кривошипов поршней компрессора, а также
расширителя с регенератором.
Чтобы отвести тепло, эквивалентное
работе сжатия в изотермическом процессе
при температуре Т, цилиндр компрессора
интенсивно охлаждается водой.
Расширитель отнимает от холодного источника
тепло, равное работе расширения, и таким
образом непосредственно производит
охлаждение при температуре Т0. Регенератор
в виде насадки помещают между
компрессором и расширителем. В процессе
всасывания в компрессор и выталкивания из
расширителя воздуха насадка
регенератора охлаждается. В процессе нагнетания
компрессора и всасывания расширителем
теплый воздух охлаждается в насадке
регенератора, нагревая последнюю. Так,
периодически осуществляется процесс замк-
Q0 ккал/час
N кбт
6
5
3
2
1
О
-zoo
Mi
III
w
\\'\-m°
Lib-
ii
,---""¦"
x
4
0,6
0,5
Ofi
0,3
0.2
0,1
0
475 450 400
•50TQ°C
Рис. 16. Цикл машины Филипса: а — s, Т-диаграмма; 0 — v, р-диаграмма; в — схема
движения поршней; г — зависимость холодопроизводительности Q расхода энергии N и
степени обратимости е/е от температуры Т0 холодного воздуха
3—4 эквивалентен циклу Карно между
изотермами Г0 и Г [1,3].
В изотермических процессах работа
сжатия эквивалентна отводимому теплу,
а расширения — подводхгмому, поэтому хо-
лодопроизводительность q0 равна работе
Alpu расширителя, а тепло q отведенное —
раооте Ainu компрессора
qQ = Alpa = ART0 . In
^nu=ART
In
D4)
D4a)
Холодильный коэффициент
теоретического цикла
'q — qo T — l\'
D5)
Учитывая, что поршни компрессора
совершают колебательные движения по
гармоническому закону, можно осущест-
нутои циркуляции воздуха между
компрессором и расширителем через регенератор.
На отклонение действительного цикла
от цикла Карно влияют процессы
теплообмена в компрессоре и расширителе и
характер движения поршней. Отношенио
давлений, в интервалах которого
осуществляется цикл, равно 2-ь2,5.
Машина Филипса высоко экономична,
компактна и проста в эксплуатации.
Термодинамический цикл
вихревой трубы
С помощью вихревого эффекта можно
осуществить своеобразный
термодинамический теплофикационный цикл [16], в
котором одновременно получаются холод и
тепло (рис. 17). Если холодный воздух
нагревается только до температуры Тгп,
а не до температуры Т наружного воздуха,
то в разомкнутом процессе получаются

32 ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
дополнительные потери. При
адиабатическом сжатии в компрессоре цикл вихревой
трубы 1—2—3—С у—1 эквивален-
тен циклу воздушной холодильной ма-
Рис. 17. Термодинамический цикл
вихревой трубы в s, Т-диаграмме
шины 1—2—3—4—т—1,
характеризующемуся весовой долей холодного
потока fi, расширением в детандере по
линии 3—4 и дополнительным подогревом
весовой доли горячего потока 1—ja воздуха
по линии 1—б.
При охлаждении воздухом источника
от температуры Т до ТА обратимым
образцом будет обобщенный цикл 4—1—3'.
Степень обратимости т\в теоретического
холодильного цикла вихревой трубы:
^ARTln^-cp(T-Tm)^
ARTIvl^
D6)
Pi
Величина г\в даже при условии
изотермического сжатия в компрессоре очень
мала. В расчетах, проведенных на основе
опытных данных [25, 27], значение \
находится в пределах 0,84-1,6%.
Разрывные холодильные циклы для
получения очень низких температур
Сжижение газов производится с
помощью разрывного цикла, так как
полученную жидкость обычно используют для
разделительных и других процессов. В этих
циклах очень низкие температуры
достигаются путем применения расширения
газов с отдачей внешней работы или
дросселированием (см. раздел «Глубокий
холод») [10].
циклы паровой холодильной машины
Теоретический цикл одноступенчатой
паровой холодильной машины
Термодинамические диаграммы.
Уравнения состояния рабочих тел паровых
холодильных машин сложны, поэтому
расчет и анализ их циклов в большинстве
случаев ведут с помощью
термодинамических диаграмм. Практически наиболее
распространены три диаграммы: энтропия —
температура (s, T), энтальпия — логарифм
давления (i, lg/?) и энтропия—энтальпия (s, i)
(рис. 18). Каждая из диаграмм имеет
особенности. По s, Т-диаграмме можно
определить количество подведенного и
отведенного тепла с помощью площадей,
расположенных под линиями процессов. В ?, р-
и s, i-диаграммах отрезки по оси
энтальпии выражают тепловой эквивалент работы
адиабатических процессов и количества
подведенного и отведенного тепла в
изобарических процессах [3, 36].
Теоретический цикл. Теоретический
цикл осуществляется с охлаждением
жидкости перед регулирующим вентилем и
адиабатическим сжатием сухого или слегка
перегретого пара (рис. 19). Компрессор
адиабатически (процесс 1—2) сжимает пар
до давления рк, соответствующего
температуре tK конденсации рабочего тела.
В конденсаторе пар из перегретого
переходит в насыщенный (процесс 2—3) и затем
сжижается (процесс 3—4). Жидкость
охлаждается ниже температуры конденсации
(процесс 4—4') в самом конденсаторе или
в переохладителе. Охлажденная жидкость
дросселируется (процесс 4'—б), причем
часть ее превращается в пар, поступает
в испаритель, где кипит с поглощением
тепла (процесс б—1) и охлаждает рассол.
Температура кипения в испарителе t0
определяется давлением насыщенных паров
холодильного агента р0.
Холодопроизводительность 1 кг
холодильного агента
q0 = i1 — ?5 ккал/кг. D7)
Тепло, отведенное в конденсаторе и
переохладителе,
qK = i2 — ia ккал/кг. D8)
Работа компрессора
AlKa = i2 — i\ ккал/кг. D9)
Холодильный коэффициент
теоретического цикла
?о h — Н
AL
н
•*1
"па  ~ *1
Объемная холодопроизводительность
E0)
<Ь:
fi
Vx
ккал]мг,
D7а)

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
33
Ьу
Рис. 18. Диаграммы состояния рабочих тел: а — $, Т; б — i, \g р; в — s, г; К-критическая точка
1
i К
Л А,
^ *
г*
2
? Ъ
\>
о
/ел
км
РВ s
Рис. 19. Теоретический цикл холодильной машины в диаграммах: а — $, г;
б — s, Т; в — i, р; г — схема цикла
2 ЭНГГИКЛППАТТ лппапппи

34
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
где vi — удельный объем всасываемого
пара, мг/кг.
Количество циркулирующего агента
Gn = — кг/час.
а <?о
где Qo — холодопроизводительность
машины, ккал/час.
Объем пара, засасываемого
компрессором,
Vec = Gav1 = ^- м°\час.
Теоретическая удельная
холодопроизводительность
лодильного коэффициента может быть
определено из условия [1]:
j3 — it 2 — 5 р -g <i — <» __ 3 —^5 ^ ^
tgP
лт
: 8б0ет ккал/квт-ч.
Цикл холодильной машины в
надкритической области. В случаях, когда по
ряду причин выбирают холодильный агент
с низкой критической температурой,
превышение температуры охлаждающей среды
над критической приводит к необходимости
осуществления холодильного цикла в
надкритической области (рис. 20). В
холодильной машине вместо конденсатора уста-
v^
' 3'
V
I2
\NX
f v
Г 1
V. 5
\/ \
б)
1/[
W/
1
7
2'f
In
12
I
a)
Рис. 20. Цикл в надкритической области: а — изображение
в i, р-диаграмме; б — определение оптимального давления
нагнетания
навливают холодильник. В отличие от
цикла с конденсацией пара, где давление
соответствует температуре насыщения,
в надкритической области при одной и той
же изотерме охлаждающей среды давление
может быть различным. При повышении
этого давления увеличиваются
холодопроизводительность и работа цикла.
Холодильный коэффициент цикла 1—2—3—3'
h ~ '" (М)
di2 tg a ~ " diz
dp ~~др~
Для нахождения оптимального
давления нагнетания Инокути [1] предложил
следующий метод построения: из точки 1
проводят касательную 1—3 к заданной
изотерме; после построения изобары 3—2
проводят касательную 2—6; затем снова
касательную 6—3 к изотерме; изобару
3' —2' и касательную 2'—7; точка 7 должна
совпасть с точкой 6. Если точки 6 и 7 далеко
отстоят друг от друга, то можно
продолжить построение, начиная с точки 7.
Потери в цикле при замене
расширительного цилиндра
регулирующим вентилем
Изготовление малой расширительной
машины, в-которой рабочим телом является
насыщенная жидкость, сложно, поэтому
применяют дроссельный, или
регулирующий вентиль. Процесс
дросселирования необратим, и
регулирующий вентиль вносит
потери в цикл холодильной
машины. Необратимость цикла
с регулирующим вентилем
можно установить
сопоставлением цикла Карно с циклом
1—2—3—4' (рис. 21, а). Этот
цикл характеризуется
всасыванием сухого насыщенного
пара (сухой ход компрессора)
и обратимым процессом
сжатия от 1 до 2 по адиабате и от
2 до 2' по изотерме при
постоянных температурах
источников Т0 и Т.
Работа А1ра расширителя
(площадь 3—4—0) равна
уменьшению холодопроизводительности Дд0 =
== Ч—Ч (площадь а—4—4'—Ь) в
результате применения регулирующего вентиля
(процесс 3—4' вместо 3—4). При
дросселировании получаются двойные потери:
уменьшение холодопроизводительности
Aq0 и увеличение затраты работы на
величину работы А 1ра расширителя.
Холодильный коэффициент цикла 1—2—3—4':
i2 — &i
При постоянных I*! и температуре перед
регулирующим вентилем t3, i2 и i3 зависят
только от конечного давления сжатия в
компрессоре; следовательно, е = / (р) и при
определенном давлении имеет наибольшее
значение [1]. Максимальное значение хо-
Яо — А1ра
А1 + А1ра
E3)
Выражая отношение работы А1ра
расширителя к работе цикла через а,
1+а-
E3а)

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
35
Потери от регулирующего вентиля
уменьшаются в соответствии с величиной а.
В цикле паровой холодильной машины они
меньше, чем в газовой.
Холодопроизводительность q0 зависит
от теплоты парообразования при темпера-
~М5' К*
следовательно,
Я —1
То
К-
E6в)
М Т — Т0 '

Степень обратимости rid цикла с
регулирующим вентилем определяется
отношением
%=~- E7)
?0
При источниках постоянных темпера-
К — 1
%¦
К-
М '
' 2
E7а)
1,0
0,9
0,8
\щ
$
щ
CHjCl
^Ф-12
^0-//
^Ф-2/
0,2
0,4 0,6
')
о,8 а
Рис. 21. Холодильный цикл с регулирующим вентилем: а — без охлаждения жидкости; б —
с охлаждением жидкости; в — влияние относительного охлаждения перед регулирующим
вентилем на степень обратимости для разных рабочих тел
туре Т0 и средней теплоемкости жидкости
с ' :
Яо=г0~с'х(Т — То).
Работа в цикле 1—2—3—4'
^h=^-(T~T0)-
1 о
Т— Та
с' In
То
E4)
E5)
Холодильный коэффициент гг можно
выразить с помощью безразмерных величин
К:
где
^о г0
С[Х(Т — Т0) ~r0—qQ
1 m
т т0+т
E6)
E6а)
E66)
Если заданы температуры Т0 и Т,
дроссельные потери для различных рабочих
тел определяются критерием К. Критерий
М в холодильном цикле всегда меньше
единицы, так как T0<zT.
Величины теплоемкостей с/ жидкости
и сх" насыщенного пара определяют
характер протекания пограничных кривых в
энтропийной диаграмме: чем меньше
теплоемкости, тем круче подъем пограничных
кривых. Следовательно, для рабочих тел,
имеющих большие теплоту
парообразования и подъем нижней пограничной кривой,
дроссельные потери будут меньшими. Если
цикл совершается в области, близкой к
критической, необратимость процесса
дросселирования влияет сильнее, так как с
приближением к критической точке
уменьшаются г0 и К. Рабочие тела с низкой
критической температурой дают большие
потери в регулирующем< вентиле.

36
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
На величину дроссельных потерь влияет
отношение Т к Т0, входящее в критерий М.
С понижением Т0 (температуры
охлаждаемого тела) и повышением Т (температуры
окружающей среды) значение М
уменьшается, a rid падает.
Степень обратимости т,д' цикла с
регулирующим вентилем 1—2'—3—4' при
всасывании влажного пара (влажный ход
компрессора):
К-1+МЛ
rid = тог • E8)
К — ' + МЛ
Безразмерный критерий
Л=~ E9)
сх '
Дроссельные потери при влажном ходе
зависят от крутизны не только нижней,
но и верхней пограничных кривых; при
влажном ходе они относительно больше,
чем при сухом, — ^а^^а'.
Осуществляя цикл в области влажного
пара, можно заменить процесс
дросселирования внутренним теплообменом или
регенерацией тепла. Жидкость после
конденсатора (состояние 3) направляется в
регенератор, где охлаждается до температуры
кипения Т0 (состояние 0) влажным паром,
поступающим из испарителя; влажный пар
осушается до состояния 1. Так как
жидкость можно считать практически
несжимаемой, то после дросселирования не
происходит изменения ее термодинамического
состояния. На участке 0—1
протекают два процесса: получение
холодильного эффекта @—1') и подвод тепла A'—1)
от жидкости для ее охлаждения C—0).
Перенос тепла процесса 3—0 на более
низкий температурный уровень Т0, необратим
и приводит к возрастанию энтропии на
величину As'.
В необратимых процессах
дросселирования, равно как и охлаждения от точки 3
до 0 рабочим телом с температурой Т0,
энтропия возрастает на одну и ту же
величину As', и дополнительная работа в
результате этого в обоих случаях равна TAs'.
Отсюда следует, что в примененной
системе регенерация тепла не повышает
экономичности, а лишь приводит к замене
одного необратимого процесса другим.
Охлаждение жидкости перед
регулирующим вентилем
Охлаждение жидкости ниже
температуры конденсации перед регулирующим
вентилем достигается применением более
холодной воды (артезианской) или
специальных охладителей с развитой
поверхностью теплопередачи (при которой
уменьшается разность температур в процессе
теплообмена).
В обратимом цикле 1—2—4—5—6
(рис. 21,6) один источник служит для
отвода тепла при постоянной температуре Т
(процесс 2—4), а другой — для отвода
тепла ниже температуры конденсации от
Т до Ти (процесс 4—5). Работа
холодильного цикла уменьшается на величину
(площадь 6'—4—5) работы теоретического
прямого цикла, который можно
осуществить между источником с температурой Т
и более холодным D—5), отводящим тепло
до температуры Та. В обратимом цикле
1—2—4—5—6 работа А1ра расширителя
и значение а меньше, чем в цикле без
охлаждения жидкости. При уменьшении
а сокращаются необратимые потери при
дросселировании.
В цикле с охлаждением жидкости и
регулирующим вентилем A—2—4—5—5')
при одинаковой затрате работы, по
сравнению с циклом без охлаждения жидкости
A—2—4—4'), холодопроизводительность
больше на величину Aq = i4 — i5, и
холодильный коэффициент ?„;>?/. Охлаждение
жидкости дает двойной эффект:
сокращение работы цикла (площадь 6'—4—5) и
снижение необратимых потерь (уменьшается
величина а). Охлаждение жидкости перед
регулирующим вентилем целесообразнее
использования более холодного источника
для понижения температуры конденсации
с целью экономии работы (площадь
а—2—6' — Ь).
Относительное охлаждение жидкости
п_ Т-Т АТи
Т-Т0 Т — Т0'
П1 = 1-Л=Т^~?°, F0)
М'=т Т?т F0а)
2
Цикл из двух изотерм и двух адиабат
(Карно) при источнике отвода тепла {4—5)
с переменными температурами необратим
и не может служить критерием сравнения
для установления потерь. Обратимым
является цикл 1—2—3—4—5—6 с
холодильным коэффициентом г0.
Степень обратимости i\a цикла с
охлаждением перед дросселированием:
"Ча и еи зависят от критериев К и Л/, а также
от степени охлаждения П и величины Л/'.

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
37
В цикле без охлаждения &TU = О,
/7 = 0 и ill = 1, -М"' — М, тогда на
основании выражений F1) и E7а) у\и = -цд
В цикле с полным охлаждением до
температуры кипения Г0, АТ{1 = Т—Т0, 77 = 1,
JJ = 0 и f\u = 1. G увеличением степени
охлаждения Я от 0 до 1, степень
обратимости изменяется от значения -г^а (для цикла
€ дросселированием) до 1, в зависимости
от физических свойств рабочих тел
холодильной машины (рис. 21, в).
Сокращение необратимых потерь
цикла с регулирующим вентилем
Регенерация. Необратимость процесса
дросселирования принципиально
исключается применением не только
расширителя, но и холодильной машины с
охлаждением жидкости от состояния 3 до 0 при об-
Степень обратимости f\pu
регенеративного цикла с перегреванием пара и обратимым
сжатием в условиях источников
постоянных температур:
V*:
К — \ +Л1
К-
м
F2).
A-Лг)
В регенеративном цикле с
перегреванием пара, в отличие от цикла с влажным
паром, уменьшаются необратимые потери
процесса теплообмена вследствие отвода
тепла жидкости к пару.
Потери, вносимые регулирующим
вентилем в регенеративном цикле с
перегревом пара и обратимым сжатием, меньше
по сравнению с циклом без регенерации
'Чри^'Чд. Степень обратимости г\ра для
заданных постоянных температур Т0 и Т
источников зависит от критерия К и
возрастает с увеличением Л (тй1бл. 6).
С-??
а)
п
4/ V
f'r/
j Я <
г
IIН
^-^Ц
1 т"
u/\ k т
xi—sMo
'<г,
8)
Рис. 22. Циклы паровой холодильной машины в s, Т-диаграмме: а — регенеративный; б — с
непрерывным промежуточным отбором пара
ратимом цикле 3—0—0" (рис. 21, а). При
перегревании пара в регенераторе
(процесс 1—1') (рис. 22, а) жидкость
охлаждается перед регулирующим вентилем
(процесс 3—4). Такая регенерация тепла
термодинамически эквивалентна эффекту,
получаемому в цикле 1—1'—2' для
охлаждения жидкости от состояния 3 до 4.
Необратимые потери в этом случае меньше,
чем при отнятии всего тепла в процессе
3—0 при самой низкой температуре Т0.
При равенстве теплоемкостей перегретых
паров ср и жидкости сх регенерация
приводит к обратимому циклу (линия 5—3,
эквидистантная 1—1', совпадает с линией
3—0). Отношение теплоемкостей Л", = --Р-
х
характеризует относительный наклон изо-
оары 1—1' и нижней пограничной кривой
* энтропийной диаграмме.
Цикл с непрерывным отбором пара.
Влияние необратимых потерь
регулирующего вентиля может быть уменьшено
многократным отбором пара, образующегося
в процессе дросселирования, с
последующим сжатием пара от давления отбора до
конечного давления (рис. 22, б). В такой
системе отдельные порции пара сжимаются
при различных давлениях всасывания
в диапазоне от р0 до />, а холодильный
эффект получается при температуре кипения
Т0 и давлении />>. Непрерывный отбор пара
может быть осуществлен бесконечно
большим числом компрессоров. Затрата работы
А1М (площадь Г—2'—3—4—5') на сжатие
отобранного пара равна этой величине
в цикле со средней температурой кипения
Тот', работа Л1Х (площадь 1—2—3—4—5)
при отсутствии отбора пара равна работе
в цикле с низшей температурой кипения Г0,

38
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Таблица 6
Характеристика потерь при дросселировании и перегревании пара для различных рабочих тел
Наименование
S02
NH3
CH3CI I СНС1а I CCI3F CC1»F2
Теплоемкость жидкости сх
Теплоемкость насыщенного пара^.
Теплоемкость перегретого пара с .
Л,=-
л2 =
л = ~
Критерий К.
Коэффициенты
М =
'ра '
0,32
-0,21
0,15
0,468
-1,402
-0,656
6,5
0,92
0,853
0,91
0,922
0,84
0,917
0,740
1,12
-0,84
0,66
0,589
-1,27
-0,75
6,25
0,92
0,837
0,906
0,906
0,83
0,917
0,718
0,38
-0,23
0,20
0,527
-1,152
-0,605
5,9
0,92
0,841
0,9
0,933
0,84
0,908
0,745
0,24
-0,089
0,14
0,583
-0,635
-0,371
5,64
0,92
0,856
0,895
0,977
0,87
0,905
0,822
0,21
-0,031
0,14
0,667
—0,221
—0,148
4,94
0,92
0,863
0,88
0,964
0,85
0,895
0,837
0,23
-0,026
0,15
0,652
-0,173
-0,113
3,82
0,92
0,820
0,84
0,971
0,82
0,895
0,815
поэтому А1М<СА1. Степень обратимости
г\м цикла с непрерывным отбором и
обратимым сжатием [1]:
К
riM^
(«-?)
1 +
F3)
где g — количество пара, отбираемое при
получении 1 кг жидкости,
направляемой в испаритель:
g =
1
К-
1+^A-0'
AT
F3а)
при этом Т —соответствует интегральному
эффекту Джоуля-Томсона для перегретого
пара.
Отношение [1]:
-Пм 1 + вд
%
1 + 4
F4)
Степень обратимости цикла с
непрерывным отбором пара больше, чем г\д обычного
цикла с регулирующим вентилем.
Промежуточный отбор пара приводит к
уменьшению необратимых потерь регулирующего
вентиля.*
Циклы с
адиабатическим
пара
сжатием
Адиабатическое (процесс 1—2) сжатие
(рис. 23) вызывает повышение температуры
пара в компрессоре до Т2>>Т. По своему
физическому характеру цикл 1—2—3—4 — V
П
Рис. 23. Циклы паровой холодильной машины
с адиабатическим сжатием
можно рассматривать как обратный
теплофикационный цикл. Условия его
обратимости вызывают необходимость в двух
источниках отвода тепла разной емкости:
одного с постоянной температурой Т,
другого с изменением температуры от Т
до Т2. Цикл 1—2'—3—4—4' эквивалентен
двум циклам: холодильному 1—2'—3—4—4'
(с затратой работы А1г) и теплового насоса

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ 39
2* 2 3 (с затратой работы А1пр). Работа
цикла
Al = Al1+Alr
F5)
Холодильный коэффициент
\р ^1^^Г^ьпр
Коэффициенту перегревания пара
выражает отношение работы холодильного
2 2} 3—4—4' и теплофикационного цик-
лон 1-2-3-4-4'.
Применяя безразмерные величины Я,
М и Л и обозначив отопительный
коэффициент цикла 2'—2—3 через fxlf
Ър = " ^-. <67>
if-y-(ec + l)
fj.1 —1
Если обратный теплофикационный цикл
2— 2—3—4—4' применяется как
холодильный, без использования тепла цикла 2'—2—
3 теплового насоса, г\пр характеризует
необратимые потери вследствие
несоответствия между рабочими процессами и
источником отвода тепла (Т^>Т).
Использование тепла частично или полностью
устраняет потери. Если тепло перегрева не
используется (холодильный цикл), то
необратимые потери могут быть уменьшены
либо применением охлаждения цилиндров
компрессора (водяной рубашкой или
воздухом) для приближения к обратимому
(i—2'—3) циклу, либо многоступенчатым
сжатием с промежуточным охлаждением
пара.
Степень обратимости у\ цикла 1—2— 3—
4—4' при источниках с постоянными
температурами Т0 и Т:
Ч = 7" = Чд ' П
\пр'
F8)
По Р. Планку [37—39] для всех рабочих
тел величина у\ в заданном интервале
температур одинакова. Работы И. И. Левина и
И. С. Бадылькеса показали, что величина у\
остается постоянной для данной группы
рабочих веществ (по давлениям или
температурам). Следовательно, в пределах
группы рабочих веществ в области,
удаленной от критической точки, при одинаковых
температурах источников т)а и у\ обратно
пропорциональны. Рабочие вещества,
вызывающие большие дроссельные потери,
характеризуются меньшими потерями от
перегревания (например, ф-12).
Коэффициент дроссельных потерь т)а при заданном
температурном режиме является функцией
критерия Я. Следовательно, коэффициент
"Ппр перегревания есть также функция
критерия Я. В цикле 1—Г—2"--2—3—4-5—
5 (рис. 23) осуществлена регенерация
с охлаждением жидкости D—5) путем
перегревания пара A—1'), всасываемого
компрессором. В таком цикле наблюдается
значительное повышение температуры пара
в процессе сжатия. Термодинамическая
эффективность регенеративного цикла
с адиабатическим сжатием не одинакова
для различных рабочих тел и зависит также
от температур Т0 и Т источников.
Степень обратимости г\ра
регенеративного цикла больше т] цикла со всасыванием
сухого насыщенного пара, если
соблюдается неравенство [1J:
i>2Mil + l. F9)
Во многих случаях y\pa<Z^, но для
некоторых тел и в области, близкой к
критической, цикл с регенерацией при
адиабатическом сжатии имеет большую степень
обратимости, чем обычный цикл.
Применение охлаждения цилиндров
приближает процесс сжатия к обратимому
при постоянной температуре отвода тепла,
в результате чего регенерация оказывается
эффективной (процесс Г—2'"). При работе
по теплофикационному циклу более
целесообразно адиабатическое сжатие, при
котором можно нагреть воду до более высокой
температуры.
По выражению F8) можно установить
для заданного рабочего тела наиболее
важные потери холодильного цикла и в
соответствии с этим строить рабочий цикл.
Взаимная связь необратимых потерь,
зависящих от свойств рабочего вещества и
рабочих процессов, определяет выбор
термодинамического цикла. Теоретический
цикл, к которому должны быть приближены
рабочие процессы холодильной машины,
не может быть универсальным. Его следует
выбирать на основе общего принципа —
получения наименьших необратимых
потерь [40, 41, 42, 43].
В холодильной технике выбор рабочего
вещества определяется не только
термодинамической целесообразностью, но и
многими практическими соображениями. При
использовании веществ с низким значением
критерия К дроссельные потери оказывают
значительное влияние на эффективность
цикла. В этом случае применяют цикл
с регенерацией и усиленным охлаждением
цилиндров компрессора, а в качестве
сравнительного теоретического цикла следует
выбирать регенеративный с
изотермическим сжатием A—Г—3—4—5—5'). При
большом значении критерия Я уменьшается
влияние дроссельных потерь за счет
увеличения потерь в результате перегревания
пара в компрессоре. Здесь лучше
применять интенсивное охлаждение цилиндров;
в качестве сравнительного теоретического
цикла целесообразен цикл с охлаждением

40
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
перед регулирующим вентилем и обратимым
сжатием A—2' — «3—4—5—б').
При работе по теплофикационному
циклу выбор сравнительного
теоретического цикла зависит от характера
нагреваемого источника. Для небольших температур
целесообразен цикл с адиабатическим
сжатием и предварительным подогревом воды
путем охлаждения жидкости перед
регулирующим вентилем A—2—3—4—5—<5'), а
для высоких температур —
регенеративный цикл A—Т—2"~3—4—5—<5').
При рк/Ро>8 в одноступенчатых циклах
значительно возрастают необратимые по-
Рис. 24. Цикл с многоступенчатым сжатием
тери, поэтому применяют циклы с
промежуточным отбором пара и
многоступенчатым сжатием (рис. 24).
При любом из методов сокращения
необратимых потерь холодильных машин
увеличивается стоимость последних,
поэтому надо учитывать не только
термодинамические, но и технико-экономические
показатели.
Теоретические циклы
двухступенчатых холодильных
машин
Двухступенчатое сжатие с одним
регулированием. В многоступенчатых
холодильных машинах число ступеней для
диапазона температур, применяемых в технике
умеренного холода, равно двум и трем.
Наиболее простой цикл двухступенчатой
холодильной машины обеспечивает только
сокращение необратимых потерь при сжатии
без изменения характера процесса в
регулирующем вентиле (рис. 25). Уменьшение
необратимости процесса сжатия приводит
к экономии работы и увеличению
холодильного коэффициента:
it — I-
4 = (*!-«.)+ Ь7=ГЩ- G0)
Суммарная работа в двух ступенях
меньше работы одноступенчатого
компрессора. Этот цикл не реализует полностью
возможностей уменьшения необратимых
потерь, но находит иногда применение
благодаря простоте машины. Двухступенчатые
машины дают также улучшение объемных
и энергетических коэффициентов
компрессора.
В этой системе количество рабочего
тела, циркулирующего через ступени
низкого и высокого давлений, одинаково, и
оптимальное промежуточное давление
соответствует минимальной работе
Р01 = V РП • />02,
G2 = Gi = G = -——г ккал/кг.
i1 — i5
Объемы пара, проходящего через
ступени низкого и высокого давления,
Vвс = Gv-> м3/час; УвСе> = Gvx м'6/час.
Двухступенчатое сжатие с двойным
регулированием. Промежуточный отбор
при дросселировании осуществляется
многоступенчатым сжатием. Этот процесс
обеспечивает сокращение необратимых потерь
при дросселировании и сжатии.
Промежуточное охлаждение рабочего тела между
ступенями сжатия может быть полным —¦
компрессор высокого давления всасывает
сухой насыщенный пар, и неполным —¦
пар перегрет. Если промежуточное
охлаждение осуществляется водой, то оно, как
правило, будет неполным (рис. 26). Полное
промежуточное охлаждение достигается
понижением температуры пара после
водяного холодильника с помощью кипящей
жидкости, полученной при первом
дросселировании (рис. 27). Двухступенчатая
машина может работать с одним (температура
кипения t02) и двумя (t01 соответствует
промежуточному давлению /?01)
испарителями.
В системе с неполным промежуточным
охлаждением нар из холодильника после
компрессора первой ступени (состояние 3')
смешивается с паром (состояние 3),
отделенным в промежуточном сосуде (Gx). Смесь
паров (состояние 3") всасывается ступенью
высокого давления.
В системе с полным промежуточным
охлаждением часть жидкости G'
расходуется на охлаждение перегретого пара,
поступающего из промежуточного водяного
холодильника, до состояния насыщения
(процесс 3'—3). При наличии второго
(промежуточного) испарителя в него
направляется часть жидкости G± из
промежуточного сосуда для получения холодо-
производительности Q0i ПРИ температуре
t01 (процесс 6—3).

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
41
4
т*-1
1 j ¦ 1
У "
Т»Ш
Н^
_J
1
1
ши.д.
КД
РВ
*)
/P*f" .
/,г7дгг
';
Рис. 25. Двухступенчатое сжатие с одним регулированием: а— схема; 6 — цикл в i, р-диаграмме
g=g,+c2*Cjl *" g J/1: '
рпрч
a
сю. б. д.
РВ1
м
ПС
gA
2 1
1_1
ьютт
ст.н.д
И2
I ^р
5 G2
а)
Р82
?'
Рис. 26. Двухступенчатое сжатие с двойным регулированием и с неполным охлаждением:
a — схема: б — цикл в s, Т-диаграмме
стМ
нг
,J-i
II
W
G2+G/G\
3
Я
РВ1
пх
Hi
ПС
fi;
3 ^
2 /
«1ПТТП1 }?
хт.н.д.
6'
G2 PB2
— Ч?-
5г/
И'
i
UPk
toi Р01 1
зг
t ог Рог L/
1 Ц
/з/
О
ис. Л. Цикл двухступенчатого сжатия с двойным регулированием и полным промежуточным
охлаждением: a — схема; б — цикл в i, р-диаграмме

42
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Поток пара, выходящий из
промежуточного сосуда, состоит из трех частей:
G2y образующегося в испарителе низкого
давления, Gx, отделенного после первого
дросселирования, и G\ полученного в
результате полного промежуточного
охлаждения. В системе с двумя испарителями
к этому потоку добавляется количество
пара Gx из второго испарителя. Элементы
двухступенчатой системы пропускают
разные количества вещества. В конденсатор
и компрессор высокого давления поступает
G кг /час, а в испаритель и компрессор
ступени низкого давления G2 кг/час.
Двухступенчатая машина с двумя
испарителями и температурами кипения t02
и t01 по существу представляет собой две
соединенные машины. Одна из них
одноступенчатая с температурой кипения t01f
холодопроизводительностью Q01 ккал/час, а
другая двухступенчатая с температурой
кипения t02, холодопроизводительностью
Q02 ккал/час.
Сочетание одноступенчатой машины
с двухступенчатой не дает каких-либо
термодинамических преимуществ.
Термодинамический характер цикла 3—4—5—
—5'—3, который обеспечивает получение
холодопроизводительности Q0l, при
температуре t01 не изменяется.
При расчете многоступенчатых машин
целесообразно относить весовые потоки
к 1 кг рабочего вещества, проходящего
через испаритель низкого давления.
Количество G2 кг/час рабочего вещества,
циркулирующего в испарителе низкого
давления, зависит от
холодопроизводительности.
G.=- Qo3 кз/час. G1)
В машине с неполным промежуточным
охлаждением при Q01 = 0:
G = A + а') . G2 = G2 ^Zl" кг/час, G2)
, Gx
где а = -i — относительное количество
Сто
пара, образовавшегося в
процессе дросселирования.
Холодильный коэффициент гг системы
с неполным охлаждением:
е' ___ (Тоз
2 А12 + A + a') Alt '
где А12 и А1г — адиабатическая работа
компрессоров ступеней
н. д. и в. д.;
Gо2 — холодопроизводительность 1 кг
рабочего вещества в испарителе
низкого давления.
•i-= та • <73>
Н — Н
При раздельном сжатии пара,
отделенного в промежуточном сосуде и
пропущенного через промежуточный холодилышк
после компрессора ступени низкого
давления,
е' __ *i — г'е
(** — *!>+(*;— Q + |l=i^(i4 —у.
1з — 1ъ
G3а)
Состояние Зп находится по уравнению
смешения:
*; + «'•*• = а+ <о ¦ *;.
В машине с полным промежуточным
охлаждением к количеству пара,
проходящего через ступень в. д. (на 1 кг пара
ступени н. д.), добавится а/г кг,
полученного из кипящей жидкости, охлаждающей
пар, нагнетаемый ступенью н. д.
&з — 1ъ
G = G» A + «) = G2 h — Н кг/час. G5)
*3 Н
Холодильный коэффициент
двухступенчатой машины с полным промежуточным
охлаждением:
е? = ^_Д , G6)
lz — 1Ъ
s_? будет больше е'2 в случае соблюдения
неравенства:
Н Н ^4 ^3
Это неравенство вытекает из
сопоставления выражений G3а) и G6).
Неравенство G7) соблюдается, когда
всасывание сухого насыщенного пара
энергетически более выгодно, чем всасывание
перегретого пара. Целесообразность
машины с полным промежуточным
охлаждением вытекает из неравенства F9). В
аммиачных машинах полное промежуточное
охлаждение дает термодинамический
эффект.
Холодильный коэффициент является
функцией промежуточного давления />01.
Зависимости затрачиваемой работы,
отношения объемов и холодильного
коэффициента от промежуточного давления
сложны,поэтому для нахождения ро1 пользуются
графическими методами [44].
Минимальная затрата мощности и
максимальное значение холодильного
коэффициента соответствуют различным
промежуточным давлениям. При правильном

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
43
выборе Poi c энергетической точки зрения
оно должно соответствовать
максимальному значению холодильного коэффициента.
Иногда промежуточное давление
выбирают по приближенной формуле poi =
= У~Рм • pj-
При выборе промежуточного давления
по тому или иному методу разница в
затрате работы составляет от 1 до 4%. В
конкретных условиях следует учитывать не
только энергетические выгоды, но и ряд
практических соображений.
Двухступенчатое сжатие с охлаждением
жидкости в теплообменнике.
Двухступенчатое сжатие осуществляется также с
охлаждением основного потока жидкости
перед регулирующим вентилем за счет
кипения жидкости в промежуточном сосуде
;
спгвЛ И
3
КМ
5
St
r-VjO-fL
PS
Li
ртгтпя
ст.нд
ПС
И
а)
6"РВ2 е'
¦»—СхрО
\ 6 ,pKtK 1+(хкг ,
и/ /
I АЛ? Рт*01 <**2 \у
\ / * /?
| /! Рог1-ог Юкг \\
/ 6 & * 1 1
Ц
^
в)
I
Рис. 28. Двухступенчатое сшатие с
промежуточным сосудом с теплообменником: а — схема;
б — цикл в г, р-диаграмме
с теплообменником (рис. 28, а). Если
пренебречь разностью температур в
теплообменнике, то эта схема термодинамически
тождественна схеме с двойным
регулированием. В действительных условиях
наблюдается разность температур в
теплообменнике, и чем она больше, тем схема с
теплообменником термодинамически менее
совершенна.
При
охлаждении жидкости до темпера-
J-УРЫ г01 E—-в") за счет кипения ее части
^состояние 6) при идеальном теплообмене
разность температур бесконечно мала)
получается такое же количество
промежуточного пара, как и в процессе
дросселирования E—5') (рис. 28, б).
Цикл с дозарядкой рабочего тела (Вор-
хиса). Двухступенчатое сжатие в одном
цилиндре осуществляется по
своеобразному теоретическому циклу. В цилиндр
при движении поршня вниз через
всасывающий клапан проникает 1 кг пара из
испарителя низкого давления р02. Когда
поршень достигнет нижнего крайнего
положения, полость цилиндра соединяется
с испарителем высокого давления р01. Для
этого предусмотрены отверстия (щели),
сообщающие компрессор с кольцевым
пространством,расположенным в нижней части
цилиндра и. соединенным трубопроводом
с испарителем высокого давления.
Величина р01>-ро2, поэтому у кг пара
дополнительно проникает в цилиндр компрессора
из промежуточного сосуда. Когда
поршень находится в нижнем положении,
происходит смешение 1 кг пара (давление
р02) я у кг пара (давление p0i)- Масса
пара в компрессоре низкого давления
очень мала по сравнению с массой
его, находящейся в трубопроводе
испарителя высокого давления, поэтому при
смешении пара конечное давление внутри
компрессора становится равным
промежуточному р01. В действительности размеры
щелей ограничены, и длительность
процесса смешения очень мала, поэтому
истинное давление после смешения должно быть
несколько ниже р01. При движении поршня
вверх происходит сжатие и дальнейшее
выталкивание пара в конденсатор. В у кг
пара, поступающего из области
промежуточного давления р01, включен пар,
отделившийся в результате первого
регулирования, а также пар из испарителя
высокого давления. Расчет цикла сводится
к установлению величины у, а также
состояния пара после смешения. Подробный
расчет цикла Ворхиса можно найти в
литературе [45, 46]
В настоящее время цикл с дозарядкой
почти не применяется.
Холодильный цикл с применением
пароструйного аппарата
Сравнительно небольшое дожатие пара
от низкого давления до более высокого
может существенно улучшить показатели
работы холодильной машины.
В цикле с дозарядкой дожатие пара
возможно при значительном усложнении
конструкции компрессора. И. С. Бадыль-
кесом был разработан цикл холодильной
машины с дожатием пара пароструйным
аппаратом (рис. 29).
Пароструйный аппарат отличается
простотой, малой стоимостью и надежностью
в работе, но его рабочие процессы увели-

44
ТЕР МО ДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
чивают необратимые потери. Поэтому
применение цикла с дожатием пара
пароструйным аппаратом иногда целесообразно при
периодическом получении низких
температур или для снятия пиковых тепловых
нагрузок на холодильниках [47].
компрессор ступени низкого давления:
пройдет 1 кг, то в компрессоре ступени
среднего давления сжимается:
1 -j-a = (l + a' + a") =
¦ 111
G8)
Через компрессор ступени высокого*
давления будет циркулировать
A + а)A+Р):
G9)
Холодильный коэффициент
рассматриваемой системы
е ?оз
3 Ah + A + a) Ah + A + а) A + Р) Л/3
(80)
гис.
9. Цикл с дожатием пара
пароструйным аппаратом
(H — ii)-
Пароструйные аппараты целесообразны
иногда для получения очень низких
температур (— 80~— 105°С), при
кратковременном производстве холода, так как
можно обойтись без сложных каскадных
систем с несколькими холодильными
агентами.
Теоретические циклы
трехступенчатых холодильных
машин
При большой разности температур
между охлаждаемым телом и окружающей
средой в холодильном цикле применяют
трехступенчатые холодильные машины.
(«4 —*а) + г г('в-*б) -
(80а>
Определив далее количество рабочего тела,
проходящего через испаритель:
. Qob (?оз
G,--
?оз
(81>
можно вычислить также G2 и Gx.
Практический интерес представляет
трехступенчатая холодильная машина для
получения сухого льда, работающая
разомкнутым циклом (рис. 31).
Газообразная углекислота (точка 0}
засасывается компрессором ступени
низкого давления вместе с холодными парами
(состояние 11), образовавшимися в дрос-
Рис. 30. Трехступенчатая холодильная машина: a — схема; 6 — цикл в г, р-диаграмме
Для расчета количества рабочего
вещества, циркулирующего через
компрессоры трехступенчатой машины с полным
промежуточным охлаждением (рис 30),
все потоки относят к 1 кг вещества,
проходящего через испаритель. Если через
сельном процессе (9—9'). После смешения:
углекислота (точка 7) последовательно-
адиабатически сжимается в трех ступенях
(процессы 1—2, S—4, 5—6) и направляется:
в конденсатор, где сжижается (состояние 7).
Жидкая углекислота проходит последова-

ЦИКЛЫ ПАРОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
45
льио трИ регулирующих вентиля. После Состояние 1 определяется из уравне-
азделения жидкости и пара последний ни я смешения в зависимости от значения xz\
всасывается компрессорами ступеней
среднего и высокого давлений. В результате xz • &ц + A— а?3) • i0 = h-
6 S
t 3
I ЦИ
ст. д.д.
J
кд
?_^
РВ1
?т.сЛ
13
ПС1
2 1
1_Г
РЕПЕ*
кт.н.д.
12
пег 9'
10
PBZ л РВЗ
Рис. 31. Трехступенчатая холодильная машина для получения сухого льда: а — схема; б — цикл
в s, T-диаграмме
дросселирования (9—9') образуется
равновесная система: твердая углекислота — пар.
Твердая углекислота (состояние 10)
удаляется и больше не участвует в цикле, а
пар (точка 11) всасывается компрессором
ступени низкого давления со следующей
порцией свежей газообразной углекислоты.
Количество всасываемой газообразной
углекислоты должно быть равно количеству
сухого льда. Полученная твердая
углекислота производит охлаждающее действие
в другом месте.
Если через компрессор ступени низкого
давления проходит 1кг холодильного агента,
то компрессор средней ступени будет
сжимать
! + « = .
(82)
а компрессор ступени высокого давления
(83)
A + *)A + Р)= 9 - 78 ~~ 8
Состояния 3 и 5 определяются с помощью
уравнений смешения. При расчете
льдогенератора исходят обычно из часовой
производительности G0 кг/час сухого льда.
1 кг жидкой углекислоты дает выход
сухого льда A — х3) кг, где х3 —
коэффициент парообразования при
намораживании блоков сухого льда в льдогенераторе
(процесс 9—9'). При поступлении
жидкой углекислоты с давлением 9 ата в
льдогенератор теоретически х3 = 0,445,
практически — 0,56. На 1 кг сухого льда через
ступень низкого давления пройдет ~— кг>
а через ступени среднего давления и
высокого давления — в соответствии с
формулами (83) и (84)
Цикл каскадной холодильной машины
Теоретический цикл многоступенчатого
сжатия может быть осуществлен также
системой отдельно работающих холодильных
машин, получившей название каскадной [48].
Нижний каскад представляет собой
холодильную машину, конденсатор которой
охлаждается испарителем верхнего
каскада. Оба аппарата конструктивно
объединены в конденсатор-испаритель (рис. 32).
Испаритель нижнего каскада отнимает
тепло от охлаждаемой среды.
В каскадной системе можно
осуществить цикл холодильной машины с
применением различных холодильных агентов
в отдельных каскадах. Получение очень
низких температур в многоступенчатой
холодильной машине невозможно
вследствие чрезмерно низкого давления или
затвердевания агента в испарителе.
Поэтому в нижнем каскаде используют агент
с более низкой температурой замерзания,
а в верхнем —- обычно применяемый при
более высоких температурах.
Если в нижнем и верхнем каскадах
процесс осуществляется с помощью одного
и того же рабочего тела и отсутствует
разность температур в
конденсаторе-испарителе, каскадная система термодинамически
эквивалентна многоступенчатой. В
действительных условиях в конденсаторе-
испарителе каскадной машины наблюдается
разность температур, и она
термодинамически менее совершенна, чем
многоступенчатая. Поэтому каскадную холодильную
машину следует применять только там, где
требуется использование различных
рабочих веществ для работы в неодинаковых
интервалах температур.

46
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Отдельные каскады машины могут
быть многоступенчатыми — нижний
каскад обычно одноступенчатый, верхний —
двухступенчатый (рис. 32, б).
вильным подоором в отдельных каскадах
агентов на основе анализа влияния их
физических свойств на характер процессов
цикла.
/
Рис.
6.К
кд
РВ1 ю>
-*р—
¦ОТО
кд-и и
*)
РВ2
*'
f
А я1
\ л
/ v ^
/ х /^
(W
U'
К
к
Ъ&
\8
V
\
г
\
>в
\
1\ ^
б)
32. Каскадная холодильная машина: а — схема; КД-И —
конденсатор-испаритель; б — процесс с двухступенчатым верхним каскадом в s, Т-диаграмме
Количество рабочего вещества в
испарителе верхнего каскада, приходящееся
на 1 кг его в нижнем каскаде,
$К Ч ^4
#oi Ч— li
Холодильный коэффициент
(84)
«i-
- (h — Ч) +
1ъ — 1ю ' ' Ч
Необратимые потери цикла
холодильной машины могут быть уменьшены пра-
Получили распространение каскадные
холодильные машины с использованием
фреона-13 в нижнем и фреона-22 — в
верхнем каскадах; верхний каскад выполняют
в виде двухступенчатой машины, в
одноступенчатой машине нижнего каскада для
увеличения
коэффициентов
действительного
Ь
1Ю
(ч — h).
i10 i7 — iQ ного процесса
применяют значительное перегревание пара
перед всасыванием его компрессором.
СОВМЕЩЕНИЕ ПРЯМОГО ЦИКЛА ТЕПЛОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
И ОБРАТНОГО ЦИКЛА ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
Раздельные циклы
Получение холода. Обратный круговой
процесс не может совершаться без.
"двигателя. Полную характеристику
холодильной машины можно получить на основе
совместного рассмотрения ее с двигателем.
В системе раздельных циклов теплового
двигателя 5—6—7—8 и холодильной
машины 1—2—3—4 (рис. 33) без потерь при
передаче энергии [1]:
GAI = G0 • Al0,
где G, G0 — весовые количества
циркулирующего рабочего тела;
Al, AlQ — удельная работа в прямом
и обратном циклах.
Отношение этих весовых количеств
называется кратностью циркуляции а:
a~G0 ~Al '
(85)
Общая эффективность системы
определяется тепловым коэффициентом —
отношением холодопроизводительности к теплу,
подведенному в цикле двигателя,
9±
(86)
Тепловой коэффициент выражается
через холодильный коэффициент е0 и
термический к. п. д. т\То обратимых циклов
?о — "Что * ео-
(86а)

СОВМЕЩЕНИЕ ПРЯМОГО ЦИКЛА ДВИГАТЕЛЯ И ОБРАТНОГО ЦИКЛА МАШИНЫ 47
Ппи источниках постоянной темпера- теплового насоса для переноса тепла Qg
туры TV Т яТ0 прямого и обратного пик- от окружающей среды к нагреваемому телу
лов Карно в интервале температур Т—Тг (рис. 34).
Сс = —~ * т °т . Коэффициент трансформации тепла си-
J1 „ г г стемы динамического отопления М — отно-
ттрйствительныи тепловой коэффициент
1д Дтывает потери в прямом цикле ^, шение Q2 количества тепла, переданного
Г
' 1
км
[ /
+-h
1
1 и
-F^F
1 \
ДТ
-НЕ
*
«;
Рис. 33. Система совместной работы холодильной машины и теплового двигателя:
а — с хема; б — цикл в s, T-диаграмме
холодильном у\х и при передаче работы от
прямого цикла к обратному riM
^д = г1т0 ' ?о ' rin •'Пх-'Чм. (87)
Критерием термодинамического
совершенства системы является отношение
= гш • Vlj»
(88)
В системе раздельных циклов рабочие
тела холодильной машины и теплового
двигателя неодинаковы (водяной пар,
аммиак или фреон). Практически двигатель
установлен на электростанции, а его
работа передается холодильной машине. При
непосредственном соединении теплового
двигателя и холодильной машины в
крупных холодильных агрегатах сокращаются
потери на передачу энергии от двигателя
к компрессору [49].
Динамическое отопление. Тепло Qu,
выделяющееся при высокой температуре Ти,
в обычной системе отопления передается
теплоносителю со значительно более
низкой температурой Тг, без получения
возможной работы в количестве Qu . riT
При непосредственном сжигании
топлива эта работа теряется. Мерой
необратимых потерь является произведение
температуры Тг на возрастание энтропии As
в процессе переноса тепла.
В системе, названной В. А. Михельсо-
ном [30] динамическим отоплением,
теплота Qu сгорания топлива подводится
в прямом цикле 1—2—3—4 двигателя,
осуществляемом между температурами Ти
Z. J окружающей среды, а полученная
раоота затрачивается в цикле 5—6—7—8
нагреваемому источнику, к Qu,
затраченному двигателем.
Qe
M=~t (89)
М = 7]у • fX0,
(90)
где [х0
П
• отопительный коэффициент или
коэффициент преобразования по
уравнению B9),
1
/7/
/л
\2~~3
1 —
// 8 1"'
\\б
К
'4 5^ N
--7".
'№
— 7;
'г
-Т
S
Рис. 34. Цикл динамического отопления
в s, Т-диаграмме
Для источников постоянной
температуры и обратимых циклов Карно:
МГ=-^-. m г „. (90а)
Т'
Если температура сгорания топлива Tlt
выше температуры Тг теплоносителя
системы отопления, то в системе
динамического отопления из одной калории
термодинамически более ценного тепла можно
получить большее количество менее цен-

48
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ного тепла. Динамическое отопление —
трансформатор тепла.
Полный термодинамический эффект
системы выражается действительным
коэффициентом Мд
Мд = riT
Степень обратимости
:%-
(92)
где М0 — коэффициент трансформации
обратимых циклов.
Система динамического отопления
представляет существенный интерес при
газомоторном приводе: сохраняются основные
преимущества газового отопления,
значительно сокращается расход газа по
сравнению с обычными методами его сжигания.
В такой системе газ из сети общего
пользования поступает в газовый двигатель,
связанный непосредственно с компрессором
цикла теплового насоса [50].
В системе динамического отопления
можно использовать часть сбросного
низкотемпературного тепла для повышения его
температурного уровня до необходимого
в системе отопления. С этой целью цикл
теплового двигателя осуществляется между
температурой Тст сбросного тепла и низкой
температурой Т0 холодного времени года,
а цикл теплового насоса — в интервале
температур Тст сбросного тепла и Тг
системы отопления (повышающий
трансформатор).
Для циклов Карно
Мс = Т™~То ¦ т Ц* , (93)
1 cm -1 г cm
T^>Tcm и Мс<1. Только часть сбросного
тепла можно преобразовать в
высокотемпературное.
При использовании низких температур
холодного времени года динамическое
отопление может быть осуществлено с помощью
агрегата турбина — компрессор [51].
Совмещенные циклы —
пароструйная холодильная машина
Получение холода. В пароструйной
(пароэжекторной) холодильной машине
прямой цикл теплового двигателя и
обратный цикл холодильной машины совмещены
(рис. 35). При заданных источниках: грею-
шем теле с количеством тепла Qu и
постоянной температурой Ти, окружающей среде
с Q и Т, охлаждаемом теле с Q0 и Т0 в
системе без потерь рабочее тело должно
осуществлять циклы Карно прямой 5—6—
7—8' и обратный 1—2—3—4.
Источник высокой температуры
используется для получения пара давления ри
в прямом цикле. Пар (точка 7) поступает
в пароструйный аппарат, затем в сопло, гДе
расширяется (точка 8) до давления р0.
При этом его энергия преобразуется в
кинетическую энергию етруи, которая, выте-
9,
/
п
Li
As _г ¦
m.2
t|lK
1 ' * 891 \
- Т
'и
f
Тл
10
*)
Рис.35. Принцип действия пароструйной
машины: а — схема; б — цикл в s, Т-диаграмме
кая с большой скоростью, подсасывает
в камере смешения пар низкого давления
(точка 1). После смешения (точка 9) пар
поступает в диффузор, кинетическая
энергия преобразуется вновь в потенциальную,
и давление повышается до величины р
(точка 10). Давление пара р после сжатия
его в диффузоре имеет промежуточное
значение между давлениями ри и р0. В
пароструйном аппарате соединены процессы
получения работы прямого цикла 7—8
(сопло), передачи ее обратному циклу
(камера смешения) и затраты в процессе
сжатия 1—2 обратного цикла (диффузор).
Расширение пара по линии 7—8'—8 и затем
его сжатие после смешения с холодным
паром выполняются для передачи работы
прямого цикла обратному, и это делает
циклы совмещенными. Пароструйный
аппарат заменяет паровую машину, механизм
для передачи ее работы и компрессор.
Влажный пар состояния 10 поступает в
конденсатор. Часть влажного пара (точка 5)
после сжатия (точка 6) поступает в котел,
а другая часть превращается в жидкость

СОВМЕЩЕНИЕ ПРЯМОГО ЦИКЛА ДВИГАТЕЛЯ И ОБРАТНОГО ЦИКЛА МАШИНЫ 49
/точка 3), направляется в расширитель и
чатем (состояние 4) в испаритель. Через
испаритель проходит 1 кг рабочего тела,
через котел и сопло пароструйного аппа-
__,я _*, а кг. После смешения 1 + а кг
рабочее тело сжимается в диффузоре и
направляется в конденсатор.
Кратность циркуляции
А10 (ia — ii) — (h — U) (g/})
a-Al (h — i8,) — (h — h)'
В пароструйном аппарате
a (i7 — i8) = A + a) • (i10 — iQ) —
= (h — h) + a (h> — 4). (95)
Тепловой коэффициент
(96)
Общее выражение для теплового
коэффициента холодильной машины с тепловым
двигателем справедливо и для системы
с пароструйным аппаратом. В случае
источников с переменной температурой тепловой
коэффициент С0 равен произведению
соответствующих коэффициентов обратимых
циклов, как и в обычной компрессорной
системе.
Пароструйная- машина, отличаясь
простотой конструкции, в действительных
условиях дает большие потери. В прямом
и обратном циклах используется одно и то
же рабочее тело, рабочий пар расширяется
до состояния 8, а затем вновь сжимается
до состояния 8'\ смешение струи с
холодным паром сопровождается необратимыми
потерями. Поддержание в котле очень
высоких давлений не является
целесообразным. Действительный тепловой
коэффициент системы с пароструйным аппаратом
вычисляется по формуле (96). Однако
характер потерь, учитываемых
коэффициентами r\n, rix и i]M, иной, и коэффициент
полезного действия действительной системы
может при одинаковых источниках отличаться
от обычной компрессорной, несмотря на
одно и то же значение тепловых
коэффициентов обратимых циклов.
Совмещенные циклы раствора
Термодинамические диаграммы растворов
Для анализа и расчета процессов
раствора широко используются
термодинамические диаграммы.
В е, ^-диаграмме (рис. 36, а) кривая,
изоораженная сплошной линией,
предстанет зависимость между температурами
«ипения и концентрациями насыщенной
жидкости при постоянном давлении />,
вяХ^ТИрнои ~~ температуры конденсации
лагт1 НОГО ПаРа того же Давления. 06-
^ь, расположенная ниже сплошной
линии, относится к жидкости, над пунктирной
линией — к перегретому пару, между
сплошной и пунктирной линиями — к
влажному пару. Концентрация пара по легко
кипящему компоненту больше
концентрации жидкости, поэтому существуют две
равновесные кривые для пара и жидкости.
Изотерма A—Т') соединяет равновесные
состояния жидкости (точка 1) и пара
(точка i'). В процессе кипения а—М жид-
когти с начальной концентрацией са
постепенно повышается температура до tM
Рис. 36. Диаграммы раствора: а —
?, t; б — 6, i для одного давления
(точка М), состояние точки М
характеризуется равновесными концентрациями
жидкости Si и пара ?(. В процессе конденсации
пара а'—а при постоянной общей
концентрации Еа температура постепенно
изменяется от начального значения (точка а')
на равновесной кривой пара до конечного
(точка а) на равновесной кривой жидкости
с непрерывным изменением концентрации
жидкой и паровой фаз.
В ?, i-диаграмме (рис. 36, б),
предложенной Ф. Меркелем, равновесные кривые
жидкости и пара не совпадают, так как
энтальпия пара выше энтальшги жидкости.
При концентрации ? = 0 разность между
энтальпиями пара и жидкости равна теплоте
парообразования первого компонента с
более высокой нормальной температурой ки-

50 ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
пения (например, воды в водоаммиачном
растворе), а при ? = 1 — теплоте
парообразования другого компонента с более
низкой нормальной температурой кипения.
I ккал/кг
0
Рис. 37. Е,г-диаграмма со вспомогательными линиями (водоаммиачный
раствор): 1 — линия кипения, II— изотерма влажного пара (для 20 ата),
III — вспомогательные кривые для определения равновесного
состояния пара, IV — линия конденсации
В ?, i-диаграмме изотермы в области
влажного пара — прямые линии с
различным наклоном. В областях жидкости и
перегретого пара изотермы протекают иначе.
С помощью ?, i-диаграммы графически
можно определить ряд величин [36]. Для
практичечких расчетов применяют S, i-
диаграмму с дополнительными линиями
(рис. 37).
Для водоаммиачного раствора [36]
построена также диаграмма ?, s. Удобны для
расчетов диаграммы в
координатах t, \gp [24];
давление р в
кипятильнике (генераторе и
конденсаторе) и давление рэ
в абсорбере и испарителе
определяются
непосредственно по температурам
конденсации и кипения
в машинах с
ректификацией, применяемых в
настоящее время. Процессы
изменения состояния
жидкости A—2) при кипении
(рис. 38) и пара A'—2'')
определяются путем
пересечения линий
температур процесса (tx и?2) с
соответствующей изобарой.
По 5, Т- и
^"-диаграммам для водоаммиачного
раствора можно
анализировать
термодинамические циклы раствора
(рис. 39) [52]. В этих
диаграммах [1] нанесены
пограничные кривые для
аммиака и воды. Они
являются также линиями
постоянных весовых
концентраций 5—0 и ? = 1.
Каждая пара линий
постоянных концентраций
при промежуточном
значении этой величины
между 0 и 1 изображает
пограничные кривые
соответствующего раствора
и дает основу для
полной энтропийной
диаграммы. Для более
полной характеристики
состояния рабочего тела
в диаграммах нанесены
изобары р и р0 жидкой и
паровой фаз,
представляющие собой
геометрическое место точек
одного и того же давления
на различных
пограничных кривых.
В s, T-ns,
«'-диаграммах не нанесены линии
постоянных концентраций и давлений
в области влажного пара. Эти линии
строят дополнительно, в соответствии с
условиями термодинамического цикла с
помощью диаграммы
концентрация—температура. Проведя в ?, i-диаграмме (рис. 36, а)
линию постоянной концентрации са =

СОВМЕЩЕНИЕ ПРЯМОГО ЦИКЛА ДВИГАТЕЛЯ И ОБРАТНОГО ЦИКЛА МАШИНЫ 5i
= const, можно определить при данной
температуре с помощью отношения
отрезков 1—М и 1—V степень сухости пара
1 — М %а— \х
1 — 1'
е;-
Выбирая точку М при заданной
температуре, нетрудно перенести ее в энтропийные
ниями этих величин в заданном
термодинамическом цикле водоаммиачного
раствора.
Термодинамические циклы растворов
Прямой цикл. Паровые двигатели,
использующие в качестве рабочего тела
раствор, практически не применяются, однако
Рис. 38. t, igp-диаграммы: а — жидкая фаза; б — паровая фаза
диаграммы на соответствующие изотермы.
Определяя положение точки М для
нескольких температур в интервале аа',
J
Рис. 39. Энтропийные диаграммы:
а — s, T; б — s, г
»*ожно построить в энтропийных диаграм-
«х линии g = const и р = const в области
важного пара в соответствии со значе-
их теория важна для изучения аосороцион-
ных холодильных машин (рис. 40).
Крепкий раствор (состояние а) насосом
подается в котел, где без изменения
концентрации ?а нагревается до начала
кипения, определяемого точкой Ъ при
давлении р (процесс а—Ь). Затем также без
изменения общей концентрации ?а раствор
кипит, достигая состояния с влажного
пара (линия Ъ—с). Пар, адиабатически
расширяясь до давления р0 в паровой машине
(с—d) при той же концентрации
(состояние d), конденсируется (процесс d—а) при
постоянном давлении р0 и концентрации
?а и вновь забирается насосом.
В идеальном цикле насос может быть
заменен компрессором (процесс af—b).
Тепловые потоки во всех аппаратах
определяются с помощью соответствующих
площадей под линиями процессов в s,T~
или отрезками в s, i-диаграммах.
Термический к. п. д. цикла
Применение такого цикла целесообразно
при греющем источнике переменной
температуры (газ, горячая вода). При обогреве
котла путем непосредственного сжигания
топлива необходимо поддерживать в нем
высокие давление и температуру.
Критическая точка водоаммиачного раствора
ниже, чем воды, при температуре аммиака
выше 250° возможно его разложение,
поэтому водоаммиачный двигатель в этих

52
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
условиях менее целесообразен,чем паровой.
Однако такой двигатель можно
использовать при утилизации тепла (сбросного
отходящих газов).
В тепловом двигателе паровая машина
работает влажным паром, который можно
ждается в теплообменнике и в состоянии е
направляется в смеситель. В этот же
аппарат подается пар d' из паровой машины.
После смешения пара с жидкостью
образуется влажный пар dm, который в водо-
аммиачном конденсаторе превращается
Рис. 40. Тепловой двигатель с рабочим телом — раствором: а — схема; б —s, T-диаграмма
разделить на сухой пар и жидкость. Тогда
в идеальном цикле сухой равновесный пар
поступит в паровую машину, а насыщенная
жидкость — в расширительный цилиндр
(рис. 41).
Греющее тепло
в жидкость состояния а. Крепкий раствор
из конденсатора подается насосом через
теплообменник в кипятильник и таким
образом осуществляется замкнутый
круговой процесс.
Т\
Рис.
41. Тепловой двигатель с рабочим телом
б — процессы в ь
Расширительный цилиндр можно
исключить, а горячий слабый раствор в
состоянии с° из отделителя направить в
теплообменник для регенеративного подогрева
раствора, поступающего в кипятильник
(линия с°—е). Слабый раствор с° охла-
1
^Л V-
1\ у ?>^Ы
\ щГаУ3^
07
\а
с'
Л
\
6)
- раствором и отделением пара: а — схема;
Т-диаграмме
В этом тепловом двигателе работа
расширения пара будет меньше по сравнению с
двигателем, описанным выше. В результате
разделения жидкости и пара только часть
циркулирующего в системе рабочего тела
(сухой пар) совершает работу расширения.

СОВМЕЩЕНИЕ ПРЯМОГО ЦИКЛА ДВИГАТЕЛЯ И ОБРАТНОГО ЦИКЛА МАШИНЫ 53
Однако тепловая энергия жидкости не
пропадает и расходуется не на получение
работы, а для подогрева поступающего
в кипятильник крепкого холодного
раствора.
Прямой цикл с регенерацией тепла
осуществляется в абсорбционной машине.
Обратный цикл с раствором в качестве
рабочего тела
В абсорбционной холодильной машине
обратный цикл совмещен с циклом
теплового двигателя.
адиаоатически сжимается компрессором
(линия 1—2), поступаете конденсатор
холодильной машины и, сжижаясь в нем при
постоянном давлении (состояние 3), снова
направляется в теплообменник. Жидкость
в паровом теплообменнике охлаждается
(процесс 3—4), отдавая тепло пару,
поступающему в него из испарителя,
дросселируется в регулирующем вентиле (состояние
б) и направляется в испаритель. В процессе
дросселирования энтальпия и
концентрация не изменяются. В испарителе раствор
кипит, отнимая тепло от окружающей
(отрезок 5—6 линии постоянного
*с. 42. Холодильная машина с раствором: а — схема; б — процессы в s, Г-диаграмме; в — то те
для разных концентраций *
пока?04600131 Х0Л°ДИЛЬН0Г0 Цикла можно давления р0 и концентрации ?с' в области
ствошГ/* На %имеРе в°Д°аммиачного ра- влажного пара). Из испарителя пар по-
^Р (рис. 42). ступает в паровой теплообменник и, по-
Вотт '' ступает в паровой теплообменник и, по-
сываетоя ИаЧНЬШ Пар (состояние 2) заса- догреваясь в нем (линия 6—1), охлаждает
из парового теплообменника, жидкость. Весь цикл совершается при по-

54
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
стоянной общей концентрации в интервале
давления р—р0- Процесс в испарителе
происходит при изменении температуры от
tb до t6y а в конденсаторе — от t2 до г3-
Особенностью термодинамических
циклов раствора является возможность
изменять характер рабочих процессов в
зависимости от концентрации и путем ее подбора
достигнуть соответствия рабочих процессов
цикла характеру процессов источников.
Идеальные циклы холодильной машины с
разными концентрациями раствора (рис.
42, в): цикл е0 — /3 —g0 — h0,
совершающийся при концентрации?'=1; соответственно:
e2—f2—g2—hb при ?g<l; e1—fl—gl—hl при
6i<& * — / — s — л при е; < ?;.
При концентрации ?' = 1 рабочее тело
осуществляет цикл Карно. При меньших
концентрациях цикл отличается от Карно.
По мере снижения ? до нуля (чистая вода)
цикл еновь приближается к циклу
Карно.
Абсорбционная холодильная машина
Принцип действия абсорбционной
машины показан на рис. 43. В кипятильнике
(котле) выпаривается раствор. Образующийся
Рис. 43. Принцип действия абсорбционной
машины
пар с высокой концентрацией легко
кипящего компонента поступает в конденсатор, а
невыпаренная часть жидкости через
дроссель (в обратимом цикле — расширитель)
в поглотитель (абсорбер). Давление в
конденсаторе р соответствует температуре
охлаждающей среды. Давление в кипятильнике
равно давлению в конденсаторе.
Сконденсированная жидкость через дроссель (или
расширитель) поступает в испаритель.В
соответствии с температурой холодноги
источника в испарителе устанавливается
давление р0. Пар направляется в поглотитель
(абсорбер), давление в котором также
равно р0, поглощается раствором,
поступившим из кипятильника, а выделившееся
при этом тепло отводится при температуре
окружающей среды.
Обогащенный раствор из поглотителя
снова перекачивается насосом в
кипятильник.
К кипятильнику подводится тепло Qu
и к испарителю — Q0, в насосе
затрачивается работа АЬН, которой можно
пренебречь. От конденсатора отводится тепло Q,
а абсорбера — Qa.
Тепловой баланс выражается
следующим равенством
Qu + Qo = Q + Qa,'
тепловой коэффициент
1=%. (98)
В абсорбционной холодильной машине
осуществляются два совмещенных цикла:
прямой и обратный; в одном агрегате
соединены тепловой двигатель и холодильная
машина. Совмещенные циклы водоаммиач-
ного раствора могут быть сопоставлены
с системой раздельных циклов этого же
раствора компрессорной холодильной
машины с тепловым двигателем (рис.44). Цикл
теплового двигателя характеризуется точ-
yc'-d\
ками а—Ъ—с( )d*—dm—<z, а холо-
\со _ е/
пильной машины точками 1—2—3—4—5—
6—1.
Цикл двигателя является циклом с
внутренним замкнутым разветвлением. В этом
цикле в состоянии с раствор разделяется
на два потока с—d' и с0—е с
неодинаковыми массами. Однако масса раствора до
разделения и после соединения потоков
(состояния с и с?) не изменяется [1].
Для компрессорной системы в случае
работы без потерь тепловой коэффициент
Со представляет собой произведение
коэффициента полезного действия теплового
двигателя у\т на холодильный коэффициент е
Cp = 47>.t, (98а)
gp ¦ Alp = во ¦ А1о-
g
Величина а = ~р выражает отношение
весовых количеств рабочего тела в прямом
и обратном циклах, т. е. кратность
циркуляции.
После включения в систему теплового
водоаммиачного двигателя холодильника,
охлаждаемого водой(ТОЗ) ,пар изменит свое
состояние от с до с"'. Адиабатическое
расширение пара в паровой машине будет
соответствовать линии с"—d". На каждый
килограмм пара, поступающего в паровую
машину, потерю работы можно выразить
площадью с' — с" — d" — d' в 5,Г-диа-

СОВМЕЩЕНИЕ ПРЯМОГО ЦИКЛА ДВИГАТЕЛЯ И ОБРАТНОГО ЦИКЛА МАШИНЫ 55
грамме Далее процессы расширения пара
в прямом цикле и сжатия его в обратном
цикле протекают по одной линии в
противоположных направлениях. При равенстве
количеств пара, поступающего в двигатель
и циркулирующего в холодильном цикле,
•работа расширения т лжятяа яяяимнп
исключают друг друга
динамически эквивалентна абсорбционной
холодильной машине, работающей по циклу
с' _ с"—2~3—4—5—6—А
h У \sl... л
Греющее тепло
КП
и сжатия взаимно
Если пар в состоя-
с ?- 1-
Ti
.
to
t5
/*~
/ V
\А
а\
0
>
4д
с/
j /
0 5ДЧ
и
с»
Vл V
w
^Г d"
/|\
^2г1 \ 1
6 v
г-л
*)
Рис. 44.Водоаммиачная холидильнан машина с
тепловым двигателем: а — схема; б — s, Т-диаграмма
нии с" направить прямо в конденсатор
холодильной машины,а пар в состоянии7—в
смеситель теплового двигателя, то
рассматриваемая система превращается в
абсорбционную холодильную машину. Система
водоаммиачной холодильной
компрессорной машины с циклом 1—2—3—4—5—6
й теплового двигателя с циклом
ус' — с" — d'\
а -ь -< V--<
Отсутствие паровой машины и
компрессора является преимуществом
абсорбционной машины. Однако для
исключения паровой машины и
компрессора необходимо, чтобы:
а) давления в кипятильнике и
водоаммиачном конденсаторе
(абсорбере) были
соответственно равны давлениям в
конденсаторе и испарителе
холодильной машины; б) концентрации
раствора в холодильном цикле
и пара, поступающего в
паровую машину, были
одинаковыми; в.) часть работы в цикле
двигателя была потеряна для
получения одинакового
состояния пара перед паровой
машиной и на выходе из
компрессора. Осуществление цикла
теплового двигателя
абсорбционной машины в интервале
давлений холодильного цикла
понижает его экономичность,
потому что различие между
температурами рабочего тела и
температурой греющего
источника приводит к необратимым потерям
тепла. Вместе с тем при таком выборе давлений
не используются все возможности
регенерации тепла в цикле теплового двигателя,
рабочим телом которого является раствор.
Коэффициент полезного действия
совмещенного цикла, как правило, очень низок.
Совмещение циклов ограничивает
условия их работы. Концентрация рабочего
тела в обратном совмещенном цикле должна
быть равна концентрации пара в
двигателе, в то время как в системе с
раздельными циклами она может быть любой.
Абсорбционная машина для
динамического отопления. Эта машина используется
для нагревательных целей двумя путями:
с затратой высокотемпературного тепла для
получения большего количества тепла при
более низкой температуре (понижающий
трансформатор)г-^53,54]; с затратой
сбросного тепла греющего источника для получения
малого количества тепла при более высокой
температуре (повышающий/трансформатор).
Преобразование высокотемпературного
тепла осуществляется в абсорбционной
машине, работающей по обычной схеме. Тепло
Qu подводится к кипятильнику, а отводится
в конденсаторе Q и абсорбере Qa.
Коэффициент трансформации
dm—а термо-
М--
Q + Qa
Qu '
(99)

56
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
В абсорбционной машине Q + Qa>Qu
и Л/>1. Для получения высокой
температуры воды в водоаммиачной машине
необходимо значительно повысить давление
в конденсаторе и абсорбере. Абсорбционная
машина, выполненная по такой схеме,
применяется для нагревания воды.
Преобразование низкотемпературного
сбросного тепла (повышающий трансфор-
Рис. 45. Принцип действия обращенной
абсорбционной машины для теплоснабжения
матор) производится в абсорбционной
машине по обращенной схеме. При этом
коэффициент трансформации должен быть
меньше единицы. Сбросное тепло (рис. 45)
подводится к испарителю и кипятильнику.
В испарителе за счет подвода тепла
образуется пар высокого давления,
направляемый в абсорбер. Слабый раствор,
поступающий в абсорбер из кипятильника,
поглощает пар, а выделяющееся тепло отводится
водой при высоких температурах, в
результате чего воду, циркулирующую через
абсорбер, можно использовать для
теплоснабжения. Крепкий раствор через
дроссель направляется в кипятильник, где
выпаривается при низком давлении и
насосом вновь подается в абсорбер. В
кипятильнике поддерживается низкое давление
благодаря конденсации паров при
невысокой температуре. Через конденсатор
циркулирует холодный рассол,
охлаждаемый в расположенной снаружи градирне.
Жидкость из конденсатора забирается
насосом и направляется в испаритель. Чем
ниже температура наружного ^воздуха,
тем меньше давление в кипятильнике и тем
больше тепла дает абсорбер [53—54].
В бромисто-литиевой машине,
работающей по обращенной схеме, сбросная вода
может непосредственно испаряться в
испарителе, а холодная наружная вода
конденсировать водяные пары в конденсаторе
смешения. При использовании бромистого
лития повышается коэффициент
трансформации вследствие отсутствия ректификации;
уменьшается вес машины по сравнению
с водоаммиачной. Недостатками системы
являются невозможность поддержания
зимой температуры конденсации ниже 0°
и агрессивное действие бромистого лития на
черные металлы [55].
В этой машине (рис. 46) сбросная теплая
вода подается в испаритель 3, где отдает
свое тепло. Образовавшиеся пары
поглощаются в абсорбере 4 раствором
бромистого лития. В этом процессе тепло
выделяется при высокой температуре и
используется для нагревания воды,
циркулирующей по трубам в абсорбере. Раствор затем
направляется насосом 7 через
теплообменник 5 в кипятильник 1, где выпаривается за
счет сбросного тепла воды,
циркулирующей по трубам. Выпаренный раствор
насосом в через теплообменник 5 подается вновь
в абсорбер для последующего поглощения,
а пары направляются в конденсатор 2,
охлаждаемый водой, циркулирующей по
трубам. Конденсат насосом 9 подается
в испаритель или отводится. Таким
образом, за счет сбросного тепла и охлаждения
водой с низкой температурой в абсорбере
получается высокотемпературное тепло.
К вакиим-насосу
Теплая вода s* s\^
К баку ум-
насосу
В
канализацию
Рис. 46. Схема бромисто-литиевой обращенной
машины
В связи с тем что рабочие процессы
в аппаратах обращенной
бромисто-литиевой машины протекают под вакуумом,
возможно проникновение воздуха в систему.
Удаление паровоздушной смеси
производится из абсорбера и конденсатора при
помощи вакуум-насосов. Применение схем с
регенерацией позволяет увеличить высшую
температуру в абсорбере.

ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
К холодильным агентам относятся
рабочие вещества, нормальная температура
кипения которых ts°G, как правило,
находится в пределах от + 60 до — 130°С.
В качестве холодильных агентов
используют не менее 30 веществ, но только
10 из них имеют широкое применение.
В табл. 1 приведены физические
свойства наиболее изученных агентов.
Область применения воды ограничена
температурами кипения выше 0°С. Она
используется в пароэжекторных, а также
в бромисто-литиевых абсорбционных
холодильных машинах главным образом для
кондиционирования воздуха [1].
Аммиак является наиболее
распространенным по сравнению с другими агентами,
предложенными почти одновременно с ним:
хлористым этилом A880 г.), сернистым
ангидридом A874 г.), хлористым метилом
A878 г.) и углекислотой A881 г.).
Возрастающие потребности различных
областей хозяйства в искусственном холоде
обусловили необходимость специализации
холодильных агентов по типам машин
(поршневых, ротационных, турбокомпрес-
сорных, абсорбционных), зонам температур
кипения и различным круговым процессам
(одноступенчатые, хмногостуиенчатые,
каскадные). Это оказалось возможным
благодаря большому разнообразию их
термодинамических свойств.
В ряде случаев применение токсичных,
воспламеняющихся и взрывоопасных
рабочих веществ оказалось недопустимым.
Указанным требованиям удовлетворяют
фреоны — многочисленные углеродные или
углеводородные соединения, содержащие
в любых возможных соотношениях (при
Р ^ 1) фтор, хлор и бром:
CmHnFpCleBrr
Для насыщенных углеводородов:
п + Р + Я + >' = 2//г + 2.
Количество возможных основных
соединений фторхлордериватов насыщенных
углеводородов (п + р + q + г = 2 т +2)
определяется величиной
"?(*>=(я+у+2>. а)
1
Число фторхлордериватов метана
достигает 15. Начиная с этана, необходимо
учитывать и изомеры. Максимальное число
фторхлордериватов составляет: этана — 55,
пропана — 332 и бутана — свыше 1000.
Кроме того, применяются дериваты этилена
и цикличных соединений. Атомы хлора
могут замещаться атомами брома. Наконец,
используются и азеотропные смеси
следующего, например, состава: 73,8% CF2C12
(ф-12) и 26,2% СН3—CHF2 (ф-152) (повесу).
Фреоны существенно отличаются от
аналогичных соединений, в состав которых
входит только хлор. Они химически
инертны и мало токсичны в присутствии даже
одного атома фтора.
Фтор в молекуле не только сам активен,
но и усиливает связь С—G1 настолько, что и
хлор становится менее реакционноспособ-
ным и токсичным, чем в других
соединениях, например СН2С12 или СС12Вг2.
Установлены сокращенные
обозначения фреонов. Соединения без Н-атома
записываются для производных метана
сначала цифрой 1, к которой прибавляют
цифру, указывающую число атомов фтора.
Например, CF2CU сокращенно ф-12,
CF3C1 — ф-13, CF4"— ф-14. Для
производных этана, пропана и бутана перед
цифрой, обозначающей число атомов фтора

Физические свойства холодильных агентов
Таблица 1
Холодильный агент
Неорганические
соединения
Вода
Сернистый ангидрид . .
Закись азота . . «...
Шестифтористая сера . .
Дериваты насыщенных
углеводородов
Четыреххлорнстый
углерод
Монофтортрихлорметан .
Дифтордихлорметан . .
Трифтормонохлорметан .
Трифтормонобромметан .
Монсфтордихлорметан .
Дифтормонохлорметан .
Тсиф>тортрихлорэтан . .
Тетрафтордихлорметан .
Пентафтормонохлорэтан
\
Химическая
формула
Н20
NH3
соа
so2
N20
SFG
СС14
CFCI3
CF2C12
CF3CI
CF3Br
CF4
CHFC12
CHF.C1
THF3
CHaCla
CH3C1
CF3-CC13
CFgCl — CF2C1
CF8C1-CF3

Обозначение
-
-
-
-
ф-10
ф-11
ф-12
ф-13
Ф-13В1
ф-14
ф-21
ф-22
ф-23
ф-30
ф-40
ф-113
ф-114
ф-115
1

Молекулярный
вес, у.
18,016
17,031
44,01
64,06
44,02
146,0
153,8
137,39
120,92
104,47
148,9
88,01
102,92
86,48
70,01
84,94
50,49
187,39
170,91
154,48

Нормальная

температура
кипения
100,0
-33,35
-78,52
-10,01
-88,465
-63,8
76,7
23,7
-29,8
-81,5
-58,7
-128,0
8,90
-40,8
-82,2
39,2; 41,6
-23,74
47,68
3,5
-38,0

Критическая

температура
<кр,°С
374,15
132,4
31,0
157,2
36.5
45,55
283,14
198,0
112,04
28,78
67,5
-45,5
178,5
96,0
—
е/э235,4
143,1
214,1
145,8
80,0

Критическое
давление
Ркр,
ата
225,65
115,2
75,2
80,28
74,1
38,33
46,47
44,6
41,96
39,36
41,3
38,2
52,68
50,33
_
сл.60,9
68,09
34,82
33,4
слЗЗ

Критический
объем
V»
л /кг
3,000
4,130
2,156
1,920
2,188
1,325
1,792
1,805
1,793
1,721
-
1,580
1,915
1,905
—
-
2,70
1,735
1,715
1,680

Температура

затвердевания
0,0
-77,7
-56,6
-75,2
-90,8
-50,8
-22,9
-111,0
-155,0
-180,0
-143,2
-184,0
-135,0
-160,0
-160,0
96,7
-97,6
-36,6
-94,0
-106,0
J

Показатель
адиабаты
k
1,33
1,30
1.30
1,26
-
ool,07
1,18
1,13
1,14
-
1,116
1,220
1,160
1,160
—
1,18
1,20
1,09
1,107
1,09
<
Число
Трутона
26,018
23,25
22,65
21,40
-
20,44
20,10
19,86
19,5
20,62
19,81
21,05
20,80
—
21,4
20,7
20,2
-
20,63
Т
КР
^7
1,734
1,692
1,636
1,677
-
1,590
1,587
1,579
1,575
1,588
1,566
1,601
1,590
-
1,622
1,669
1,520
1.517
1,502

Дифтормонохлорэтан . .
Трифторэтан
Дифторэтан
Хлористый этил . . . .
Н. перфторбутан . . . .
Цикличные органические
соединения
Октафторциклобутан . .
Насыщенные
углеводороды
Этан
Пропан
Бутан (нормальный) . .
Изобутан
Пентан (нормальный) . .
Пена сыгценные
углеводороды и их
дериваты
Этилен
Пропилен
Дихлорэтнлен (смесь cis
и trans)
Дифтор этилен
Дифтормонохлорэтилен .
Бромистый винил . . . .
Алифатические амины
Метиламин
Этиламин
Органические
кислородные соединения
Диметиловый эфир , . .
Диэтиловый эфир . . .
Метилформиат
Нз — CFaCl
СН,—CF,
СНз — CHF2
СН3-СН2С1
C4F10
C4F8
с2н6
С3Н8
(СНз) зСН
с5н12
С2Н4
сн2=сн—сн3
СаН2С1а
CHa = CFa
CHCl = CFa
СНа = СНВг
CH.NH,
C2H5NHa
CaH60
C4Hi0O
H.COOCH3
ф-142
ф-143
ф-152
ф-160
фС-318
ф-170
ф-290
136,45; 137,1
73,1
113,5
187,2
113,3
115,39
32,1
96,8
153,0
133,7
197,0
9,5
91,4
243
30,1
127,4
-
156,9
164,6
126,9
194,0
214,0
42,0; 42,3;
42,75
38,5
45,8
53,5
23,78
28,60
50,3
43,4
36,0
37,7
33,6
51,6
46,9
56
45,15
45,5
-
76,0
55,8
55,0
37,2
61,2
2,30; 2,349 '
2,305
2,740
3,030
1,588
1,5835
4,7
4,46
4,29
-
1 4,29
4,62
4,28
—
2,40
2,00
~
—
—
3,685
3,770
2,865
1
-130,8 '
-111,3
-
-138,7
—
-40,2
-183,2
-187,1
-135,0
-159,6
-131,5
-169,5
-185,0
-56,6
-
-
-140,0
-92,5
-93,0;
-96,0
-138,0
-116,3
-100,4
1,135 '
-
-
1,16
—
-
1,25
1,13
-
-
1,09
-
1,14
-
-
1,20
1,18
1,15
-
1,08
1,12
20,64
с/э20,45
20;64
20,68
20,6
19,97
18,86
19,36
-
19,48
"
18,94
19,54
21,73
-
21,11
21,5
23,29
22,5
20,7
20,72
с/522,4
1,553 |
1,535
1,558
1,613
1,42
1,457
1 1,654
! 1,602
—
1,556
1,668
1,617
1,597
1,618
1,573
-
1,614
1,566
1,611
1,518
1,601

60
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
ставят соответственно цифры; 11, 21, 31.
Например, C2F3C13 — ф-113; G^C^ —
ф-114; C8FeGl, — ф-216.
При наличии атомов водорода у
дериватов метана к первой цифре, а для этана,
пропана, бутана к 11, 21, 31 соответственно
ко второй цифре прибавляют число, равное
числу водородных атомов. Так, CHFCi2
сокращенно ф-21, CHF2G1 — ф-22, CHF3 —
ф-23, C2H3F3 — ф-143, C4H4FG15 — ф-351.
Эти обозначения условно можно
распространять и на соединения, не
содержащие атохмов фтора.
При замене атомов хлора атомами брома
вводят обозначение В. Например, CF3Br —
Ф-13В1; G2F2Br2 — ф-12В2.
Согласно новому проекту американского
стандарта .№ 34 [2], эти сокращенные
обозначения Применены также для
цикличных и ненасыщенных соединений. Буква
«ф» исключается.
Европейская комиссия Международного
института холода [2] предложила другой,
более простой, порядок обозначений. В этой
системе первая цифра представляет собой
число атомов углерода в молекуле; вторая—
число атомов фтора; третья — атомов хлора;
четвертая — атомов брома. Конечные нули
не помещают.
Например:
CF2C12 — 122 C2F4C12 — 242
GF3C1 — 131 GF3Br — 1301
GHF2G1 — 121 G2F3G13 — 233
Для соединений циклических,
ненасыщенных (олефиновых) и азеотропов
предлагаются приставки С, N и A (C4F8 —
G48 и т. д.). Для изомеров применяют
одни и те же числовые обозначения.
Наиболее симметричные из них обозначают
числом без последующей буквы. По мере
возрастания их несимметричности к
обозначению добавляют в конце буквы «а»,
«Ь», «с»... (например, GFGlo—GFGi2 —224а;
GH3 — CF2G1 — 221b).
Единство в новых обозначениях до
настоящего времени не достигнуто.
Ненасыщенным углеводородами и их
дериватам сокращенных обозначений нами
не дано.
С возрастанием числа атомов фтора:
уменьшается токсичность фреонов и реак-
ционноспособность к металлам и
уплотняющим материалам, снижается растворимость
в смазочных маслах и воде, увеличивается
химическая стабильность.
Полностью галогенизированные фреоны
(без Н-атома) не горючи и в смеси с
воздухом не воспламеняются. С уменьшением
числа водородных атомов воспламеняемость
резко снижается.
Число атомов фтора оказывает большое
влияние и на термодинамические свойства.
При замене атома хлора атомом фтора у
галогенизированных фторхлордеривато в
этана, пропана и бутана происходит
закономерное понижение нормальной температуры
кипения.
Значение т Понижение в среднем на
2 44°
3 39°
4 35°
Для перфторпарафинов — F(GF2)mF [3]:
Ts = 145 + 360 [1 — e-0J44(m~ 1)joK B)
Нормальная температура кипения и
число Трутона
(|х — молекулярный вес, rs — теплота
парообразования при давлении 1 шпм, ккал/кг)
определяют течение кривой давления пара,
являющегося важнейшим
термодинамическим параметром [3.4].
Число Трутона принято считать
постоянным. Однако у ассоциированных
веществ, по сравнению с нормальными, числа
Трутона возрастают вследствие
разложения молекулярных комплексов с
дополнительной затратой энергии.
Числа Трутона ассоциированных
веществ имеют большие значения (вода —
26,018; аммиак — 23,25; сернистый
ангидрид — 22,7); нормальных или слабоассо-
циирующих веществ в сравнительно
широком интервале температур—более низкие
и близкие между собой значения (ф-290 —
19,36; ф-13 — 19,5).
Уравнение В. Кистяковского [5]
Сг = 8,75 + 4,571- \gTs C)
хорошо согласуется с опытными данными
для нормальных веществ и поэтому может
служить для оценки степени ассоциации.
Значения числа Трутона
галогенизированных фторхлордсриватов метана и этана
почти совпадают с расчетными.
Фторхлордериваты с атомами водорода
характеризуются повышенными
значениями чисел Трутона
Сг = 1,05 (8,75 + 4,571 • lg T$). D)
Для всех веществ число Трутона
является функцией Ркр и числа 1^ульдберга
Для нахождения критических
параметров пользуются методом аддитивности
условно принятых значений атомных
констант для ряда групп веществ [6,7].
Для насыщенных углеводородов
Ctf*H2m.+2 [3J
Т
-?2- = 1,754 — 0,0475 т. E)

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
61
Для фреонов
GmHnFpC1qBrr,
у которых 2га Jr2==nJrp-{-qJrr и
число атомов п = 1 [3]:
^Р =1,64 — 0,06m + 465-10^ет~{. F)
s
О большом разнообразии
термодинамических свойств агентов можно судить по
энтропийной диаграмме (рис. 1).
высокие давления и малые часовые объемы
пара, всасываемого компрессором. В связи
с изменением числа Гульдберга (Скр) в
относительно узких пределах, низким
нормальным температурам кипения отвечают
малые значения критических температур.
Удельная холодопроизводительность
цикла резко снижается при рабочей
температуре конденсации, приближающейся
к критической. Для С02 (tKp — 31°C)
удельная холодопроизводительность цикла при
стандартных условиях работы почти вдвое
tr
по
WU
ио
20
0
-20
-4/7
-1ПП
1
/—
/
1
Сгнб/
_}
чч
, JIC
к
лг
^ф-п\
1
1/
1
1
1 \
V
\
\
L-SOz
\
\
\\
V
С г нб
\сог
NH3
\
\
1
v 1
06
0,8
1,0
1Л
1Л
1.6
Рис. 1. Пограничные кривые различных холодильных
агентов в s, f-диаграмме
Холодильные агенты целесообразно меньше по сравнению с агентами, облада-
классифицировать по нормальной темпе- ющими высокими критическими темпер а-
ратуре кипения на следующие группы: турами.
1 ls >- 0°С; 2 — ts^ 0°; 3 — ts < Как правило, при подборе агентов
¦< —50°. т™
Нормальная температура кипения и стремятся к тому, чтобы f~p- ^ 1,2. Исклю-
11Т1 ТР^она определяют характер тече- чение могут представлять только много-
^™«РИВ°И.-давления паРа- Низким зна- аТомные и высокомолекулярные агенты
чениям этой температуры соответствуют с очень низкими показателями адиабаты.
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Давление пара
Точки кривой р = /(Г) характеризуют
состояния, в которых возможно
термодинамическое равновесие жидкости и
насыщенного пара (рис. 2). Эта кривая называется
кривой фазового равновесия.
Кривая фазового равновесия имеет
ограниченную протяженность и
заканчивается в точке К. При значениях
температуры и давления, больших, чем в точке К,
фазовый переход жидкости в пар или
обратно не происходит. Конечная точка
кривой получила название критической, а
соответствующие ей значения —
критической температуры Ткр и критического
давления Ркр.
В узком диапазоне, при-незначительном
удалении от нормальной температуры
кипения G60 мм рт. ст.), теоретически
оправданным является уравнение [3]
\%p = a—f. G)
При отсутствии достаточного
количества опытных данных можно приближенно

62
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
с помощью уравнения G) построить
кривую давления пара и в более широком
диапазоне температур. Отложив на ординате
Р
ата
200
750
100
50
О 50 100 150 200 250 300 350 t°C
Рис. 2. Кривая давления водяного пара
]g р, а на абсциссе минус - (рис. 3),
получим приближенно прямую, на которой
расположены все значения для данного агента.
к
рата
W
1
0,1
A01
I
и# '
\
._
ф)
г
к
\/
^>>
W
-80 -60-40-20 0 5 100 t "С
0.005
0.004
Рис. 3.
0,03
р-диаграмма
В диапазоне от температуры
затвердевания до 0,75 ТКр иногда можно
пользоваться эмпирическим уравнением Антуана
^=«-гЬ- (8)
Вблизи критической точки пользуются
следующим уравнением [8]:
lgp = A + m\gT. (9)
В широком интервале температур
кривая давления пара определяется
интерполяционным уравнением
lgP = fl ?- + Д, (Ю)
где Д — эмпирическая поправка для
наибольшего приближения к опытным данным.
или
а = с ig т + ат + it2 + /гз +.
Д = ЙГ + ^(Г —Г0)ге,
Д = m lg T — lTnt
A1)
A2)
A3)
A4)
В табл. 2 и 3 даны значения постоянных.
Постоянные для этана в соответствии с
уравнениями A0) и A3) даны в табл. 4.
Для октафторциклобутана (ф-С318) [9]:
а = 17,2042; Ъ = 3151,8; ш=— 0,9567; /=
= 1,0103 . 10~17; п= 6; In/?, ата; в
диапазоне от температуры затвердевания до
критической.
Для воды в интервале от 0 до 100°С
[10]
+8,2 lg (Щ^-) —0,0024804 C73,16—Г) атм.
Опытные данные по всем холодильным
агентам во всем интервале давлений
хорошо совпадают с вычисленными по
уравнению [11].
Iff 71 = А -
В
кр
-fClg0 + DJ
A5)
Р_
г Кр
Значения давлений пара даны в
приложениях.
Удельный объем пара
Идеальный газ подчиняется уравнению
Клапейрона — Менделеева
RT
v — -р- мл/кг
A6)
R-
848
Р,
кг
м2
т; к.
Реальные газы при больших
плотностях и не очень высоких температурах
отклоняются (тем сильнее, чем больше
плотность газа) от уравнения Клапейрона —
Менделеева или, что то же самое, от свойств
идеального газа.
Отношение ? —-^т^
R1
называют коэффициентом сжимаемости.
Для реального газа обычно принимают
корректирующий член
Av = vud — v A7)
и уравнение A6) записывают в виде
R Т
'"Р~
¦Av.
A8)
В некоторых случаях для холодильных
агентов с высокой нормальной
температурой кипения в интервале применяемых
рабочих параметров корректирующий член
уравнения A8) практически постоянен [9].

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
63
Таблица 2
Постоянные по уравнениям A0) и A1); р, ата
Холодильный
агент
Аммиак . . • • •
Сухой лед, СОз.
Углекислый газ
Сухой лед, С02 .
Сернистый
ангидрид . . . •
ф-11
ф-12
ф-13
ф-14
ф-21
ф-22
ф-23
ф-40
ф-113
ф-114
ф-130-cis . . . .
ф-130-trans . . .
ф-142
ф-290
Этилен
Диметиловый
эфир
Метиламин . . .
Этиламин ....
Метилформиат .
Шестифтористая
сера
9.5987704
55,49437
24,63348
2,98579
41,01859
10,446
31,6457
7,8172
7,307
38,3115
25,1285
4,9275
21,45514
9,6842
5,6270
8,36982
8,59847
48,99744
4,813161
30,484925
54,7323
- 78,56963
18,68687
14,78
4,4015
1648,6068
2206,455
1353,202
1279,1
2378,72
1995,8
1816,5
1109,12
632,3
2367,41
1638,82
939,0
1687,57
2099
1419,72
1702,5468
1711,9275
2432,578
1018,502
1243,766
2445,74
138,60647
2093,686
1966,49
897,8
I02d
101 i
-21,431
- 8,142537
1,75
-14,11350
-10,859
-13,0295
- 8,1418
- 6,41725
- 1,25137
- 1,4394
-17,70521
- 0,16646
-11,213927
-20,2387
38,730167
- 4,61703
- 3,348
—1,638646
2,527
0,6259156
—0,2076
0,83319
-1,7697
0,7175
-1,4127
0,7173
0,51838
0,2839
—1,3505
—0,1746
0,023807
0,05690
1,177246
1,102331
1,4503
—6,600156
—0,0274
-0,2403267
0,1753
0,1883
0,1171
0,3870056
109/
0,01168708
Диапазон
температур,
°С
-80 до +70
-56,6 до —100
-56.6 до +3,0
-ИЗ до -78
-60 до
—50 до
-70 до
—139 до
—160 до
—40 до
-61 до
—140 до
—40 до
-25 до
—40 до
—40 до
—40 до
-60 до
-80 до
—125 до
4-50,0
55,0
115,5
25,0
-45,5
4-50,0
4-93,0
-70,0
-70,0
35,0
60,0
+48,5
+50,0
+96,6
+96,0
+8,0
-138 до+126,9
—92,5 до +156,9
-81,0 до +183,0
-20 до +50,0
—50,8 до 4-45,55
Таблица 3
Холодильный агент
ф-30
Дифтормонохлорэтилен
Постоянные
а
1 4,9041
4,1047
по уравнениям
Ь
1788,6
873,31
A0) и A2); р
h
15,51 . 104
- 42,78
, ата
i
— 23,43 • 106
Для различных веществ экспериментально найдено:
ВС13 [9]
t, °С
р, ата
— 20
0,268
- 10
0,426
0
0,650
10
0,945
20
1,40
30
1
Азеотропная смесь G4,2% ф-12 и 25,8% ф-152) [9]:
и °с
Р, ата
-28,9
1,25
— 23,3
1,575
- 17,8
1,96
— 12,2
2,42
3^57
+ 4,4
4,28
26,7
8.24
Диапазвн
температуры,
°С
— 30 ДО + 40
— 35 ДО + 127,4
,88
40
2,65
32,2
9,55
37,8
11.05
Постоянные для этана
Таблица 4
Интервал
давлений, ата
0,5-f 9,3
9,3 -J- 50,3
а
4,2704
4,2704
b
780,24
780,24
d
—0,000103
-0,000103
Q
— 9,3 • 10-ю
+ 1,4 • 10-11
To
238
238
n
4 1
5

64
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
При умеренно низких давлениях
(примерно до 0,1 Ркр) корректирующий член
зависит в основном от температуры [3]
RT
A9)
Т \п
VI Об J
Для расчета удельного объема при
умеренно низких давлениях можно также
воспользоваться уравнением
Pv = mT[3], где:
,==1+i|§^(l-J);B0)
Р Т
кр пр
Для наиболее
распространенного в циклах
холодильных машин
диапазона удельных объемов
перегретого и насыщенного
(Т
пара -7=J^:> 1,2) опытные значения часто
хорошо совпадают с расчетными при
(тоо
Наиболее распространено уравнение
Битти — Бриджмена [12]
где
Таблица 7
Постоянные А0, a, j
Холодильный агент
ф-12
ф-142
ф-143
ф-152
Дифтор этилен
Дифтормонохлорэтилен .
Шестифториетая сера . .
Л0
16,75
37,74
20,92
24,60
9,661
3,619
17,76
15,78
во» Ь (уравнение 23)
а
0,00252
0,2417
0,142
0,1406
0,05639
—0,07062
-0,024
0,1062
Во
0,00487
0,850
0,490
0,5375
0,1976
— 0,0265
0,286
0,366
Ъ 1
0,00514
0,294 I
0,173
0,1762
0,04839
0,7453
—0,126
0,1236
B1)
Значения постоянных приведены в табл.5.
Таблица 5
Постоянные по уравнению B1)
Холодильный агент
Сернистый ангидрид
Углекислый газ . .
Диметиловый эфир .
с,
0,162
0.0825
0,566518
с2
0,71 • f0"«
1,225 • 10-7
4,82745 • Ю-6
п
3
10/3
4 1
Для
Т%р
(табл. 6)
Т к
<Cl,2 используется уравнение
Это уравнение четвертой степени
относительно v может быть применено для
области —^>2,5.
Vnp
Для определения индивидуальных
постоянных необходимо располагать пятью
опытными значениями удельного объема.
При некотором удалении от критической
точки величиной е можно пренебречь.
Б этом случае значения постоянных
уравнения B3) даны в табл. 7.
При расчете по формуле B3) с
использованием данных табл. 7 приняты: и,
л/моль и р, атм. R — универсальная
газовая постоянная @,08206). Для ф-12
приняты: v, мг/кг и р, ата при R = 7,0113.
Коэффициенты для шестифтористой серы
действительны при v ;> 0,215 л/моль. При
меньших объемах:
Av.
С,
А = 7,784 ¦
0,034
,.+ "
Т \п ' / Т \и
[Ш)) \iooy
B2)
Постоянные по уравнению B2)
I Холодильный агент
Этан
Октафторциклобутан . . .
Сг С2
0,089
0,13443
0,0279 • Ю"8
0,046288 • 10~8
п
2,4
3,0
m
9,0
8,0
Уравнение A8), в котором удельный
объем выражен в первой степени, не может
охватить область, близкую к
критической, так как в критической точке
должны совпадать не менее трех корней от v.
Поэтому в уравнении состояния v
выражается минимально в третьей степени.
В = 0,0805 + m*L.
Таблица 6 TI Y
Для дифтор этилена
значения постоянных,
указанные в верхней
строке, действительны
для объемов в пределах
от 0,17 до0,65, а в
нижней — от 0,09 до 0,13
л /моль.
По последним данным [13] значения и"
для ф-12 меньше, чем получаемые по табл. 7
(см. формулу 23), на величину:
%
—30 —10
1,3 2,0
+ 10
2,45
+30
2,6
+50
2,5

ТЕРМОДЫТАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
65
Если принять с = О, то уравнение B3) имеющая форму параболы. Нанесение на
можно преобразовать
сл — с,т
B4)
При этом
С1 = А0; C2 = RB0; С, = А0а: C, = RB0b.
Для некоторых фторхлордериватов Бен-
нинг и Мак-Гарнесс [14] определили
следующие значения постоянных (таол. 8).
Таблица 8
Постоянные для фторхлордериватов
Холодильный
агент
ф-11 ....
ф-21 ....
ф-22 ....
ф-114 ....
При этом R
Сх
32,95
20,54
12,69
37,56
= 0,08^
С 2
0.04694
0,02347
0,015044
0,04382
206, р, а
Сз
- 6,392
3.677
3.794
2,329
гпм и v
С 4
- 0,013471
0,011666
0,013796
0,009772
л/г моль.
0,6. Для
Для приближения к опытным данным
по ф-22 принято И = 0,08132.
Все уравнения состояния имеют
эмпирический характер и являются в той или
иной мере справедливыми лишь в
определенном интервале изменений параметров
реального газа.
В значительной степени научно
обоснованным является универсальное уравнение
Я. Казавчинского [15] для газообразной
области' до значений ф = „- — :
определения постоянных необходимо
располагать многими экспериментальными
опорными точками.
Данные по удельным объемам сухого
насыщенного пара ряда агентов даны в
приложениях.
Удельный вес жидкости
Для определения удельного веса
жидкости на кривой насыщения у = -- чаи-
с- v
оолее
распространенным является «правило
прямолинейного
диаметра», предложенное
Кальетэ — Матиасом
[16]. Если на
плоскости т — t (рис. 4)
отложить значения
удельных весов насыщенной
Жидкости и
находящегося с ней в
равновесии сухого
насыщенного пара, то при
единении этих точек
рлучается кривая.
I ^ ° Энциклоцед сиравочдик, кн. i
график значении
7' + 7'
дает прямую
В приведенных координатах ?'
Т
B5)
v
f
1
1
\ = -— получим:
•/ кр
-=1 + ЯA —ft). B5а)
В критической точке 7кр = Y = у",
что позволяет определять критический
кг/л
16
12
0.8
0Л
о
-50 О 50 100 150 t°C
Рис. 4. Парабола фреона-11
удельный вес путем экстраполяции. Это
имеет существенное значение, поскольку
i 1 II
; 1 Гг4- !
N 'К |
1 1 1 1 1 I I ! > {
т~т~1"~~г4-1 1 i v>'
II 1"»!^
II К1
1 1 1 Ш-И ! 1
зи с тем, что
¦dv \
\d~Pi
)т = со B6)
пр
и ничтожное изменение давления приводит
к резкому изменению объема.
Для непосредственного определения
удельного веса насыщенной жидкости
1
у == — иногда можно пользоваться
эмпирической зависимостью
т' = а — Ы — ct*. B7)
В табл. 9 приведены значения а, Ъ и с
для ряда агентов (f, кг/л)
Таил ии а 9
Постоянные по уравнению B7)
Холодильный
агент
10-
10*
Ф-30 | 1.3613
Дихлорэтилен cis 1.2968
Дихлорэтилен . |
1™1)> I L3144
Ф-11 1,5342
Ф-21 1.4236
Ф-22 1,2849
Ф-23 1,1804
Ф-НЗ 1.6212
Метиламин ... 0 93249
0,18
0,168
0.1605
0.228S
0.2316
0,3450
0,3370
0,2172
6,09221 • 10
0,9 • 10-
0,0
0,0
0,023
0.026
0,073
0.0
0,033
1,06443 •
Ю -1
Диапазон
ратур,
-20-:
-30-т
- 30 -г
- 40 -г
- 40 Ч-
- 70 4-
- НО —
- 30 -г
- 80 .
темпе
°С
- -+- 40
- + 50
— 50
1- 60
4- 70
-f 25
- 84
И- 120
+ 20

66
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
Для определения удельного веса в твер
дом состоянии можно исходить из уравне
ния Клапейрона — Клаузиуса
(dP \
: AT (V' -
MdfV
B8)
При этом /у — теплота плавления и
Vf — удельный объем твердой фазы. В
зависимости от того, увеличивается ли
теплота плавления с возрастанием давления
\ldP\ л1 \ldP\
\\dTjf > ° J ИЛИ Уменыпается | (^ <
<С0], значения и' становятся большими
или меньшими по сравнению с Vf. Первый
случай является нормальным, и при
плавлении происходит увеличение объема.
Например, для С02 в тройной точке (ртр=
= 5,28 ата, tmp = ~o6,6°C) гу = 0,661 и
v' = 0,849 л/кг. Следовательно, вблизи
от тройной точки необходимо увеличить
давление почти на 52 ата для того, чтобы
повысить температуру плавления на 1°С.
Давлению 1000 ата соответствует точка
плавления — 37,3°С, а 10000 ата' + 75,4°С
(*кр=+ 31,0°С).
Исключением является вода. При
нормальной точке плавления (t = 0°G) Vf = 1,099
и х/ = 1 л/кг, a (—-) =—138,5 ата/°К.
Под давлением 590 ата водный лед
тает при —5°С. Температура плавления
—20°С соответствует давлению 1910 ата.
Значения удельного веса агентов даны
в приложениях.
Теплота парообразования
Значение теплоты парообразования
г (ккал/кг) различны. При 0°С для:
воды — 597,3; аммиака — 301,52;
метиламина — 197,13; метилформиата 120,0;
CF2C12 — 37,01; G4F10 — 23,11.
Вдали от критической точки теплота
парообразования мало зависит от
температуры, поэтому для объяснения столь
различных значений можно исходить из
уравнения
где Сг — число Трутона, которое
изменяется в относительно узких пределах.
Теплота парообразования зависит
главным образом от молекулярного веса р..
Поэтому у высокомолекулярных агентов
ее значения малы.
Для определения теплоты
парообразования следует исходить из строгого
уравнения Клапейрона — Клаузиуса
r = AT(v"-v')dd?-, B9)
»К- А _
v — кг/мъ\ Р — кг/м-;
Широкое применение получило
эмпирическое уравнение Тизена [17]
• а 1
Т
1 кр
C0)
Уравнение Тизена может быть
преобразовано [3]
гр ~\П
1
7\
8
'tZ
C1)
У всех фторхлорпроизводных метана
п =-§¦ [18].
.Значения величины а:
ф-11 ф-12 ф-13 ф-21 ф-22
6,31 6,29 6,11 8,45 8,83
В ряде случаев пользуются
эмпирическим уравнением
-О, C2)
¦¦aVtnv-t~b(tnp-
ъ
кр
а
ф-12
Аммиак
4,633
(от
32,938
(от
Иногда применяют уравнение
г = а — Ы — сг2.
0,1070
-40 до +50°С)
0,589
45 до +52°С)
C3)
При определении теплоты сублимации
rsb, состоящей из теплоты плавления /у
и теплоты парообразования г,
8Ь'
',+'.
C4)
можно также исходить из уравнения
Клапейрона — Клаузиуса
rA=AT(v"-vf)[%\^ C5)
\dTJsb9
находится по кривой равновесия
fdP\
[dT/sb*
твердой фазы и пара.
Как правило, у большинства
холодильных агентов твердое состояние наступает
при очень низком давлении. Исключения
составляют С02 и SF6.
Температура затвердевания N20 только
на 2° ниже нормальной температуры
кипения, и его тройная точка соответствует
0,90 ата.
Значения теплоты парообразования
даны в приложениях.
Теплоемкость
Количество тепла, которое нужно
сообщить веществу,чтобы при данных
условиях изменить его температуру на 1°, —

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
67
dQ Теплоемкость измеряют обычно
С = ~ррг
л/кг°С, иногда ее выражают в едини-
ВахКработы'на градус стоградусной шкалы
^^Теплоемкости газов и паров при
постоянных давлении ср и объеме cv
существенно отличаются между собой.
Значения cf и cf идеального газа
зависят только от температуры (табл. 10).
Для определения cf в широком
диапазоне температур могут служить
интерполяционные уРавнения:
Таблица 11
Постоянные по уравнению C6)
cf = а + Ы + dt"
или
сид __ А + ВТ
С_
C6)
C6 а)
Таблица 10
ид
Теплоемкость идеального газа с [9]

Холодильный агент
ф-11 . . .
ф-12 . . .
ф-22 . . .
ф-23 . . .
ф-30 . . .
ф-40 . . .
ф-160 . . .
ф-170 . . .
Ф-290 . . .
С4Н10 изо .
СзЕЦ ....
N20 ....
1со2 ....
1 so2 ....
t°c
— 100
0,1018
0,117
—
—
—
—
—
—
—
0,295
—
10,170
- 50
0,1190
0,1170
0,130
—
—
—
—
0,353
—
—
0,316
—
0,182
0,140
0
0,1311
0,1307
0,143
_
0,1404
—
0,222
0,393
0,3702
0,3864
0,352
0,213
0,196
0,145
25
0,1362
0,1370
—
0,182
—
0,192
0,234
—
0,3985
0,3981
0,373
0,218
—
75
0,145
0.1480
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
100
0,1487|
0,1530
0,156
0,209
0,166
0,220
0,258
0,490
0,4821
0,4831
0,439
0,228
0,220 1
0,159
Значения cf для ф-12 получены с
помощью спектроскопических измерений по
данным Юсти и Лангера [19]. По
последним данным она выше; при ?—0°, сид =
= 0,138 [9]
Отдельные агенты изучены недостаточно
и имеются только неполные данные.
Например:
<И4 0,132 (t = —80°С)
Дихлорэтилен 0,162 (t = 15°С)
Метиламин . . 0,419 (в среднем)
Метилформиат 0,309 (в среднем)
Для шестифтористой серы SF6 [20]
cf = 0,2185 + 2,88 . Ю-Г - ^i^
ппИ°СТОянные а' &> d Для РяДа агентов
приведены в табл. 11.
3*
1
Холодильный агент а
Аммиак
Сернистый ангидрид
Углекислый газ . . .
ф-13
ф-21
ф-22
ф-113
ф-114
ф-170
1 Н. перфторбутан
I Бромистый метил
Диметиловый эфир
0,4212
0,145
0,1965
0,1459
0,1328
0,143
0,149
0,1505
0,393
0,208
0,097
0,3224
1 1
10а • b \ 10« d 1
0,0151
0.014135
0,023
0.0304
0,0159
0,0257
0,023
0,0225
0,08292
0,036
0,019
0,0693
0,38051
0,0705
—
— 0,44
—
—
— 1
—
0,3993
—
—
(для аммиака — температура в °К)
До тех пор пока отклонения от
идеально-газового состояния невелики,
теплоемкость очень мало зависит от давления.
С увеличедием давления теплоемкость газа
сильно возрастает и в критической точке
равна со. ср = f(P, T);
C7)
где Ьср является корректирующим членом,
учитывающим отклонения реального газа
от идеального.
Согласно точному уравнению
термодинамики :
АСр==_АТ^(Щр.аР, C8)
д^=лгИЩ-*- (з9)
Корректирующие члены определяются
дЬ д2Р
с помощью производных —- или ^g,
вычисленных по уравнениям состояния.
Термическое уравнение состояния
должно отличаться высокой степенью точности,
требуемой для определения &ср и Ас^;
близких значений удельных объемов,
вычисленных по этому уравнению и найденных
опытным путем, не всегда достаточно.
Необходимо, чтобы значения первых и
вторых производных соответствовали их
истинным величинам.
Для распространенного уравнения
состояния
— RT _ ci + С2Р
V ~~ Р / Т \п >
iiooy
(до\ _R , п\сх + С%Р)
[д?)р-Т+ /т\п > D0>
\100/
^-) - *(* + *) (Ct + CsP) ,,,,
100 J

AT
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
) f
^(n + ^jC.+C.P) Лл(/г + 1)
т.
ибо.
_1) Г
+C2P).rfP=
Лл(
l±ll(r P-l.C*P*\ An{n + \)P ( ,CsP\u
\iooy
Uooy
Г \п \
Uooy
с,.р
. D4)
\юоу
42)
В табл. 12 и 13 даны значения ср для
аммиака [21] и углекислоты [22].
cP = cf + P'^pi-
D5)
Таблица 12
Теплоемкость паров аммиака
f,.cC
-30
-20
-10
0
I +20
40
60
| 80
1 100
120
150
0
0,4829
0,4856
0,4885
0,4917
0,4985
0,5058
0,5137 ;
0,5220
0,5036
0,5394
0,5532 '
1
— 33,35
0,5593
0,5513
0,5344
0,5247
0,5194
0/5161
0,5181
0,5227
0,5288
0,5359
0,5437
0,5563
2
- 18,57
0,5935
—
—
0,5704
0,5532
0,5364
0,5315
0,5322
0,5359
0,5414
0,5481
0,5595
4
темпер
- 1,54
0,6457
—
—
—
0,6392
0,5848
0,5619
0,5529
0,5510
0,5528
0,5570
0,5660
р, атм
6
8
атура насыщения
+ 9,67
0,6878
—
—
—
—
0,6438
0,5970
0,5759
0,5671
0,5648
0,5662
0,5725
+ 18,27
0,7242
—
—
—
—
0,7142
0,6371
0,6012
0,5844
0,5774
0,5758
0,5792
10
+ 25,34
0,7575
—
—
—
—
—
0,6826
0,6290
0,6029
0,5905
0,5856
0,5860
12
+ 31,40
0,7890
—
—
—
—
—
0,7346
0,6595
0,6227
0,6043
0,5958
0,5930
14
+ 36,74
0,8199
—
—
—
— 1
—
0,7946 j
0,6932
0,6438
0,6188 1
0,6064
0,6001
Т а б л и и а 13
/, °с
— 10
0
10
13,2
20
30
38
67,6
98,1
114,9
20,5
0,288
0,277
0,268
—
0,256.
0,247
—
—
—
Теплоемкость паров углекислоты
24,5
—
—
—
—
—
0.288
0,246
—
27,3
_
0,311
0,308
—
0,*>85
0,253
—
¦ —
—
'
р, ата
54,1
_
_
0,732
_
0,325
0,275
—
61,7
_
0,890
_
0,438
0,323
0,320
0,313
68,2
1,125
__
0,567
—
—
75,8
_
_
1,468
_
0,733
0,485
0,462
0,384
85,4 !
_
2,11 1
0,994
0,597
0,532

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
69
Значения &ср1 при повышении давле-
яия€ на каждую физическую атмосферу
ДЛЯ
где
фреонов следующие [19]:
Ас для фреонов
,°с
ф-11
ф-12
ф-13
—50
0,0088
0,00538
0,0031
—25
0,0058
0,0039
0,0023
0
0,0042
0,00293
0,0017
25
Я
50
0,0026
0,00177
0,0011
75
0,0021
0,00141
0,00082
100
0,0017
0,00115
0,00067
Вместо уравнения для идеального газа
.AR D6)
/ид
„ид .
действительно уравнение
fdP
[эт
ди \
dvY
v
= — ЛТ
dfji
dv\
дР)т
— AT
\ дТ)у
дР\
ди )т
D7)
D8)
Теплоемкость, соответствующая
температурам и давлениям кривых насыще-
dQ
аия, определяется исходя из с = ^.
Учитывая, что dQ = Tds:
с = т?. D9)
Для насыщенной жидкости вдоль левой
пограничной кривой в s, Г-диаграмме
с =Г
ds'
df
E0)
и, соответственно, для сухого насыщенного
пара
Следовательно, с'х и сх являются под-
касательными (рис. 5), находящимися в
строгом термодинамическом соотношении:
dr_
Т
г
E2)
С учетом уравнения D8):
дР\ dP
;=, 1 = -р=, , т. е. соответствует произ-
водрой на кривой давления пара. Это
уравнение действительно для левой
и правой пограничных кривых.
При достаточном удалении от
критической точки значения с'х
практически не отличаются от с при
постоянном давлении. Это связано с тем,
что в указанной области изобары
жидкости практически совпадают
с левой пограничной кривой.
Действительно, из E3)
А1[дт)р ат
и так как
dTJp '
E4)
E5)
Следовательно, с'х соответствует также
теплоемкости переохлажденной жидкости,
поскольку с = сх
f(T).
t«3
Ф б)
Рис. 5. Величина теплоемкости в s,
грамме: а — с" отрицательная; б— с '
нштельная
Т-диа-
— поло-
Между теплоемкостью с х и с"
(теплоемкостью пара при постоянном давлении)
существует точная зависимость
c* = cp~AT[\w)p~[dT)p\ dT
Так как
,dP r
E6)
AT
dT
то, подставляя его в уравнение E6),
получим
«-4~г?ггШ>-(?),] <5"
или, использовав уравнение E2):
, „ dr . г
СХ Ср ~?р I У
г \(dv"\ __(д^
v"—v' [\dTJp [дТ
.]•
E8)
При очень низких давлениях (Pv^RT)
df = ср~сх^ ср ~ V E9)

70
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
В качестве интерполяционных
уравнений для широкого интервала температур
могут служить следующие:
: а + Ы
VI
кр
с = di -|- bit -\- dit2.
F0)
F1)
Согласно уравнению G9), теплоемкость
с'х может быть определена по энтальпии
V (см. приложения ).
Теплоемкость веществ в твердом
состоянии (ккал/кг°С):
Вода t == 0°С, cf = 0,505; t = — 100°С,
с; = 0,325.
Общее уравнение при t <С 0°C:
cf= 0,505 + 4,18-10 3? + 23,8-Ю*2.
Аммиак
* от—103 до —188°С, с/ = 0,5.
Сернистый ангидрид Т=160°К, с/=0,224;
Т = 190°С, в/ =t= 0,250.
Сухой лед (С02), г от —56° до —110°С,
cf = 0,400—0,00283 Т + 0,0000125 Г2.
Шестифтористая сера [20]
Т°К 100 1Ш 120 130 140
cj 0,0955 0,100 0,105 0,111 0,117
Г°К 150 160 130 200
cf 0,123 0,129 0,147 0,170
В соответствии с уравнением E9)? для
твердой фазы
dr
dT
-cf.
F2)
Показатель адиабаты
Для определения показателя адиабаты
k = f(kud,P) F3)
можно воспользоваться строгим
термодинамическим соотношением
\ ov >Т ' cv
p-UfV F4)
Производные вычисляются по
уравнениям состояния.
Для идеального газа
ид
иид _ fp _
72 ~ и0>
F5)
пид
„ид .
:ЛД = -^- =
848 1,986
427fx"
Из уравнений F5 и
иид .
1
1,986
F6)
F7)
К аналогичному выводу можно прийти
при решении уравнения F4), так как Pv =
= RT.
При очень малых давлениях
В общем случае
k = kud + Ak, F8)
где Д& является корректирующим членом,
учитывающим при равных температурах
влияние давления реального газа. С
помощью спектроскопических измерений
определяют с™9 = f(T) и отсюда kud.
В табл. 14 даны значения kud [9] для
ряда агентов.
Таблица 14
Ь"д
t, °с
Сернистый
ангидрид
Углекислый газ.
Закись азота . .
ф-11
ф-12
ф-40
ф-21
ф-22
- 100
—
~
—
—
—
1.193
1,206
~
—
—
—
К
— 75
—
1,370
—
—
—
1,176
1,187
—
—,
—
—
1,22
холодильных
-50
—
—
—
1,288
1,138
1,164
1,172
—
—
—
— 25
—
—
—
1,131
1,153
1,160
—
—
—
—
~
агентов
0
1,272
1,307
1,285
1,251
1,124
1,143
1,150
—
1,266
—
—
+ 25
—
1,293
1,274
1,234
1,119
1,137
1Л42
—
—
—
—
~
47,5
—
—
.—
—
—
—
—
—
—
1,165
1,178
~
50
—
—
—
—
1,114
1,1355
1,135
1,080
F0°)
—
—
~
75,0
—
—
—
—
1,111
1,124
1,129
—
—
1,153
—
100
—
1,27
1,246
1,192
1,108
1,120
1,124
1,075
—
1,149
1,163
200
1,221
1,217
C00е)
1,226
1,157
—
—
—
¦—
—
—
—

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
71
На рис 6 показана зависимость Б от
cv
температуры и давления для аммиака.
04
1,50
Щ
1,38
1,3k
1t30
-40-20 О 10 40 60 80 100 120 t°G
с
Рис. 6. Значения " (=/z k) для аммиака
cv
Энтальпия
Исходя из точного термодинамического
соотношения
|—
I
0 =
7Г
/\
X
г
> ч
^
(V-\^
%>
'
I
I
^ I
^|
(»') =Av-AT
\дР ]т
=z — AT2
дР)р'~
Т
эт
и интегрируя при Т — const, находим:
J I. дТ
г=/(Т)~АТ-
Для идеального газа
. dP. F9)
v
Т
Р
= S <?
i = \ с^ • dT ¦
273Д6
— АТ-
эт
• dP+ con«t. G2)
Для определения постоянной
принимают
i,4o = Ю0,00 при t =z 0°G.
Следовательно,
Отсюда, подставляя i"=0 в уравнение
G2), получим
jj'_ 0 = 100,00+/*, = 0 = — A ¦ 273Д62 X
^=0
X
дт
. dP
Т = 273,16
-J- const.
Таким образом,
const = 100,00 + rt==Q +
•*=0
+ А • 273Д62
J
дТ
. dP
Т — 273,16
G2)
Подставим значение const в уравнение
:0.
Отсюда
/ (Т) = iwa = С с?а • tf Г + const G0)
273,16
If I
+ Л. 273,164 I
T
dT~
.dP\
p It =273,16
dP +100,00 + rt=Q. G3)
Из уравнения состояния
I = J cf - dT — AT2 J -
M
Я71 A
о = p ~ Ay
.(/P. G1) и тогда
Если за исходную точку принять р = 0
(бесконечно разреженный газ) и г = 0°С,
[Т
дТ
Av—T
д(Ау)
от
АР

72
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
Как было отмечено, для большинства
холодильных агентов в широком диапазоне
температур
С г + С2Р
Al>:
/ V \
дт
/ г \п
\iooj
{п + \)(С1 + С1Р)
Т2 ,
100/
G4)
а так как по уравнению C6)
то после подстановки в уравнение G3)
находим:
/ , bt , df2 \
2 о /
Г С^7_о
Г» р 1 и
2,7316П
СоР2
Г1 р 1
ttp-f- 2
/г у.
\100;
+
G5)
Корректирующий член, учитывающий
отклонение свойств реального газа, т. е.
зависимость энтальпии от давления,
ид =
+ 100.0 + г/=0.
Ai = i — iv
= — АТ2
v \
J L ^
rfi>.
G6)
Располагая значениями i" из
уравнения G5), находим
i' = *" — r. G7)
С другой стороны, на основании первого
и второго законов термодинамики
Г• ds' = dV — Av' • а?Я G8)
или
, ds' dV
d'T ~~ ^Г
•A/
^P
G9)
dP
где -;-~ определяется по кривой давления
пара.
При некотором удалении от
критической точки
dP
Av'dT^0 G9a)
и
"Т
*'='100,00+ \ с'х •
273,16
dT.
(80)
Так как
с; =^ + 6^ + ?/!«»,
(ai+b*t+ikp)t. (81)
r = 100,00+(fl1+^*+ 3
Значения i', получаемые по уравнениям
G7) и (81). должны совпасть.
Если известна теплота сублимации rsb^
то энтальпию твердого тела в состоянии
сублимации — if можно найти по формуле:
(82)
С другой стороны,
№. = cf. At.
Энтропия
(83)
Энтропия перегретого пара определяется
с помощью точного термодинамического
соотношения:
(д°\ А(дЛ
\дР!т~~ \дТ)р'
s = 9(T)-A^(Jf)p.dP
„ид
и поэтому
¦f.(T)= jc^^ + const
-=w
U-dv)
¦ dP.
Если за исходную точку принять Р — 0
(бесконечно разреженный газ) и t = 0°С, то
— Л
273,16
00 \
n^jp-"P + COnSt- (84)
б
Для определения постоянной
принимают
s»= 1,00 при г = 0°С.
Следовательно,
s" =1.00+ ',"¦.
Подставляя значение s"^0 в уравнение
(84), получим;
г*=0
^ = 1.00 +
273.16
^-0
= —Л J i ( f^ .rfi> I + const.
I У \dT JP ' , JT—273,1b '

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
73
Таким образом,
const = 1,00 +
pt=Q
о
4 = 0
273,10
dP\
|Т =273,16
Подставив значение const в уравнение
/84), получим окончательно:
т
>=$<-%¦+
273,1В
ЧП?),-,и,1
0
J \дТ)р
dP + 1,00-
73,16
г*=ю
273,16
(85)
Корректирующий член
Л* = s — sMd = - А
} \дт)р'
Используя уравнение
_RT Ct + C3P
\iooj
находим
/ &> \ ___ Д ! и (^1 + ^2^)
Др"
Учитывая, что
W
V100
c™z=a + bt+ dt\
уравнение (85) может быть
преобразовано:
s = (a — 273,166+ 273,1В2 -d) [In B73,16 + *) —
— In 273,16] + to + ~ [(г — 273Д6K —
— 273,162] + ЛЯ In
/=о
+ -1
273,16
n-f-l i ?i-P/=()H о
— Л
С,Р-
Vi оо/
С,Р2 ^
2 У
(85а)
Определив s" no уравнению (85), можно
найти энтропию насыщенной жидкости
С другой стороны,
5' = 1,00 +
273,16
dT
Т *
(86)
(87)
Получаемые по уравнениям (86) и (87)
значения s' должны совпадать.
Энтропия твердого тела в состоянии
сублимации
S/=*"_+. (88)
В области влажного пара:
i = (l —х) i' + a?i", (89)
s=z{\ — x)s'+xs". (90)
Значения г", i', s", s' даны в
приложениях.
Критерии термодинамического
подобия
Успехи химии синтеза и возрастающая
перспективность применения многих
новых веществ еще в большей мере вызывают
необходимость определения
термодинамических свойств с помощью минимальных
эмпирических данных. Для решения этой
проблемы в последнее время предприняты
попытки уточнения закона
соответственных состояний на рациональной
физической основе.
Универсальная функция принимает
развернутую форму:
/(тс; ft; <р; К1...Кп)=0.
(91)
В соответственных состояниях (при оди-
F> T v \
наковых 7Z = ----- ; « = -- ; © = — свои-
г^кр ¦* пр VnpJ
ства веществ, выраженные в долях
критических параметров, должзы быть
идентичны и не должны зависеть от их химической
природы. Если у веществ два из параметров
т., О- и ф равны, то и третий имеет то же
значение.
Этот закон, не отражающий
взаимодействия молекул реального газа,
корригируется дополнительными критериями К1...Кп,
изменение значений которых
характеризует отклонение от соблюдения
указанного подобия.
Следовательно, должно сохраняться их
численное постоянство. Располагая
данными ТТ, & (ИЛИ Ф, г)) ОДНОГО ИЗ ИЗуЧОН-
ных веществ, можно находить свойства

74
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
неисследованного вещества по значениям
его критических параметров и
дополнительных критериев.
В качестве таких дополнительных
критериев можно отметить:
1) ч; I
2) ?.;
3)
4)
RT
кр
Р V
кр икр
1 diz \
\ db J1 апгм
-,ид
5) ''*
vs—vs
6) 1пркр
d In p
7>«-
8)
9)
10)
11)
/б? 1П 71 \
\ cf In Ъ ;& = t
Ы щ
= 0,7"
In
1 — 7F—
КР у
/> \
12)
кр
I ~
т
кр
13)
0,5
+
— 1
14)
15)
RT
Pv" )Ь
кр
16)
17)
18)
19)
(RT
\Pv J
RT„
P v
* кри
температура, соответствующая точке Бойля
/r> rw т> 847,83
\Р —*0): /I = ; (л — молекулярный
вес; .4 = 1/426,94; Т — в °К.
При наличии большого
количества дополнительных
критериев (я > 20) уравнение (91)
теряет практический смысл.
Однако, анализируя
критериальные связи, можно
установить, что число
дополнительных критериев,
объединяющих физические признаки
других, может быть сведено
к двум.
Теплота парообразования
является фундаментальной
величиной и характеризуется
критерием К21. При
необходимости определения свойств
с помощью минимальных
эмпирических сведений
наиболее целесообразно в
качестве 2-го критерия выбрать хТ20.
Обозначим их по Р. Планку
первыми двумя буквами
фамилий ученых — Тг и Gu.
Для анализа
критериальных связей преобразуем
уравнение Клапейрона — Клау-
зиуса, представив его в виде:
<р=1
71,0
v"t>JlZl
20) ^
Кроме того, необходимо также учесть
дополнительные критерии, связывающие
термические и калорические параметры:
АТ„
кр
кр
(К, - К2) х
(92)
Если необходимо, чтобы
ермодинамически подобных
У
веществ
одинаковых
Кр
при ^„_^—.
1 к
и Тг критерии Кг и хТ2 были
равны, т. е.
K1 = fl (Gu); K2 = f2 (Tr,Gu) и
21) X
V rs
T
22) I ~AR~T
кр /$
23)
7-ид
ART
кр I тг ,
24)
\(s-sud) 1
L AR \%
Ki-K2 = fz (Tr,Gu),
тогда из уравнения (92):
426,94 fxr4
Тг =
^4ЯГ0
'847,83 Т
Величина
— число Трутона, I —
множитель, приводящий к безразмерности
критерия. ~ — число Гульдберга, Тъ —
хТ4
= /3(Gu).^,
К, = / (х?4, Gu, Tr). (93)

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
75
Далее учтем, что
XJVP [ -
= /Г~~~ \ У2 /1 arnjvt
с? In р
г
. (93а)
г=тс
Уравнение (92) можно записать и так
(dP)
АТр-
Отсюда
d In p
#5
= #,, • Тг • Т,
т-+тл
К,
Тг ; Къ
' Gu • 1>
(92а)
(94)
(95)
Пренебрегая ничтожным объемом ^ по
сравнению с р", получим
1а?плг
(RT
\ Р /1 сшии
д
1 атж .
к,
К, = К,[ —;
у, ку /1 атм
--к,
• Ркр
Gu
К* • ^p./4(Tr, Gu).
(96)
Из теоретически обоснованной
зависимости [3,23], к анализу которой мы
вернемся в дальнейшем, получим:
KQ=fl (Gu, Tr, Къ) или
/V, = /2(Gu, Tr, #5).
(97)
Принимая во внимание уравнения (96а)
и (936)
#5 = /3(Gu, Тг), (96в)
тогда
#G = /4(Gu, Tr). (98)
Уравнение (94) можно привести к
общему виду:
d In p d\n p
К,
d[
Т
Т
= Я6.Тг./(^
(99)
При Т —* Тs уравнение (99) становится
тождественным уравнению (94). В
критической точке
'Ы = <AЛ =
f&hf[K)=h(Gu)-
(99а)
Из уравнения (99а) следует, что / [ -—- ]
может быть общей для веществ с близкими
Gu. Так как Къ= /.(Gn, Tr), то
Z7^/5(Gu, Tr). (99в)
Если на абсциссе отложить
Т
, то на
ординате все значения 1пр будут
расположены на той же кривой.
С учетом уравнений (96в), (99) и (99в)
находим
К,
¦Ко
^l«-i'
d In p
*1-г1
:/g(Gu, Tr),
= 1
Следовательно, на основании
уравнения (96)
Z5=/3(Gu, Тг, Кл). (96а)
Далее, с учетом уравнений (95), (97) и
(96а)
J5r4 = /4(Gu, Тг, Кь). (95а)
Из уравнений (95а) и (93)
Z4 = /1(Gu, Tr). (95в)
Сопоставляя уравнения (93) и (95в):
К, =;/а (Gu, Тг). (936)
Критерий К8 впервые изучался А.
Столетовым, а К9 и К8 — JI. Риделем.
Питцер исходил из того, что для аргона,
криптона и ксенона ~#=о 7 =0,1 и,
следовательно, К1о = 0. Как будет видно в
дальнейшем,
K10 = f7{Gu, Tr).
Далее, исходя из уравнений (94) и
(96в),
Кп =
1
In р
<-*
кр
= /8(Gu, Tr)
Соответственно, принимая во внимание
уравнение (99),
#1а = tftt = ЛГВ =/0 (Gu, Tr).

76
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
С помощью критерия К1и а также К12,
выр'ажающего максимальное отклонение
на кривой давления пара, находим:
ln-^— = lQ7c = (l — \) -/(Gil Tr)
Ркр \ ° /
или /(те, &, Gu; Tr)=0. Следовательно,
(те)^=/9(Ои. Тг). A00)
Уравнение A00) удовлетворяет и
критерию Питцера для частного случая & —0,7.
Из правила прямолинейного диаметра
параболы (уравнение 25а) с учетом, что
Kl=/l(Gu, Tr) h#2 = /2(Gu, Tr) следует:
К1%
0,5(-l; + i
1
1 —Gu
o^fi+i
1 —а
:/io(Gu; Tr)
или /a(<p\ ft; Gu, Tr)=0; /b(?", »; Gu,
Tr) = 0. В таком случае (<p')^ = /n (Gu, Tr);
(?")« = /12 (Gu, Tr). Далее,
RTkv *
JT14 = -=—^ -r = Jff, • / (те, Т").
Так как
/с(те, cp"; Gu, Tr) = /d(ft, ?"; Gu. Tr),
TO
iTi4 = /i.(Gu> Tr).
Из уравнения состояния
Ван-дер-Ваал ьс а для всех веществ должно быть Ть =
27
= — Ткр. Так как точка Б ой л я в несколько
раз превышает критическую температуру,
то можно воспользоваться уравнением
Pv = RTb. В таком случае
Pv Р v
Kib =
71 <р
71Ср :
RTKP яткр "т *,-
Поскольку при Р =0 в
идеально-газовом состоянии взаимодействие молекул
отсутствует, то в этих условиях закон
соответственных состояний абсолютно
действителен. Поэтому те® = idem и
v idem
К1Ъ= =/14(Gu, Tr).
Согласно соотношению М Планка —
Гиббса. тангенс угла критической изохоры
JK1e = Jr8=JTe = tfu==/e(Gu, Tr).
Таким образом, особенности
термодинамических свойств перегретого пара
выражены в следующем:
1) Закон соответственных состояний
удовлетворяет условиям, когда Pv =
= #Г(/> —0, v-+ оо)
2) На границе перегретый —
насыщенный пар Kti — / (Gu, Tr)
3) На критической изохоре Кы =
= /(Gu, Tr)
4) В точке Бойля (р — 0)
*ib=/(Gu, Tr).
В таком случае
/(те, &, cp, Gu, Tr) = 0. A01)
Тогда
tfi7=tfe-- = /,6(Gu, Tr),
теср
К1В = Кг .-- = /le(Gu, Tr).
'f
Теперь, исходя из того, что
n „ k=o =/ie(Gu. Tr),
р w )«-!=/. (Gu, Tr),
i?i9 = /i7(Gu, Tr).
Из [З] вытекает, что
к„=(
\ARTnPU'-
к,, =
(l — l
ид v
KARTKp)n, *
#24 - [-
,-а)
ля
:/,8(Gu, ТГ),
= /19(Gu. Tr),
= /20(Gn, Tr).
Следовательно, все критерии подобия
объединяются двумя — Gu и Тг. В таком
случае для определения параметров Р —
— v — Т может служить расширенный
закон соответственных состояний
/(г,; ft; cp; К, ... Кп)=0
/(те; 0; <р; Gu; Тг) = 0
/(те; 0; Gu; Тг)=0; /(?"; 8-; Gu; Тг) = 0;
/ (<р'; ft; Gu; Тг) = 0.
При подборе очень близких значений
Gu и Тг использование этих функций
также является наиболее эффективным
средством для оценки надежности
параметров Р — v — Т исследованных веществ.
Критический объем определяется по
критерию Kt, причем удельный объем
сухого насыщенного и перегретого пара
можно найти непосредственно из
критериев К14 и?18. В интервале те ^0,5 и
температур вплоть до критической изотермы у
веществ с отклонениями в значениях
критериев Gu и Тг не более 3% погрешность
не превышает 0,4%.

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
77
Для определения критерия Тг
воспользуемся уравнениями (94) и (99), из которых
вытекает, что
•(dlnp),Ts
т
(d \пр)т_^т
= idem.
Принимая для нахождения постоянной
интегрирования In р = 0 при Т = Ts,
получим (в физ. апгм)
Aп/?)/т 8\
Aпр)т_>т
= id em 2.
A02)
И я (94)
(In/>)т-*т
: Z5 • ТГ
1-^
Подставляем значение (In p)T_+T в
уравнение A02). При относительно близких Gu
(__\
\К-а-Тг,1т
_?
t
Для веществ 1,2 , взятых в качестве
сравнения (эталонов), сходственным точ-
: idem.Q.
A03)
кам
Т_
т
-кр
т
х si
- т,
- т,
к
Р'п при тем-
Т
1 S
Тогда уравнение A03) можно записать
в виде
'^РпР) J inp;
т.
соответствуют давления Р\.
Т
пературах Т[ = -^ TSl, T;
К, . Тг/ т ~~
1 '^'Р
vA%o„-Tr^/To
A03а)
Если принять воду в качестве эталона,
то при проверке уравнения A03а) на основе
имеющегося экспериментального фонда
хорошо изученных веществ максимальные
расхождения в значениях Тг не
превышают 1%.
Из уравнения A03а)
Tr = /(Gu. К,. К,)
или с учетом, что Къ = /, (Gu. Тг),
получим Тг =/(Gu. Ркр). У
Следовательно, Gu и Тг могут быть
заменены критериями Gu и In p Это
приводит к установлению универсального
критерия, объединяющего Кх... КП:
А' = (ЬлФHи-
Таким образом, параметры Р — v — Ту
а также теплоту парообразования г, (i — iu>d)
и (s — sud), можно определять всего лишь
с помощью двух опорных
экспериментальных значений на кривой давления пара —
при 1 физ. атм и в критической точке.
Из произведенного анализа
критериальных связей вытекает, что минимальное
число дополнительных критериев Ki ... Кп
должно быть равно двум, объединяющим
все остальные п— 2. При этом могут быть
выбраны любые Кь и К :
/ (тг, Ъ, г, К1...Кл)=/(п, &, ср; К0 /Q=0,
где
1
п: 1
п: I:
Следовательно, у термодинамически
подобных веществ, то есть имеющих близкие
значения К, и К , все остальные (п — 2)
критерии идентичны. Таким образом,
обеспечивается анализ свойств веществ на
рациональной теоретической основе вместо
применения зависимостей частного порядка,
перегруженных эмпирическими
коэффициентами, например p — f (T); v = f(Pf T)
и ряд других.
Полученные выводы подробно изложены
в работе [24], в которой фундаментальное
положение о достаточности двух любых
критериев Kt и К способных
объединить физические особенности всех других,
доказывается не только анализом
уравнений классической термодинамики, но и
статистической механики. При этом,
наряду с возможностью определения кривой
давления пара по уравнению A00),
рекомендуется зависимость, обладающая
меньшей степенью чувствительности при
некоторых отклонениях Gu и Тг,
/i-i
Т \
i_.ii \
1 кр \
1
sn I
Т' /г.
. A04)
Значения с индексом п относятся к
хорошо изученному веществу — эталону, а
температура Т'п соответствует
критическому давлению изучаемого вещества.
Из той же работы [24] вытекает, что у
веществ с одинаковым числом атомов в
молекуле z и близкими значениями Gu
сид
;ОГ = /(^' РкРУ
Для веществ с близкими In p даны
практические приемы решения.

78
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Вязкость тизироваиы в виде графиков (рис. 7, 8,
9) [9]. Коэффициенты вязкости шести-
Коэффициенты динамической вязкости фтористой серы указаны по последним
(кг сек/л12) для многих агентов система- данным [20].
7} - /Ое пуаз
220
.
***^
j
!
^5
'm
| !
i
|
Ws
Ф-22
Ф-
Ф-
12
91
,Ф-]1>^
С*Н100
СН3Вг
X»l
iO
<^г0
С2Н
6
сог
NHs^\
ciH^\
C3h
*л
t
-60 ~40 -20 0 20 40 60 80 WO /20 /40 160 /80 t°C
Рис. 7. Коэффициенты динамической вязкости пара при р = 1 ата
и
\ф-30
Л)
^Ф-11
-60 -40
-20
20
40 t°C
Гис. 8. Коэффициенты динамической вязкости насыщенной
жидкости (ф-30, ф-11)
В табл. 15 приведены
наиболее точные значения
коэффициентов динамической вязкости
жидкого аммиака [25], хорошо
совпадающие с работой Г. Пи-
невича [26].
Коэффициент вязкости воды
(t <c 0°С) в сантипуазах:
1*С: — 2 — 4 — 5— 6 — 8-
•10
1,91 2,02 2,14 2,20 2,40 2,60
Кинематическая вязкость
v = — м*/сек.
7
^^=9,81 м/сек2

ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
79
Таблица 15
» ^АЛяаиент вязкости жидкого аммиака
КГйуазах A пуаз = 0,0102 кг сек/мЦ
Таблица 16
Коэффициенты теплопроводности
*
Температура,
2,44
21 И
37,78
Давление,
ата
16,8
85,4
9,6
12,9
68,9
15,7
17,1
31,5
68,0
83,5
Коэффициент
динамической
вязкости
т] • 10fi пуаз
1881,9
1904,0
1573,4
1585,6
1622,8
1305,6
1321,9
1339,9
1347,3
1355,7
р, ата
25
50
60
90
t, °С
10
20
30
Углекислый газ
14,7 | 15,0 1 15,3
21,0 I 20,0 1 19,0
Жидкая углекислота
87 I 76 I -
92 81 71
40
16,3
19,0
—
и.ьь
о,ьи
0,ч5
o,w
0.35
030
025
02
~\
CH3~L
|
\
&L
V
ф-12
Щ*
*\л
\\
%
л
\ф-ф
>-?/
\N
V
\
^J
N\
НС
V
\\
ooct
ч\
h
/<
^
\\
^z\
1^^
\C,HJ-
Н5В
г
N
Ф-М2*\
Ч;
ч
N;W/X
S
^t
-22
- А
Для ф-12, ф-22, ф-113
коэффициенты теплопроводности приняты по наиболее
точным опытам ВНИХИ [27],
которые по сравнению с
другими данными [28] на ^ 10%
выше для газовой и ниже для
жидкой фазы. Соответствующие
коррективы сделаны для ф-21и ф-40.
Для аммиака при
температуре 50°С и давлении 8,5 ата
\ • 103 = 25,1 ккал/м час°С [29].
Коэффициенты
теплопроводности углекислоты X • 103ккал/м
час°С при более высоких
давлениях приведены в табл. 16.
Коэффициент
теплопроводности твердой углекислоты
определяется зависимостью (при ?/ =
= 1,56 кг/л)
1 236,5 / ор
Л = ^л а1п ккал/м час С
JH,2l
В практических
Ттехн < Тл р- Планк
дует принимать [9]
0,778
условиях
рекомен-
Ь
4.7
Тт
I
-40
-го
20
ho
60
80t°C
Рис. 9. Коэффициент динамической вязкости т)'«104?гг сек/м*
насыщенной жидкости различных агентов
При Ттехн^ ^ кг/л нах0ДИМ
л = 0,33 ккал/м час°С
Коэффициент
теплопроводности газообразной шестифтористой
серы [20]
:5,55-Ю-6 -77{
! ккал/м час СС.
Теплопроводность
Коэффициент теплопроводности X в
физических единицах имеет размерность
кал/см сек °С, в технических ккал/м час °С.
Чехн = 360 Хфпз.
На основе материалов, изложенных
в немецкой энциклопедии холодильной
техники [9], коэффициенты
теплопроводности для многих агентов систематизированы
(Рис. Ю).
Поверхностное натяжение
Поверхностное натяжение а кг/м
(дн/см) — отношение затраченной работы
(кг м) к величине вновь образующейся
поверхности (л*2). Оно зависит от того,
находится ли над поверхностью жидкости
равновесный ей нар или воздух. Однако
практически различие настолько мало, что
им можно пренебречь. С повышением
температуры поверхностное натяжение

ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
.
1
ф-12
SO2^
¦ \
1
1
>
С02
\
1 !
j Ф-ЬО*^*-
1 Ф-jlI—*
i^SM^
~СН36г
-20
20
*)
60
SO
100 t°C
к кал
мчассС
0,16
0,1 Ь
0J2
aw
0,08
т~
ы
ф-зо _^
Ф-/2
ЛОата
-~^JWama^
~ТН
_J
со2
j
-4'/?
-#
*;
iiO ГС
X
ккол
мчасХ
0,ч5
ОЛ
0,35
0,3
0,25
>-
j
LL
I
i
\^
j
к кал
-UQ
-20
20
0
W
60
so
мчас°С
35
30
25
20
15
100 t°C
Рис. 10. Значение коэффициентов теплопроводности: а — пара при р = 1 ата; б —
насыщенной жидкости; в — аммиака (линия, соединяющая ординаты—пар при 1 ата;
вторая линия — насыщенная жидкость;

ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
81
жаетея и в критической точке равно
Н^ На основе данных, изложенных в не-
пкой энциклопедии холодильной тех-
ме т], значения поверхностного натя-
Нения ДлЯ Ряда холодильных агентов
систематизированы (рис. 11).
бдин/сл
Таблица 17
Электрическая пробивная прочность
w t°c
Рис. 11. Значения величин поверхностного
натяжения насыщенной жидкости
Наибольшее поверхностное натяжение
наблюдается у воды:
*°С 0 20 50 100
дн
а — 75,63 72,58 67,80 58,80
см
Электрическая пробивная прочность
Электрическая пробивная прочность
газов определяется в кв/см. В табл. 17 ее
значения даны при 1 атм и 0°С [9].
Возрастание электрической пробивной
прочности почти пропорционально
увеличению давления.
Для жидкой фазы найдено [9]:
Холодильный агент ф-11 ф-12 ф-21 ф-22 ф-113 ф-114
Пробивная
прочность кв/см ill 148 122 120 126 126
Холодильный агент
•
Углекислый газ . . .
Сернистый ангидрид
Метан
ф-40
ф-10
ф-170
ф-22
ее -
II
ОртЗ
% 5-Ы.
>-* — ¦*
31
33
72
22.3
45,6
226
204
26,2
109
170--180

Холодильный
агент
ф-290
Н. бутан
Центам
ф-14
ф-13
ф-12
Ф-П
ф-113
к - !
К °
6й?
с^-^
и* с ^
170-180
47,7
03,1
38
53
148
108 |
170-180
Диэлектрическая постоянная
Диэлектрическая постоянная г0
представляет собой отношение емкости
конденсатора с диэлектриком к его емкости
при вакууме (е0 = 1).
В табл. 18 даны значения
диэлектрической постоянной для различных агентов,
находящихся в газовой фазе [9].
Таблица 18
Диэлектрическая постоянная некоторых
холодильных агентов
Холодильный агент
Аммиак
Углекислый газ . . .
Углекислый газ . . .
Сернистый ангидрид
ф-40
Ф-12
ф-14
ф-21
ф-22
Давление,
tt °С
1,0072
1,00092
1,004
1,0085
1,011
1,0016
1,0006
1,0035
1,0035
1,0
1,0
5,0
1,0
1,0
0, Г)
0,5
0,5
0,5
20
9
66
20
20
25 -Ь 30
25 ~ 39
25-^30
25-^30
В табл. 19 даны значения
диэлектрической постоянной фреонов при постоянной
температуре и различных давлениях.
Таблица 19
Ф-11
» = 2
Р,
м рт. ст.
73
129
189
270
339
448
498
«5,0 °С
.=,,- |). юч
Р
4,79
4.65
4,86
4,89
4,93
5,02
5,04
Диэлектрическая постоянная
ф-12
^ = 29,0 °С
V,
мм, рт. ст.
83
157
188
331
417
504
719
(с0 - 1) • Ю!>
V
3,85
4,13
4,20
4,26
4,22
4,25
4,25
фреонов
ф-22
t = 25,4 °С
р, (з() — 1» • юч
мм рт. ст. " р
82
105
154
205
311
410
711
8,78
9,14
8,90
9,11
9,06
9,125
9,25
ф-114
t= 26,8 °С
Р,
мм рт. ст.
63
93
150
225
328
416
715
(е0 — Л • I0i;
V
5,40
5,59
5,53
5,55
5,49
5,52
5,65 |

82
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
z'0 и ej кипящей жидкости и сухого
насыщенного пара для С02:
0
1,58
1,04
10
1,54
1,07
20
1,48
1,11
30
1,32
1,21
В табл. 20 даны значения
диэлектрической постоянной для NH3 и S02 при р =
= 1 атм и различных температурах.
Таблица 20
Диэлектрическая постоянная аммиака
и сернистого ангидрида
Аммиак
1, СС
-30
0
100
185
(е0-1) Т
2,23
1,97
1,49
1,24
Сернистый ангидрид
t, °С
0
100
175
(«о-1)Т
2,59
1,98
1,75
При высоких давлениях значения ?0
возрастают. Так, для аммиака при 20 атм
и 100°, ?0 = 1,095, а при 50 атмг0 = 1,386.
На основе материалов, изложенных
в немецкой энциклопедии холодильной
техники [9], значения диэлектрической
постоянной для жидкой фазы
систематизированы (табл. 21).
Таблица 21
Диэлектрическая
Холодильный
агент
Аммиа!
ф-11 .
ф-12 .
ф-21 .
ф-22 .
ф-113
ф-114
ф-40 .
постоянная для
—50
| 22,7
| 15,00
—30
22,0
13,22
жидкой
24
14,9
6,12
фазы
30
1,93
1,74
4,88
1,68
1,83 !
Эти значения при насыщении водой или
добавлении 1% масла не изменяются.
Электропроводность
Согласно закону Ома:
в 1 1
где Л— электрическое сопротивление, ом;
I — длина провода, см; F — сечение, см2;
рэ— коэффициент электрического со-
1
противления, ом• см;<Ьэ = коэф-
фициент электропроводности,
ом 1-см~1.
Значения 6Э для ряда холодильных
агентов [9] следующие (табл. 22).
Таблица 22
Коэффициент электропроводности жидких
агентов
Холодильный
агент
Аммиак
Сернистый ангид-
! рид
ф-11
ф-12
Ф-21
ф-22
ф-113
ф-114

Температура, °С
фэ OM~1-CM~i-
0,0 1-10-ю
50,0 17-10-ю
18 1-10—7
35
25
37,5
22
22
22
99
22
22
1,5-10-8
4-10-1-
7-10-7
2,2-10-°
1,6-10-13
2,0-10-13
1,1-10-9
1,1-10-8
2,2-10-13
1,5-10-13
Электрический дипольный момент. Ди-
польные моменты составляют (в дн /2 X
Хсм2 • 1018):
Закись азота—0,14; ф-11 — 0,45; ф-12—
— 0,51; ф-21 —1,29; ф-22—1,40; Аммиак—
1,46; ф-30— 1,57; Сернистый ангидрид —
1,70; Вода — 1,84; ф-40 — 1,86.
Дипольный момент ненолярных молекул
равен нулю. К ним относятся С4Н1о, ф-14,
этилен, ф-170, ф-290, н. бутан.
Расчет физических свойств
Вязкость. Газы при р <С 1 атм
приближаются к идеальному состоянию (pv ~
^^ RT). В этих условиях динамическая
вязкость не зависит от давления.
По уравнению Зутерланда [30]
коэффициент динамической вязкости (в пуазах)
^ид .
В
A05)
Располагая двумя опытными точками,
можно найти постоянные В и С и получить
„ид — ri{amM в широкой области температур.

ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
83
Постоянные В я С для некоторых
агентов следую«ие (табл. 23).
: Т а б л и ц а 23
Постоянные по уравнению A05)
Холодильный агент
В-107
Водяной пар
дммиак
углекислый газ . .
ф-40
ф-30
ф-290 . . :. •
Сернистый ангидрид
182,3
180,1
93,6
165,5
151,2
140,3
101,9
178,4
673
626
325
274
441
425
341
416
Для фреонов применима эмпирическая
зависимость
г^д = (А УТ — В) • 10~4 сп. A06)
Значения коэффициентов следующие
(табл. 24):
Таблица 24
Постоянные
Холодильный
агент
В
ф-11
10,59
73,70
по уравнению A06)
ф-12
9,63
41,10
ф-21
10,04
59,25
ф-22
12,23
82,10
ф-4'0
ф-113
10,82 8,08
79,00 36,60 |
Для определения коэффициента
вязкости при повышенных давлениях ч\р
можно для химически сходных веществ
исходить из закона соответственных
состояний:
"jp^flJL JL
A07)
гр
Следовательно, при равных--—и —— :
ID
кр * кр
Violx Ъ '
Значения с подстрочным значком х
относятся к малоисследованному агенту.
Для определения вязкости в жидкой
фазе может служить теоретически
обоснованное уравнение А. Бачинского [3]
A08)
Таблица
Постоянные по уравнению A08)

Холодильный агент
Ф-Н
55,4.
91,2;
1,02521
ф-12
Ф-21
2,349 21,43
75,38 102,0
0,4805 0.8548
ф-22
16,93
78,79
0.4137
ф-113
6,154
118,7
1,8401
ф-114
5,773
120,3
0,6399
Значения постоянных для фреонов даны
в табл. 25.
Теплопроводность. По Р. Планку [9]
коэффициент теплопроводности газа
(ккал/м час°С) при низких давлениях (р =^
=<С 1 а/пм):
360 B,25-^-
1,25) .g.
~ид
A09)
ккал/кг°0\ g =
где у\ид — кгсек/м2; cv
= 9,81 м/сек2.
Значения, получаемые по уравнению
A09) для неполярных молекул, необходимо
увеличивать на 2 v 3%. По мере
возрастания электрического динольного момента
их следует уменьшить до 10%. Для
водяного пара уравнение непригодно.
В связи с уменьшением c.v и г^ид
коэффициент теплопроводности газа снижается
с повышением температуры. Влияние
давления в широких пределах не является
значительным и практически им можно
пренебречь. При р = 0,1 мм рт. ст. и
ниже X изменяется пропорционально
давлению.
Для приближенного определения
коэффициента теплопроводности в жидкой фазе
можно воспользоваться безразмерным
соотношением, вытекающим из уравнения
А. Предводителева [30]:
_х срх
(HO)
где cv
теплоемкость жидкости
;л — молекулярный вес;
Т — удельный вес жидкости.
При t -r-20°C для фторхлордериватов
метана GHriF^Glf/ [5]
k== 0,097 +
+ 0,012л—0,017р ккал/м час °С. A11)
Коэффициент теплопроводности
жидкости практически не зависит от давления.
Поверхностное натяжение. Для
определения поверхностного натяжения
Р. Планк [9] рекомендует исходить из так
называемого иарахора [Р]:
Т — Т
откуда
¦-{¦
~~7 J
ОН I СМ.
A12)
(ИЗ)
Для различных атомов значения [Р]
следующие ^ у в —31:
II О N С Е CI Br S
Атомный
иарахор... 17,1 20,0 12,5 4,3 25,7 54,3 68,0 48,2

84
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
Для аммиака 12,5 + 3 • 17,1 = 63,8
ф-12 — 4,8 -Ь 2 • 25,7 + 2 • 54,3 = 164,8
Для аммиака при —29°С:
а = (^j - 0,676 \* = 41.6 дн/см
(экспериментальное значение 41,2).
Общие требования, предъявляемые
к чистоте холодильных агентов
Для холодильных установок степень
чистоты агента (присутствие воды,
неконденсирующихся газов и нерастворимых
примесей и загрязнений) приобретает
особое значение.
В табл. 26 даны нормы предельного
содержания влаги и загрязнений в холо-
Рис. 12. Сосуд для
определения нормальной температуры
кипения агентов
G60 мм рт. ст.)
дильных агентах, установленные в СССР и
других странах [9].
Степень чистоты холодильного агента
наиболее просто определяется по
нормальной температуре кипения [9]. Двустенный
стеклянный сосуд заполняют 100 смг агента
(рис. 12). В нижнюю часть его, объемом
3 смг, опускают термометр с ценой деления
0,1°С. Термометр не должен касаться
стенок сосуда. В процессе кипения,
протекающего 20—30 мин., температура отсчиты-
вается при испарении 5 и 97% пробы.
Одновременно измеряется барометрическое
давление и определяется температура кипения
с учетом действительного давления
воздуха.
Для C2F2C12 при 15°С:
/164 8 *\4
с==(—^ . 1,345 =10.65 днем,
что хорошо совпадает с опытными
данными.
Изменение нормальной температуры
кипения при испарении от 5 до 97% пробы
следующее [9]:
Показатели
bts,°C, не более
Неиспарив-
шийся
осадок, не
более мг\пг . .
я
«¦3
0,9
~
i
Угле
слот
1000
Серн
стый
гидр
0,5
50
ф-11
0,5
50
ф-12
0,5
50
ф-40
0,4
100
Взаимодействие с водой
В холодильных установках возможно
проникновение в систему воды,
растворенной в холодильном агенте и
смазочном масле, адсорбированной на
поверхности материалов и связанной (в
химических соединениях и электрических
изоляционных материалах).
При наличии свободной растворенной
воды присутствие водяных паров в газовой
фазе холодильного агента определяется
соответствующим парциальным давлением.
Для оценки распределения воды в
различных частях холодильной установки
необходимо располагать данными о ее
растворимости в жидкой и паровой фазах агента
(рис, 13 и 14).
Опасность образования льда в
дроссельных органах уменьшается с увеличение:.!
растворимости в холодильном агенте воды,
и Наименьшая растворимость наблюдается
у ф-12 и других фреонов. По имеющимся
ча данным [31]. обмерзание дроссельных ор-
э- ганов в малых холодильных установках
й (при обычных температурах кипения и
ча конденсации) возникает при наличии 10 мг
м воды в 1 кг ф-12 и 50 мг воды в 1 кг ф-40.
я Воздействие холодильных агентов на
г- металлы зависит от содержания раство-
> ренной воды. Вследствие непосредствен-
.1- ного воздействия воды на металлы может
э- возникнуть коррозия. Только чистые угле-
з- водороды, например этан, пропан и изобу-
;я тан, не реагируют с водой, так как гидро-
з- лиз здесь отсутствует. Галогенизирован-
ные углеводороды дают с водой галогенные
ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА

ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
85
Таблица 26
Нормы предельного содержания влаги и загрязнений в холодильных агентах
Холодильный
агент
Аммиак
Углекислота
1 Сернистый
ангидрид
ф-40
Ф-11
ф-12
I ф-13
ф-21
Ф-22
ф-22
Ф-23
ф-113
Ф-114 1
Предельное содержание влаги
и загрязнений
Н20 ^ 0,2%
Н2О<^0,1%; СО ^ 0,05 объемного % (для пищевой
СО — отсутствие)
Полное отсутствие минеральных масел, сероводорода,
соляной кислоты, сернистой и азотной кислот и
органических соединений, аммиака и моноэтаноламина
Н2О<0,01%; H2S04 <^ 0,001%;
посторонних газов до 0,01 объемного %
Н20 ^ 0,002; H2S04 <: 0,001 %;
посторонних газов ь 100 г жидкой фазы ^ 3 cms
НаО tsS 0,008%; НС1^ 0,001%;
остатков :< 0,01 %; посторонних газов в жидкости ^ 0,3
объемного %
НаО=с 0,005%; НС1-С 0,0001%:
посторонних газов =$0,13%
Н20 ^ 0,0025%"; высококипящих примесей ^0,05
объемного %: полное отсутствие НС1 и хлоридов
Н20^ 0,0006%; кислорода в газовой фазе^0,3
объемного %; температура кипения при давлении 760 мм
рт. ст. — 29,8°;+; 0,5°С; содержание нелетучего осадка
:< 0,03%. Кислотность — отсутствие
Н20 <= 0,0025%; содержание фреона-11 =<: 1,5 % (по
объему); содержание нелетучего остатка ^ 0,1 %.
Кислотность — отсутствие
Н20 :< 0,001 %; посторонних газов в паровой фазе ^ 2
объемного %; высококипящих примесей ^0,05
объемного %; НС1 и хлоридов полное отсутствие.
(посторонних газов в паровой фазе=< 0,3 объемного %—
фирма Фарбверке)
Н20 ^ 0,001 %; нелетучего остатка
=$0,005%; НС] и хлоридов — отсутствие
Н20 ^ 0,005%; нерастворимых остатков
^0,05%; HCi и хлоридов — отсутствие
Н20<; 0,0025%; кислорода в газовой фазе ^ 0,08
объемного %; температура кипения при 760 мм рт. ст. —
40,8 ± 0,5°С; содержание нелетучего остатка ^. 0,01%
Н20 ^ 0,0025%; высококипящих примесей
^г 0,05 объемного %; посторонних газов в паровой фазе
:< 2 объемных %; нелетучих остатков^ 0,005%; НС1 и
хлоридов — отсутствие
Н20 ^ 0,0025%; содержание кислот — отсутствие;
высококипящих примесей ^0,05 объемного %;
посторонних газов в паровой фазе ^ 2 объемных %
Н20 ^ 0,002%; посторонних газов в паровой фазе =< 2
объемных %; высококипящих примесей (в основном
C2F2C]^ ^ 0,03 объемного %; кислот и хлоридов —
отсутствие
Н20 ^ 0,0025 %; посторонних газов в паровой фазе ^ 5
объемных %; высококипящих примесей ^ 0,05 объемного
%; С1 и хлоридов — отсутствие
Примечание
СССР,
10СТ 6221
СССР,
ГОСТ 8050—56
Дженерал электрик,
США
Бош,
ФРГ
[ Рослер Хазляшер,
США; Фарбверке,
ФРГ
Кинетик
Кемикелз, США
СССР
ГОСТ 8501— 57
СССР, ТУ
1572—50
Кинетик
Кемикелз, США;
Фарбверке, ФРГ
Империал
Кинетик |
Кемикелз, США
То же
СССР,
ГОСТ 8502—57
Кинетик I
Кемикелз, США;
Фарбверке, ФРГ
Кинетик
Кемикелз, США
То же
То же

86
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
кислоты. Особенно это характерно для
хлорированных углеводородов, которые
под действием тепла и света, а также в
присутствии действующих каталитически
металлов образуют с водой соляную
кислоту.
Соединения углерода и фтора являются
очень стойкими, поэтому труднее дают
галогенные кислоты.
Рис. 13. Растворимость воды в жидком
холодильном агенте
Как правило, содержание воды во фрео-
нах, при котором возможен гидролиз и
коррозия, выше по сравнению с ее
растворимостью в агентах.
Растворимость воды уменьшается с
увеличением числа атомов фтора,
например в таких агентах, как ф-115, октафтор-
циклобутан.
Предельное содержание воды (с учетом
коррозии), при котором не наблюдалось
нарушения работы холодильных машин
[32], дано в табл. 27.
Таблица 27
Предельное содержание воды в холодильных
агентах

Холодильный агент
ф-12
ф-40
мг Н«0/кг
( 2?
37
1 20—30
50—70
Установки
Промышленного
назначения
Домашние холодильники
Малые
Малые
По сообщению Штейнле [9], нарушения
в работе герметических
электрохолодильников при содержании 60 мг воды в 1 кг
GF2G12 происходили не из-за коррозии,
а вследствие образования льда в
дроссельных органах.
Наряду с применением осушительных
патронов (силикагель, окись алюминия)
предложено добавлять в систему различные
-50 -30 -10 О W 30 t°G
Рис. 14. Растворимость воды в
парообразном холодильном агенте
жидкости, понижающие температуру
замерзания воды. Эти жидкости должны
обладать следующими свойствами: не влиять на
нормальную температуру кипения, не
реагировать с агентами и маслами, не
кристаллизоваться при низких температурах и
иметь низкую вязкость. Этим
требованиям удовлетворяет моноэтиловый эфир
этиленгликоля.
Предложены также ацетаты и лак-
таты с метилэтил- и бутиловыми
группами.
По Штейнле [9], данных о результатах
практического применения указанных
жидкостей пока не имеется.
Растворимость в смазочных
маслах
Аммиак. Растворимость аммиака в
минеральном масле очень мала. По И.
Фридману, растворяется в масле (в весовых
процентах) следующее количество аммиака
(табл. 28).

ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
87
Таблица 28
Растворимость аммиака в масле
ата
3
10
0
0,246
0,500
0,800
Температура
20
0,180
0,360
0,540
40
0,139
0,278
0,417
1,390
°С
I 65
0,105
0,198
0,304
1,050
100
0,072
0,144
0,228
0,720
Углекислота. В минеральных маслах
не растворяется.
Хлористый метил и дихлорметан.
Неограниченно растворяются в маслах и сильно
уменьшают их вязкость.
фреоны. Растворимость с возрастанием
атомов фтора увеличивается.В минеральных
маслах ф-13, ф-14 и ф-115 практически не
растворяются, а ф-22 и ф-114 — частично,
так как имеют зону несмесимости; ф-11,
ф-12, ф-21, ф-113 растворяются
неограниченно.
При давлении 1,34 ата и температурах
от 0 до 30°С растворяется в масле всего от
0,03 до 0,07 весового % G4FS. Соответственно,
при 3,79 ата и 30—50°С — от 2,0 до 2,6%.
Малой растворимостью обладают все
фторированные углеводороды — C3F8,
C4Fl0 и др. Очень незначительна
растворимость шестифтористой серы SF6. При
25°С и 1 атм в 1 смг трансформаторного
масла растворяется только 0,297 смъ SF6
в газовой фазе (ф-12 — 9,29 см3) [20].
Реакционноспособность
к материалам
Аммиак. Не корродирует стали, но
разъедает в присутствии влаги цинк, медь,
бронзу и другие медные сплавы, за
исключением фосфористой бронзы.
Углекислота. Химически инертна ко
всем металлам.
Сернистый ангидрид. Обезвоженный
сернистый ангидрид инертен к большинству
металлов, за исключением цинка, серебра,
кадмия. При наличии влаги быстро
образуется коррозия — от 90 до 100 мг/м2
в сутки. Лишь при содержании Н20 в 1 кг
S02 ^ 300 мг коррозия не наступает.
Хлористый метил. Инертен почти ко
всем металлам, за исключением алюминия,
магния, цинка и их сплавов.
Дихлорметан. Как в сухом, так и во
влажном состоянии инертен по отношению
к алюминию, меди, свинцу и железу. При
большом избытке влаги и высоких
температурах корродирует железо и бронзу.
Хлористый этил. В обезвоженном
состоянии инертен к большинству металлов,
за исключением ртути.
Бромистый этил. В обезвоженном со-
тоянии на металлы не действует.
Пропан. Нейтрален к воде. Инертен ко
всем металлам.
Изобутан. В присутствии воды металлы
не корродируют.
Фреоны. В области применяемых в
холодильной технике рабочих температур
обезвоженные фреоны инертны ко всем
металлам, за исключением сплавов,
содержащих более 2% Mg.
ФС-318, как и все полностью
фторированные органические соединения (включая
SF6), химически стоек. Исследование
действия жидкого C4F8 (в присутствии воды
и масла) на медные и стальные трубы в
течение 14 дней при температуре 100°С
показало, что медь не подвергается коррозии.
В стальных трубах в присутствии воды
коррозия составила 120—140 мг м в сутки,
что допустимо.
Нормальный перфторбутан наименее ре-
акционноспособен. На него не действуют
даже азотная и серная кислоты [33].
Также совершенно инертна к металлам
шестифтористая сера SF6 [20].
Хлор- и хлорфтордериваты являются
хорошими растворителями многих
органических веществ, поэтому вызывают
набухание уплотняющих прокладок, затем
диффузию агента и его потери. Обычная
резина, гуттаперча и жировые соединения
для изготовления прокладок непригодны.
Применяется специальная стойкая резина.
Для ф-22 рекомендуется прокладка из
политетрафторэтилена [34].
В качестве склеивающих и вяжущих
веществ и изоляционных лаков
используют поливинилацетаты и полиамиды.
Температура разложения
Углекислота. Термически очень
стабильна и разлагается при температуре выше
1500°С.
Аммиак. Распадается на азот и водород
при температуре выше 260°С.
Сернистый ангидрид. В чистом виде
обезвоженный сернистый ангидрид
разлагается при температуре не ниже 1100°С.
Эта граница при соприкосновении с
металлами значительно снижается, так как
происходит распад S02 с образованием серы
и ее триокиси. Реакция начинается в
газовой фазе при температуре 100° и выше.
Хлористый метил. В чистом виде
начинает распадаться при температуре 425°С.
В присутствии катализаторов и металлов
он становится термически менее
стабильным. Образует продукты разложения при
температуре около 200°С.
Дихлорметан. Заметно распадается при
температуре выше 400°С (следы распада при
120°С).
Пропан. В присутствии кислорода
начинает разлагаться при температуре 460°С.

88
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
При 660°С распад составляет 43%, при
830°С — 100%.
Изобутан. Термически стабилен до
260°С.
Этилен. Как все олефины склонен к
полимеризации. Быстрая реакция в
присутствии катализаторов возможна при
1'00°С [9].
Фреон-12. Начальные температуры
разложения в присутствии различных
материалов приведены в табл. 29 [9].
Таблица 29
Температура разложения дифтордихлорметана
в присутствии различных материалов
Материал
Железо . . .
Цинк ....

Дюралюминий ....
Медь ....

Температура

разложения, °С
430
420-435 j
410—430
410—430
Материал
Свинец . . .
Стекло ....
Окись
алюминия
Хлористый
кальций . .

Температура

разложения, °С
330
560
430
430
Разложение сопровождается
образованием хлористого водорода, фтористого
водорода и следов фосгена.
Фреон-22. В присутствии железа
начинает распадаться при 550°С.
Фторуглероды GF4, G4Fl0 и другие.
Термически очень устойчивы. Не
разлагаются до температуры 400—500°С даже
в присутствии возможных катализаторов,
как например тонко измельченного CaF2.
Распадаются только при температуре
красного каления.
Воспламеняемость, взрывоопасноеть
Воспламеняемость и взрывоопасность
агентов весьма различны.
Аммиак в соединении с воздухом при
определенных концентрациях
воспламеняем и взрывоопасен.
Одной из основных причин взрывов на
аммиачных холодильных установках
является наличие свободного водорода и
посторонних неконденсирующихся газов,
циркулирующих в системе [35].
При проверке возможных утечек с
помощью тлеющего серного шнура, несмотря
на низкую температуру, наблюдались
взрывы аммиака (температура воспламенения
f'51°G) в местах разрывов трубопроводов,
хотя открытого пламени не было.
В условиях повышенных давлений
растворимость водорода в жидком аммиаке
вдвое больше, чем в азоте. Кроме того, он
абсорбируется смазочным маслом. При
падении давления в регулирующем вентиле
водород снова становится свободным и
вместе с парами аммиака и масла поступает
в компрессор.
При значительных количествах такие
смеси с воздухом являются
взрывоопасными.
Наряду с ограничением давлений
нагнетания и особенно температур конца
сжатия, необходимо из аммиачных
холодильных установок тщательно удалять воздух,
неконденсаты и масло.
Наибольшей взрывоопасностыо
отличаются насыщенные углеводороды — этан,
этилен, пропан и бутан. Она заметно
снижается у хлорированных дериватов (ди-
хлорметан не взрывоопасен) и у фреонов
с наличием атомов водорода.
Таблица 30
Взрывоопас hocti
Холодильный агент
Аммиак
ф-170
Этилен
ф-290
Н. бутан
ф-40
Бромистый метил . .
ф-160
! Бромистый этил . .
Дихлорэтилен . . .
ф-142
холодильных агентов
о
О 0}
я 2
Я д
я &
Д°
а о
i* я
16-25
3,1-12,5
3,0-34,0
2,3-9,5
1,6-6,5
8,1—17,2
13,5-14,5
3,7—12,0
6,0-11,0
5,6-11,4
10.6-15,1
с
о ,
о о
И И!
2 >>
со со
Д О
д*
03 С 2
(—1 К оо
39-156
35-398
42-174
533-572
—
305-510
—
д
Ч
о
д
Ч
аз
С
Д в
«* в
3,5
—
—
7,4
4,85
6,1
—
5,4
1 к ¦
Ч -с
1«ч
V 5 ч-'
о <* Д
~! 5 w
«S3 ~
о S Д
X ^ Д |
О Д CD
1^«
к*§ «
III
ffl rt Д
0,175 I
—
—
0,027 I
0,110
0,028
—
0,095
Таблица 31
Допустимое содержание в воздухе
воспламеняющихся холодильных агентов
Холодильный агент
ф-170
ф-290
Н бутан
Этилен
ф-40 ....
ф-30
ф-160 ...
Содержание,
кг/мз
ЦНИИ

ФИЗИОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
89
Совершенно не воспламеняются и не
взрывоопасны: углекислота, сернистый
ангидрид, дихлорметан, окись азота, шести-
фтористая сера, галогенизированные
фреоны(без Н-атома), трифторметан (GHF3);
галогенизированные фреоны при замене
ятомов хлора атомами брома (CF3Br;
CF2ClBr; CFClBr — GF2Br2; GF2Br — CF,Br)
служат прекрасным огнетушительным
средством [9].
На основе систематизации
литературных данных в табл. 30 дана характеристика
взрывоопасности ряда агентов.
В табл. 31 дано допустимое
содержание в воздухе воспламеняющихся
агентов [9].
ФИЗИОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Классификация холодильных
агентов по степени ядовитости
Классификация составлена на основе
опытного изучения физиологических
изменений, происходящих у морских свинок
под действием паров агента [9].
Класс 1 (сернистый ангидрид). Объемная
концентрация от 0,5 до 1% при действии
в течение 5 мин. приводит к смертельному
исходу.
Класс 2 (аммиак, бромистый метил).
Аналогичная концентрация смертельна при
действии в течение 60 мин.
Класс 3 (ф-10, ф-20, метилформиат).
При объемной концентрации от 2 до 2,5%
через 60 мин. наступает смерть или
тяжелое поражение.
Класс 4 (дихлорэтилен, бромистый
винил, ф-30, ф-160). При концентрации,
указанной для класса 3, наблюдается
вредное воздействие спустя 2 часа.
Класс 5 (углекислый газ, ф-11, ф-113,
этилен, ф-170, ф-290, н. бутан, ф-22).
Концентрация до 20% (объемных) не
вызывает вредного действия при воздействии
в течение 2 часов.
Класс 6 (ф-12, ф-114). Концентрация
свыше 20% не вызывает вредного действия
в течение 2 часов.
Фреоны с большим содержанием атомов
фтора или полностью фторированные
(ф-23, ф-13, ф-115, октафторциклобутан,
н. перфторбутан и др.), а также SF6
относятся к высшему классу; алифатические
амины — к классу 4, а ф-142 и ф-143 —
к классу 5.
Допустимая концентрация холодильных
агентов в воздухе приведена в табл. 32.
Объемная концентрация S02 0,003—
0,004% терпима длительное время
(возможны легкий кашель и раздражение
глаз). При концентрации 0,02—0,03%
возникает сильный кашель, большие
концентрации приводят к удушью, воспалению
легких и кровоизлиянию. При попадании
SO2 в кровь образуется S03 и происходит
коагуляция белых кровяных шариков.
Предельно допустимая концентрация
аммиака в воздухе, согласно ГОСТ 1324—47,
составляет 0,02 мг/л.
Таблица 32
Допустимая концентрация холодильных
агентов в воздухе, объемные %
Холодильный
агент
Сернистый
ангидрид
Аммиак
Бромистый метил
Углекислый газ .
ф-40
ф-160
ф-4 2
Отсутствие
серьезного
поражения при
воздействии
в течение
часа
0,005—0,02
0,03
¦0,1
4-6
0,7
4,0
—
Легкие
симптомы при
пребывании
в течение
нескольких
часов
0,001—0.01
0,01
0,005-0,010
2-3
0,05-0,17
2
20
Аммиак вызывает раздражение глаз и
верхних дыхательных путей. При
попадании в глаза наблюдается резкая боль,
жжение,слезоточение, светобоязнь,
конъюнктивит, возможны и более глубокие
поражения. Вдыхание паров аммиака вызывает
кашель, чихание, жжение в зеве и гортани,
осиплость или потерю голоса, набухае-
мость слизистых оболочек, явления ринита,
ларинготрахеита и бронхита, сухие хрипы
в легких. Возможно воспаление типа
крупозного, образование пленок на слизистых
верхних путях, а также развитие отека
гортани и сужение голосовой щели [3],
В тяжелых случаях-наблюдается
отек'легких и общие явления: головокружение,
слабый пульс, понижение кровяного
давления, похолодание конечностей, судороги,
потеря сознания, кома. Мероприятия по
оказанию первой медицинской помощи
указаны в правилах техники безопасности
[36].
Для обнаружения утечек аммиака
применение серного шнура в связи с
возможной взрывоопасностью недопустимо. Для
этой цели по способу П. Клокова
используют индикаторную бумагу высокой
чувствительности. В навеску 0,1 г
фенолфталеина добавляют 100 мл спирта-
ректификата (94—95%) и 20 мл чистого
глицерина, перемешивают до полного рарт
творения*

90
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
Нарезанную полосками 10 X 1,5 см
фильтровальную бумагу погружают в
указанный раствор и затем сушат. При
наличии в воздухе аммиака полоска должна
покраснеть [36].
Углекислый газ, имеющий большую
плотность, вначале накапливается над
полом помещения, затем постепенно его
заполняет.
При концентрации свыше 2,5% (по
объему) обнаруживаются симптомы
отравления: головокружение, сонливость,
головная боль, покраснение и жжение
кожи, постепенная потеря сознания. Кровь
принимает темно-коричневую окраску.
Хлорметил накапливается в организме
очень долго, а затем наступает внезапная
смерть.
Исследователи считают, что
краткосрочное вдыхание хлорметил а с высокой
концентрацией менее опасно по сравнению
с его длительным воздействием в малых
концентрациях. Содержание хлорметила
в домашних электрохолодильниках не
должно превышать 0,094 кг на 1 л*3 помещения,
а в больших установках — 0,064 кг\мг.
В США допускается объемная
концентрация его в рабочих помещениях не более
0,01%, или ~ 0,2 г на 1 м*.
В США предложены следующие нормы
максимального содержания невоспламе-
няющихся агентов при
непосредственном охлаждении (табл. 33).
Таблица 33
Максимальное содержание в воздухе
невоспламеняющихся холодильных агентов
Холодильный агент
ф-11
ф-12
ф-21
ф-22
ф-113
ф-114
ф-30
Содержание,
кг /мЗ
0,560
0,496
0,208
0,352
0,384
0,705 !
0,096 1
0,176
При ремонте фреоновых установок
пользование противогазовой маской не
обязательно. Однако должны быть защитные
приспособления для глаз. Необходимые
мероприятия указаны в правилах техники
безопасности [37].
В присутствии открытого пламени гало-
генизированные дериваты углеводородов
могут образовывать фосген (следы).
Поэтому в машинных отделениях фреоновых
установок размещение
электронагревательных приборов воспрещено. Курение не
рекомендуется.
Для обнаружения утечек фреонов через
неплотности обычно используются
весьма чувствительные электронные течеиска-
тели.
Аммиак обладает неприятным, острым,
запахом. Наличие его в воздухе
ощущается уже при объемной концентрации
0,0005%.
Запах сернистого ангидрида в воздухе
обнаруживается при объемной
концентрации от 0,0012 до 0,0015% [9].
Хлористый метил имеет слабый запах
эфира. Поэтому он опаснее более ядовитых
агентов (NH3 и S02). Датский
научно-исследовательский холодильный институт
рекомендует добавлять к хлористому метилу
3% сернистого ангидрида. На химическом
заводе в Гехстате используют ацетофенон
@,3%).
Бромистый метил при высоких
концентрациях в соединении с воздухом обладает
легким запахом хлороформа.
Алифатические амины обладают
слабым запахом аммиака, а дихлорметан —
эфира.
Этан, пропан, бутан и этилен почти
не имеют запаха, поэтому для обнаружения
утечек рекомендуется добавлять пахучие
вещества: 2—4% этилмеркаптана или 1 —
2% аммиака.
Углекислота не обладает запахом.
Чистые фреоны, содержащие атомы
фтора, не имеют запаха. Однако при
объемной концентрации свыше 20% наблюдается
слабый сладковатый запах эфира.
Влияние холодильных агентов
на пищевые продукты
Аммиак. Аммиак влияет на вкусовые
качества большинства пищевых продуктов
лишь при высоких концентрациях в воздухе.
Порча яблок, груш, персиков и лука
наблюдается при концентрации 0,1% через
х/2 часа.
Сернистый ангидрид. Присутствие его
в воздухе особенно вредно отражается на
вкусовых свойствах сливочного масла.
Для некоторых пищевых продуктов может
применяться в малых концентрациях в
качестве бактерицидного средства [9].
Хлористый метил. Оказывает некоторое
влияние на пищевые продукты лишь после
длительного воздействия.
Углекислота. Повышенное содержание
в воздухе способствует более
качественному сохранению ряда сортов яблок и груш
[38].
Фреон-12. Физиологического действия
на продукты не оказывает, хорошо
растворяет жиры.

КОНСТРУКТИВНО-ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА
91
КОНСТРУКТИВНО-ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА
Рабочие давления
При заданных температурах кипения
а конденсации
имеют величины:
* и конденсации tK существенное значение
1 о
В табл. 34 даны их значения при
стандартных условиях (—15/ + 30°).
Рабочие давления
При этом с возрастанием *s значения величин
jd ; р и (рк—р ) резко снижаются, а отноше-
рк
ние — увеличивается (рис. 15 и табл. 34).
Часовой объем пара,
всасываемого компрессором
При заданной тепловой нагрузке
Q, ккал/час теоретический часовой объем
Таблица 34
Холодильный агент
t ,СС
,
ата
К t
ата
к 0>
кг /см^
V
к
Углекислый газ . . .
Ф-22
Аммиак
ф-12
ф-40
Сернистый ангидрид
ф-114
Ф-21
ф-160
ф-11
ф-113
-78,5
-40,8
—33,35
—29,8
—23,7
—10,02
3,5
8,9
12,2
23,7
47,6
23,24
3,030
2,41
1,862
1.487
0,823
0,475
0,369
0,318
0,205
0,0704
73,34
12,26
11,895
7,581
6,658
4,710
2,598
2,198
1,923
1,286
0,553
50,0
9,23
9,485
5,719
5,171
3,887
2,123
1,829
1,635
1,081
0,4826
3,14
4,04
4,94
4,07
4,48
5,73
5,47
5,95
6,04
6,27
7,86
При равных tKn t и близких числах Тру-
Рк
тона з на чения величин рк и р - (рк — р ); —
л, Р°
являются функциями от нормальной
температуры кипения ts (при 760 мм рт. с*е) [3].
пара, всасываемого компрессором,
определяется объемной холодопроизводитель-
ностью
л,, = — ккал/м4.
v vi
Varna
12
11
10
>
¦jgS
/
/у
1
У
Т\
I
+ 70°C
H5°CJ
JHO'CJ
1/
/
f
T\ :
/
>
~T7
I
1
//
t +30°C
+ 2
n°r\
\l 1
+15°C
0°C
-154
9 l I
r~3C
L
50 U0 30 \\W 10 \0\~l0-20\-30-k0 ts°C
I ! I
«5s су, ?ч
В табл. 35 даны значения q"v в условиях
всасывания компрессором сухого
насыщенного пара с удельным объемом v" м^/кз
и весовой холодопроизводительностью
$1 ккал/кг.
Таблица 35
Значения q^ при t0 = — 15°С; tK = -f- 30°C
Рис. 15. Кривые давления пара различных
агентов
Холодильный
агент
Углекислота ....
ф-290
ф-22
ф-12
ф-40
Сернистый ангидрид
ф-114
ф-21
ф-160
ф-11
ф-113 .
t °с
s ?
—78,5
-42,6
-4,8
—33,35
—29,8
-23,7
—10,08
-3,5
8,9
12,2
23,0
47,6
V"
0,0166
0,1556
0,0778
0,5087
0,0927
0,279
0,4358
0,2627
0,5705
1,010
2,949
1,649
tr
1945
442
495
517,6
305,6
299
196,3
90,3
87,5
78,5
35,7
17,7
Часовой
оСъем на
1 000 ккал
0,515
2,260
2,023
1,932
3,272
3,344
5,094
11,08
11,50
12,75
41,75
56,69

№
ХОЛОЛИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
В регенеративном цикле (перегрев пара,
переохлаждение жидкости):
Для большинства фреонов (при
теплоемкости насыщенного пара с? <С1) с
отклонениями в 1,5% [39]
Исключение представляют высокомо-
С • Т
лекулярные фреоны, у которых —-——~ <
<С170 и с*>1 [40].
Линия адиабатического сжатия этих
фреонов протекает в области влажного
пара, вследствие больших значений
молекулярной теплоемкости жидкости р. . с'
и относительно низкой нормальной
температуры кипения. Применение здесь
регенеративного цикла значительно
увеличивает весовую, а следовательно, и объемную
холодопроизводительность. Т е о р е т и че-
ская объемная холодопроизводительность
перфторбутана (G4F10) при перегреве
всасываемого пара до температуры tx' = tK —
— 10 составляет
При одинаковых t0 и tK [3]
*o = f(Cn Ts).
Значения чисел Трутона фреонов и
ряда других холодильных агентов изме-
ЪгСп
300
200
100
I
I I I I
\Ф-11;Ф-12В2
\Ф-21
\ф-т
\Ф~12В1
^Ф-ЬО
S<P-12
Ф-Zl
^Ф'13В1
•?г^б\
\\
и
"JhHs
, Ф-22
гФ"/2
\-Ф-40
ф-1
2В1\
С*/
soz.
iif>^\
'з.Щ
СН3Вг
Ф-1602^
СоНсЫН*
и2
.....
4
ф-11•
чгвг^
?2^ 0?
зР*
<р
-—I
• Г^°
-ко -зо -го чо о ю го зо 4о so во ts°c
Рис. 16. Зависимость объемной холодоироизводительности от
нормальной температуры кипения агента
няются в узких пределах. Можно принять
Q
С г—.Для агента принятого в качестве
образца. На рис. 16 показана зависимость
измерения qvr п~ o?ts(Cr — дляфреона-12,
оно равно 19,9).
На рис. 17 дано теоретическое
отношение диаметров для стандартных условий
&
3,0
2,8
2,6
гл
2,2
2,0
1,6
1А
1>2
W
0,8
0,6
лд
' 30 20 10 0 40 -20-30-40-50-60 -70 ts°C
Рис. 17. Зависимость диаметров цилиндра
компрессора от нормальной температуры
кипения
работы. По этой закономерности можно
довольно точно определить необходимый
диаметр цилиндра поршневого
холодильного компрессора, если известна одна
только нормальная температура
кипения ts. При использовании
фреона-22 давления и диаметры
цилиндров практически близки
к этим данным для аммиака.
С повышением нормальной
температуры кипения фреонов
необходимо увеличить
диаметры цилиндров, и поэтому такие
агенты, как ф-21, ф-И, ф-113,
ф-114 для поршневых
компрессоров непригодны. Однако они
могут применяться при
высоких температурах конденсации
в конденсаторах малых
кондиционеров, устанавливаемых
в горячих цехах предприятий,
или при использовании
тепловых насосов. В этих случаях
необходимо выбирать агент с
наиболее низкой нормальной
температурой кипения,
которая, в соответствии с кривой
давления пара (рис. 15), обеспечила бы
требуемую высокую температуру
конденсации при давлении, не превышающем
максимально установленное для
унифицированных компрессоров.
Нецелесообразны агенты с невысокой
нормальной температурой кипения, кото-

ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ АГЕНТОВ Q3
рая обусловливает низкие критические
температуры. При этом существенно
ухудшается степень термодинамического
совершенства холодильного цикла. Кроме того,
рабочий цикл сопровождается весьма
высокими давлениями всасывания и сжатия,
для осуществления которых необходимо
усложнить конструкции и увеличить вес
машин.
И ижний предел холодопроизводитель-
TiocTii Q0 min турбокомпрессора (при мини-
Q о min
ккал/час
1000000
900000
800000
700000
600000
500000
400000
300000
200000
100000
Ф'12
\
\ф-12В1
\Ф-т
'Ф&\
ф-1
/
42i
32Ф-113\
L0-7
М2
i I
-30-20-10 0 10 20 30 40 ts°C
Рис. 18. Зависимость значения нижнего
предела холодопроизводительности
турбокомпрессора от нормальной температуры кипения
мально допустимом объеме пара, выходящем
из последней ступени, примерно 1000 мъ\час)
также является функцией нормальной
температуры кипения (рис. 18) [3]. С помощью
этой кривой определяются значения Q0 min
для различных веществ. Из графика видно,
что при использовании агентов с
высокими нормальными температурами
кипения минимальная холодопроизводитель-
ность одного агрегата может быть доведена
до -~100 тыс. ккал1час.
В связи с весьма значительным
увеличением удельного объема пара при
низких температурах кипения, в
турбокомпрессорах могут быть использованы и
агенты с низкими нормальными
температурами кипения, например фреон-12 (t0 =
= —80°С, Q0 min p^ 40 тыс. ккал/час).
Агенты с высоким молекулярным
весом обладают очень низкими значениями
адиабатической работы, поэтому могут
применяться в турбокомпрессорах с
незначительным числом ступеней (колес).
Снижение нижнего предела
холодопроизводительности турбокомпрессора примерно до
400 тыс. ккал/час возможно в случае
использования перфторбутана [3].
Удельная
холодопроизводительность
Теоретическая удельная
холодопроизводительность при t0 = —15° и tTC = +30°G
приведена в табл. 36 [3].
Таблица 36
Теоретическая удельная
холодопроизводительность
Холодильный
агент
К,
ккал/пвт-ч
Углекислота
ф-2'90
ф-22
Аммиак
ф-12
ф-40
Сернистый ангидрид
ф-114
ф-21
ф-11
ф-30
Ф-113
-78,5
-42,17
—40,8
—33,35
—29,8
-23,70
—10,02
3,5
8,9
23,7
40,4.
47,6
2370
3977
3998
4098
4037
3977
4187
4069
4353
4302
4191
4136
При значительном приближении
температуры конденсации к критической и
больших значениях показателя адиабаты
удельная холодопроизводительность С02
резко падает. Для остальных агентов
при значительном удалении от
критической точки она остается почти постоянной
(при стандартных условиях работы предел
колебаний 4165 dt 5%).
Расчеты показали, что для фреонов при
регенеративном цикле удельная
теоретическая- холодопроизводительность не
изменяется [39]. Исключение представляют
высокомолекулярные агенты [40].
ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ АГЕНТОВ
Аммиак. Применяется
преимущественно в поршневых холодильных машинах,
если не предъявляются особые требования
по технике безопасности или
технологическим процессам и не требуются очень
высокие температуры конденсации (tn^
40°С) или НИзкие температуры кипения,
Для которых необходимы сложные
установки трехступенчатого сжатия (г0^
~~~вО). Применяется также в
турбокомпрессорах- и ротационных поджимающих
компрессорах.
Применение аммиака в абсорбционных
машинах обеспечивает осуществление
одноступенчатого сжатия при температурах
кипения до —45°С.
Фреон-12. Применяется в крупных,
средних, мелких поршневых машинах для
температур конденсации до +60°С. Тур-
бокомпрессорные агрегаты отличаютса ма-

94
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
лым числом ступеней при минимальной
холодопроизводительности 0,75—1,0 млн.
ккал/час.
При понижении температуры
кипения до—80° С холодопроизводительность
снижается до ^ 40 тыс. ккал/час.
В связи с низкими перепадами давлений
(рп — рс) может быть использован для
ротационных машин.
Фреои-22. Применяется в крупных,
средних и мелких поршневых машинах для
температурь! кипения до —35°С в
одноступенчатом и —80°С в двухступенчатом
исполнении. Для крупных и средних
машин максимальная температура
конденсации не выше +40°, для мелких — до
-^ 45°С. Вследствие значительного
уменьшения часового объема пара,
всасываемого компрессором, фреон-22 вытесняет
фреон-12.
Фреон-142. Нормальная температура
кипения относительно высока —9,25°С,
поэтому при использовании
унифицированных поршневых машин обеспечивает
температуру конденсации до +85°С и
применяется в качестве теплового насоса
или для мелких агрегатов, требующих
охлаждения конденсатора воздухом с
высокой температурой.
Может быть также использован в
турбокомпрессорных агрегатах крупной
производительности.
Фреон-11. Применяется в трехколесных
турбокомпрессорных агрегатах для
температур кипения до —20°С.
Фреон-113. Используется в
двухколесных турбокомпрессорных агрегатах для
кондиционирования воздуха (t0 = +5°G) при
минимальной холодопроизводительности в
одном агрегате около 100 тыс. ккал/час.
Н. перфторбутан. Может быть
использован для одноколесных
турбокомпрессорных агрегатов при температурах кипения
до —40°С и минимальной
холодопроизводительности 400 тыс. ккал/час.
ФС-318. Применяется в
турбокомпрессорных агрегатах, главным образом при
высоких температурах конденсации.
Фреон-13. Используется для нижней
части каскадных установок —
температура кипения до —110°С.
Фреон-14. Обеспечивает получение в
нижней части каскадного цикла
температуры кипения до —140°С.
Фреон-170, фреон-290. Применяются
главным образом в низкотемпературных
установках на предприятиях, где они
вырабатываются.

ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
В холодильной технике теплоносители
применяют на установках, где
непосредственное охлаждение с помощью
холодильного агента нежелательно. Наиболее
распространены вода, водные растворы
хлористого натрия (NaCl), хлористого магния
(MgCl2) и хлористого кальция (СаС12).
Раствор хлористого натрия практически
применяют для получения температур до
—16°С (эвтектическая t = —21,2°С);
раствор хлористого кальция для более низких
температур (эвтектическая t = —55°С).
Для еще более низких температур
используют органические вещества, главным
образом водный раствор этиленгликоля
(НОСН2СН2ОН) с эвтектической
температурой около —72°, фреон-30 (СН2С12,
дихлорметан), а также фреон-11 (GFC13)
Таблица 1
,ние, 1
на
аст-
5-* а
а <я ^
1S-Z rt
«О ft
О cvj О О
0,1
1,5
2,9
4,3
5,6
7,0
8,3
1 9,6
Н,0
12,3
13,6
13,9
16,2
17,5
18,8
20,0
21,2
22,4
*23,1
23,7
24,9
26,1
26,3
от S
о 3
я ^°
нн v
-0,0
-0,9
-1,8
-2,6
—3,5
-4,4
—5,4
-6,4
-7,5
-8,6
-9,8
—11,0
—12,2
-13,6
—15,1
-16,6
-18,2
-20,0
-21,2
-17,2
- 9,5
— 1,7
- 0,0 |
Физические свойства водных растворов хлористого натрия
о •.
GBSc
4> ^ ^
н 5
р
0
к
1,001
0,973
0,956
0,941
0,927
0,914
0,901
0,889
0,878
0,867
0,857
0,848
0,839
0,830
0,822
0,814
0,806
0,798
0,794
0.791
0,784
0,778
0,776
+ 20°
1,05
1,05
1,06
1,07
1,08
1,10
1,12
1,14
1,17
1,21
1,25
1,29
1,34
1,40
1,46
1,52
1,58
1,65
1,70
1,75
1,84
1,95
1,96
т> ,м/, кг • сек
Вязкость то-104, —
М'2
+ 10°
1,31
1,33
1,35
1,38
1,41
1,44
1,47
1,51
1,55
1,60
1,65
1,70
1,76
1,82
1,89
1,97
2,05
2,14
2,20
2,26
2,39
2,53
2,55
0°
1,80
1,82
1,84
1,86
1,88
1,91
1,95
2,00
2,06
2,12
2,19
2,28
2,37
2,48
2,61
2,74
2,88
3,02
3,10
3,20
3,36
3,54
3,57
—5°
—
—
—
—
—
2,35
2,42
2,49
2,57
2,66
2,77
2,89
3,03
3,18
3,34
3,51
3,71
3,82
3,93
4,15
—
-10°
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
3,41
3,56
3,75
3,95
4,16
4,39
4,65
4,80
4,96
—
—
~
-15°
—
—
—
—
—
__
—
—
—
—
—
—
—
4,87
5,11
5,38
5,69
5,86
6,05
—
—
-20°
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
7,00
7,18
—
—
Теплопроводность
0°
0,487
0,486
0,484
0,483
0,483
0,481
0,480
0,479
0,478
0,477
0,476
0,475
0,475
0,474
0,473
0.471
0,470
0,469
0,468
0,468
0,466
0,465
0,456
-5°
_
—
—
—
—
0,474
0,473
0,472
0,471
0,470
0,469
0,468
0,467
0,466
0,465
0,463
0,462
0,461
0,461
0,460
—
-10°
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
0,461
0,460
0,459
0,458
0,457
0,456
0,455
0,454
0,454
—
—
ккал
*> о^
м час С
-15°
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
0,451
0,450
0,449
0,448
0,447
0,447
—
—
-20°
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
0,441
0,441
—
—
* Эвтектическая точка.

ж
ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
MgGl2 (в пределах —30° =sC t ^+30° и
1.02 <C7is <: 1.33)
с, = с0 + 0,0019* Vti5 — 1 — 0.354);
СаС12 (в пределах —40° <; г ^ +30° и
1.03 <Tl5< 1,37)
ct = c0 + 0.00Ш |/Т15 — 1 — 0,409),
Технический хлористый кальций,
представляющий отход производства
бертолетовой соли, содержит до 2% хлорноватокис-
лых солей, очень агрессивно действующих
Таблица 2
Физические свойства водных растворов хлористого магния
Содержание, кг
MgCls на 100 кг
раствора
0,2
1,4
i 2,6
3,7
4,9
6,1
7,2
8,3
9,4
10,5
11,6
12,6
13,8
\п
17,0
18,0
Ж
* 20,6
21,2
22,2
23,2
24,2
25,2
26,2
27.2
28,2
29,2
30,2
31,1
* 31,3
| 32,1
38
34,6
Начало
замерзания при t, °C
0,0
—0,7
-1,4
-2,2
-3,1
-4,0
—5,0
-6,0
-7,2
-8,7
—10,3
-12,3
—14,5
-17,1
—19,9
-22,8
-25,8
—29.1
—32,2
—33,6
—32,1
-29,8
-27,5
—25,2
—23,0
-20,9
—19,0
—17,6
-16,7
-16,4
-16,6
—16,7
—14,0
- 9,8
- 5'°
0,0
н ?
о
О
О)
D о
О О
ч
О ft
0,003
0,983
0,964
0,946
0,929
0,912
0,895
0,878
0,861
0,845
0,830
0,816
0,802
0,788
0,775
0,763 |
0,751
0,740
0,729
0,725
0,719
0,76$
0,698
0,688
0,679
0,669
0,660
0.651
0.641
0.632
0,623
1 0,620
0,614
0,605
0,596
0,590
..<л< 1
¦-«-•"~*" ч i" ,
-f20°
1,02
1,03
1,09
1.15
1,22
1,29
1,37
1,44
1,52
1.60
1,68
1,77
1,85
1,98
2,11
2,24
2,39
2,60
2,82
2,91
3,05
3,30
3,58
3,88
4,18
4,57
4,95
5,53
6,10
6.70
7,29
1 7,41
8,01
8,69
9,39
9,96
+ ю°
1,39
1,41
1,47
1,53
1,60
1,68
1,76
1,85
1,94
2,04
2,19
2,34
2,52
2,73
2,92
3,11
3,31
3,55
3,82
3,98
4,16
4,53
4,94
5,40
5,88
6,40
6,98
7,61
8,31
9,04
9,76
9,91
10.63
11,45
12,31
13,02
0°
1,83
1,89
1,98
2,07
2,18
2,32
2,46
2,61
2,78
2,96
3,16
3,37
3,59
3,82
4,04
4,28
4,54
4,90
5,33
5,60
5,92
6,54
7,19
7,91
8.70
9,60
10,54
11,53
12,58
13,68
14,81
15,00
16,00
17,13
18,21
19,13
-10°
4,65
4,90
5,19
5,53
5,90
6,35
6,89
7,52
8,18
8,54
9,04
9,94
11,06
12,37
13,69
15,20
16,98
18,94
21,11
23,35
25,54
26,04
27,80
-15°
7,14
7,54
7,99:
8,52
9,23
10,08
10,57
11,22
12,43
13,84
15,75
17,84
22,09
22,40
24,74
27,20
29,85
32,15
32,83
-
гг-сек
м'^
—20°
9,30
9,90
10,61
11,51
12,60
13,19
13,93 '
15,48
17,30
19,47
22,03
25,15
~
-
-25°
12,74
14,20
15,80
16,59
17,60
19,75
22,46
26,50
-
-
-30°
19,1
20,3
21,7
-
—
Теплопроводность
' м час°С
0°
0,487
0,484
0,481
0,478
0,475
0,472
0,469
0.466
0.464
0,462
0,460
0,457
0,455
0,453
0,451
0,448
0,446
0,444
0,442
0,441
0,440
0,437
0,435
0,433
0,430
0,428
0,426
0,423
0,421
0,419
0,417
0,417
0,415
0,413
0,411
-10°
0,448
0,445
0,442
0,439
0,438
0,436
0,433
0,430
0,428
0,427
0,426
0,423
0,421
0,419
0,417
0,415
0,413
0,411
0,409
0,407
0,404
0,404
0,402
-20°
0,423
0,421
0,418
0,415
0,413
0,412
0,411
0,409
0,407
0,405
0,403
-
—
1
-30°
0,397
0,396
0,395
-
1
* Увтектическая точка.
с температурами замерзания —96,7 и
—111°С.
В табл. 1, 2 и 3 приведены физические
свойства водных растворов NaCl, MgCL и
СаС12 [1]. Значения коэффициентов
теплопроводности взяты по Риделю [2]. В табл. 4
дан удельный вес растворов NaCl и СаС12.
Изменение теплоемкости растворов с{
по температуре определяется следующими
уравнениями [1,3]:
NaCl(B пределах—20°^ t ^ +30° и 1,01^
ct == с0 + 0',00025 ккал/кг °С;

X *ня 'ниньоавсГпэ •tfonoifHittrag ^
- СО СО DC н* О)
СО »t> OS "О CD О •-
МММ!!
*а и». ОС СО СО i> СЛ
o^c^^co^^oosos
О О О О О О О О О
OSOSOSOSOSOSOSOSOS
О >-а на. [о Ю СО СО н>- СП
1>С05^^1СОСССЛ^
СГЭ СП СП СЛ ,!>¦ Ц>- *- СО^О
О^Т> С^Ъо~Си1о CO~--J
CnH^O'CDCDH^Co-^jH^
ОО—З^ОЭОЗСнСПи^Л*
н* О СО ОО ОО <1 C3i О ОЗ
! ! То "о CO"cD olo СП
ОО 00 ^. 05 00 С" •-*¦
I I I ~*> со"сооЪоЪо
ОО СС tfr- "-*¦ *- СЛ
11,1 ГЯ^ЯЯ»
I I I I *-. Сп СО Сп tO
со го to ^
I I I м ????
о оо оо
| | I I I \ZC{
ооооооооо
^ЮОСОО^наСОСССО
ооооооо
1 ' со со со со >о *~ *-
OS -<! ОО CD О ГС СО
I Г
о ооо о
о оо
I м м I ЬЬЬ
~JOOCO
оо
I I! I М I >й
66 CD
I I М м М i
^^споэ^-^осоососососооооооо-^^оъслсл^со^сооооэелсо^
I I II М II I II II II I , , , , , , , , , , , ,
С" Л- СО СО СО СО tO ГС СО >-*• 1-»- на. на. на. на. I— | ! I I I I I | ! | I I
О JCO ОО rf> н*. OOpi СО м. СО -<1 СЯ >С~ СО
>a. OS OS 051о СО <1 СО СО tO V ^<1 be "-J
>¦ с соро <ip ел *> со со tc и- н>-о с
*Ъс^^^ H*.to^^o*-ootooso
ооооооо о ооо оооооооооооооооо она
OS OS OS OS OS OS -О ^^<|'<|*<1^^^<100 00 03С«ОООЗОООЮСОсООО
Oi0>^vJ00CDOOH-[0W*«C"^00©OtOC0CT4JH0CD^C0C;i03u0O
00rf.^bAQ0cnt0O00^J^J-^J^100Ot0a<00C00Si-A03C0CDCnC0O000SC0
5050JO CCJN5 COJ45JN0 CO.{O^^ha.^j-.^n*. h*.^ h* h*-^ и-ь^и. ha. на. н*. и. ha. ha
^^ооооэ'ся^Ьо^о^оо^зЪаЪ'Ъ^^Т>ЪэоэссЬо^^^ 00 00
<ioococ»coo<ioi*«i^ii>it-OiOotooioaico>tA«j1j>H.cD<ia'1t-
tt- CO CO CO CO CO JO COCOCOCOCOCOCOb
5я Я JP" JP* C** Jp* 5° 5° 5° 5е 5° 5° t0 ^J0 Ь2СОСОСС10СОСОСОСОьа.ь^на.на.на.
oscocDOscoHAOooscnco »-»¦ о~соЪо"-<| os"cn "lo "со То со "fa- о о "со "со ооЬоЪо
OCOOHA.j-.ocOcOt-A^oOCnCOCOi-Ai-^cOCO,* ]CCC4tOO;OvljMA
00^0 »J<IOiO)OiCnCnO')C>iu«4Sj>ht.*«
о ha. os со 00 со о -jto'H^. со'-^ЪэТа-'со'н.
300<ltOi^CO*»COCO<l*-0500iOiii
haocOCOOOOO"<1"^J—JOSCSOS
obboboVcoosVb I I I I M II M M M I I I
О 00 CO (P» CO CD О (С- CO Co н>- ~-J
iC~ CO CO ha r—> r-: CD CO OO
obb«S?S^"i11111111111111 и 111
OSh>00CD^JCDOSiX>0o
-J СП ООО OS О О
II II I II I II II II II II II I II I
oooop0000000000000000000000 00
cncncncnososososasosososo-^i^i^J^i^a^i^i^j-^ioooooooooooooo
*«Oi4COONiWiC<0-'03-JOOX)CiAtOW*>OTJOOCDCH^tCCOiS>05'J
оооооооооооооооо
,C- rf^T>'Ip~'i~'»>«'tp~'i>-~H>- *- >?> *» tP> tt- 4> *> I I I I I
4^-CnOS~JiOOCOOHACCC04>cnOS-<IOOCD
I II II II I
ооооооооо
tebloVtoK^b I 1 m m 1 1 ! 1 1 1 1 m 11 m
со ^ ёя o5 ^ do to с >a
00000
>¦a С С CO J?- СЛ
I II I I I I I I I. I II I I I! M
Ь Ь ! I M I II II • II M II I I II M II II I
I II II II II I II II II I I I I II I II I I I
•->» °
оси О
о t)
ё * og
Ии^йз
и а
о а а
Н № гт>
i
со
Вэ
= 2 ь-1
«5^
-Sg
оЖ &
а
ргтгя.т. иппттптгття.т.

98
ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
Т а б лица 4

Содержание соли
в
растворе, %
10
11
12
14
15
16
17
18
19
20
21
23
24
25
-}-15
1,075
1,082
1.089
1,098
1,103
1,111
1,119
1,127
1,134
1,141
1,151
1,160
1,168
1,174
1,184
1,193
Удельный вес
растворов х;
Температура рассола, °С
±0 —5 j
— 10
хлористый натри
1,078
1.086
1,093
1,101
1.108
1,116
1,124
1,133
1,141
1,147
1,158
1,165
1.174
1,181
1,191
1,199
1,079
1,087
1,095
1,102
1,110
1,117
1,125
1,134
1.142
1,148
1,160
1,168
1.176
1,183
1,194
1,202
_
__
—
—
—
1,119
1,125
1,135
1,144
1,149
1.162
1,169
1,178
1,185
1,196
1,204
-15 |
й
_
—
—
—
—
—
—
—
—
1,151
1,163
1,171
1,180
1,187
1,198
гористого натрия
—20
_
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1,188
—

Содержание СОЛИ |
в
растворе, %
15
16
17
18
19
! 20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
и хлористого
кальция
Температура
+ 15 | ±0
-ю j
рассола, °С j
-20
—30 | —40
хлористый кальций
1,132
1,142
1,151
1,161
1,171
1,181
1.191
1,201
1,211
1.222
1,232
1,243
1,252
1.264
1,275
1.286
1.137
1,147
1,157
1,167
1,177
1,187
1.197
1.207
1,218
1,228
1,239
1.250
1,261
1,272
1,283
1,294
1,140
1,150
1,160
1,170
1,180
1,190
1,201
1,211
1,222
1,233
; 1.244
1 1.254
1,266
1,277
1,288
1.298
—
—
—
—
—
1,205
1,215
1.226
1,237
1,248
1,259
1.270
1,282
1,293
1,304
—
—
_
—
—
—
—
—
—
—
1,263
1,275
1 1,287
1,298
1,310
—
—
—
— J
— 1
— J
— J
—
— 1
—
—
— 1
—
1,303
1,315 1
Таблица 5
Физические свойства водных растворов этиленгликоля
(
2*
S м
^ п о
<и 9 w
а к н
«so
« Ч «
о со ад
?? -О
о Ко
о ч^
К
а
я
со
а
??
со !
СЙ
Теплоемкость с,
ккал
кг°С
т-501
+20°|
±0°
-10е
-20е
ВЯЗКОСТЬ Ч]
кг сек
104,
-50'
+20(
+ Ю°
-10е
-20 е
Теплопроводность X,
ккал
м час°С
+50<
+20'
±0°
-10е
-20'
1,005
1.010
1,015
1.020
1.025
1,030
1,035
1,040
1,045
1,050
1,055
1.060
4,6
8.4
12,2
16,0
19,8
23,6
27,4
31,2
35,0
38,8
42,6
46,4
— 4
—5
-7
-10
-13
-15
-17
-21
—26
—29
-33
0,99
0.98
0,97
0,96
0,95
0.94
0,92
0.91
0,89
0.88
0,86
0,84
0,99
0,97
0,96
0,94
0,93
0.92
0,90
0.89
0,87
0,85
0,83
0,81
0,98
0,97
0.95
0.93
0.92
0.90
0,89
0.87
0,85
0,84
0,82
0,80
—
—
—
—
0,90
0,88
0,87
0,85
0,83
0,81
0,79
—
—
—
—
—
—
—
—
0,82
0.80
0,78
0,6
0,7
0,7
0,8
0,8
0.9
0,9
1,0
1.1
1,2
1,4
1,6
U
1 2
м
1,5
1,7
1,8
2,0
2,2
2,5
2,8
3,0
3,5
1,4
1,6
1,9
2.1
2,3
2.6
2.8
3.1
3,5
3,8
4,1
4,7
2,0
2,3
2,6
2,9
3.2
3,6
4.0
4.5
5,0
5.7
6,3
7,0
14,5
16,4
18,5
0.53
0,51
0,50
0,48
0,47
0,45
0,44
0,43
0,41
0.40
0,38
0.37
0,50
0,49
0,47
0,46
0,45
0,43
0,42
0,41
0,40
0,39
0,38 !
0,37
0,48
0,47
0,46
0,44
0,43
0,42
0,41
0,40
0,40
0.39
0,38
0,37
0,42
0,41
0,40
0,39
0,39
0,38
0,37
0,39
0.38
0,37
на стальные трубы. Значительно менее
корродирующим является химически
чистый хлористый кальций.
Корродирующие действия растворов
можно снизить путем поддержания рН на уровне
7—8,5. Для этого применяют евежегаше-
ную известь — в кислых растворах и
углекислый газ — в сильно щелочных [4].
Этиленгликоль является бесцветной и
не обладающей запахом жидкостью,
температура кипения при атмосферном давлении
197,2°; при 20° давление его около 0,12 мм
рт. ст. [5]. Водные растворы этиленгликоля
имеют следующие температуры замерзания
[5]:
Этиленгликоль
(в объемных «/о) . . . 0
Начало замерзания, °С 0-
10 20 30 40
-3,7—8,9—16,0—25,5-
45
-31,1
Этиленгликоль
(в объемных о/0) 50 55 60 70
t замерзания —37,2—43,0—51,0—67,2
В табл. 5 даны физические свойства
водного раствора этиленгликоля [1].
Коррозия водными растворами
этиленгликоля может быть в значительной мере
снижена путем добавления нескольких
процентов триэтаноламинфосфата [5].
Коэффициент теплоотдачи (при течении
внутри трубы, числах Рейнольдса от 5000
до* 300000 и температурном диапазоне
40—120°С) составляет по отношению к воде
при содержании в объемных % [5]:
30 гликоля + 70 воды — 0,72
70 гликоля + 30 воды — 0,34.
Благодаря низкой температуре
замерзания и малой вязкости при низких темпе-

ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
9&
атурах фреон-30 может быть отнесен
к числу наиболее эффективных низкотем-
пературных теплоносителей [6].
Свойства фреона-30 — см. [6].
При температуре —40°С и скорости w =
^ 1 м/сек фреон-30 по сравнению с водным
тэаствором хлористого кальция
обеспечивает уменьшение теплопередающей
поверхности в ~3 раза [6].
фреон-11 используют в качестве
теплоносителя для температур от —90 до —101 °С
171. Физические и химические свойства
г_^1 — см. «Холодильные агенты».
Кроме жидких теплоносителей,
применяют также эвтектический лед,
образующий в криогидратной точке однородную
смесь льда и соли при низкой и постоянной
температуре плавления. Его использование
в некоторых случаях целесообразно в
сочетании с машинным охлаждением. Временный
избыток холодопроизводительности
обеспечивает возможность замораживания
раствора, а при повышенной тепловой
нагрузке холодильной установки
эвтектический лед за счет теплоты плавления
поддерживает требуемые температуры.
Помимо водных растворов хлористого
натрия, хлористого магния и хлористого
кальция в качестве эвтектиков применяют
и другие растворы.
Водный раствор пропиленгликоля
(СН2ОН. GHOH. СН3) используется для
непосредственного замораживания
пищевых продуктов. Этот раствор не обладает
запахом, не корродирует металлы и имеет
следующие температуры замерзания.
Гликоль, о/0 по объему 10 20 30 40 50 60
Начало
замерзания, °С . . . —3,3—7,2—12,8—20,8—32,2—52
Таблица 6
Удельный вес и теплопроводность водных
растворов пропиленгликоля

Наименование
Вес, кг /л

Теплопроводность,
\ккал/мчас°С


ратура, °С
20
0
—15
30
Гликоль, °/о по весу
20 | 30
1,0144
1,0197
0,457
1,0233
1,0337
0,425
40
ill
0,396
50 | 60
©со
ооо
0,367
1,0422
1,0567
1,0651
_|
4*

ТЕРМОДИНАМИКА РАСТВОРОВ
СВОЙСТВА
Состав раствора. Раствор образуется
смешением двух или нескольких чистых
веществ, называемых компонентами. Он
может находиться в трех агрегатных
состояниях: пар, жидкость, твердое тело.
Однородные части раствора, отделенные друг
от друга поверхностями соприкосновения,
называются фазами (жидкая, паровая).
Раствор, состоящий из двух
компонентов, называется бинарным, из трех — три-
нарным; независимо от числа
компонентов он может быть двух-, трех- или
многофазным. Система, химический состав и
физические свойства которой одинаковы во
всех частях, называется гомогенной, в
противном случае — гетерогенной. Сухой
воздух — гомогенная система, пересыщенный
влажный — гетерогенная.
Взаимная растворимость жидкостей
неодинакова и зависит от температуры. При
ограниченной растворимости жидкостей
образуется гетерогенная смесь двух
гомогенных растворов из одинаковых
компонентов, но разных составов. Зона несмесимости
соответствует составам, из которых не могут
быть получены гомогенные смеси. Никотин и
вода при любой температуре выше 208° и
ниже 61 ° могут смешиваться неограниченно,
а в интервале 61—208° — в определенных
пределах. Зона несмесимости двух веществ
ограничена верхней или нижней
предельными температурами [1, 2].
Состав каждой фазы определяется
концентрацией. Существуют различные способы
для выражения концентрации: по весу М,
числу молей — или объему V. Соотношения
между концентрациями, выраженными
различными способами, приведены в табл. 1.
Сумма весовых (?) и мольных (z)
концентраций всех компонентов в растворе равна
единице.
РАСТВОРОВ
Для бинарного раствора:
6i + 5i = l, A)
zl+z2 = l.f (la)
Давление паров над раствором. Давление
насыщенного пара растворителя над
раствором всегда меньше, чем над чистым
растворителем. С увеличением концентрации
растворенного вещества понижается
давление р! его паров над раствором.
Относительное понижение давления
насыщенного пара растворителя над раствором
равно мольной концентрации вещества
в растворе:
Pl -*• B)
Этот закон установил Рауль
эмпирическим путем.
Закон Рауля формулируется и так:
парциальные давления пара
растворенных веществ над раствором равны упруго-
стям чистых веществ при данной
температуре, помноженным на соответствующие
мольные концентрации компонентов
Pi=pW ¦ Bа)
Замена величины р'{ упругости чистого
пара постоянной К дает выражение
закона Генри, который был найден
опытным путем
Л=**ь C)
К — есть функция температуры и
давления.
Закон Рауля определяет давление паров
растворителя, а закон Генри —
растворенного компонента над раствором. При
высоких давлениях необходимо учитывать
зависимость коэффициента Генри от
давления. Для расчета растворимости газа при

СВОЙСТВА РАСТВОРОВ
101
Таблица 1
Г'*^-^7" • Получим
дано ^^-^^
Мг
mi
^"М! М3
| mt m2
Мг
М2
мх
mi
m2
Соотношение между концентрациями
5
Е
z
^LA_z) + 2
m2
X
1+х
ф
-^+ф
mj ' т
z
i
7Пз
Z
X
mx .
h x
ma
Ф
1 + Ф
X
e
l -e
mx z
m2 1 — z
ЭС
^1ф
ms
ф 1
mi E
m2 1-Е
z
1 —z |
ma
m-i
Ф
высоких давлениях пользуются уравнением Рауля, растворы разделяются на положи-
Кричевского-Казарновского [2]. тельные и отрицательные (рис. 2). У неко-
При совместном рассмотрении законов торых растворов знак отклонения изменя-
Рауля и Дальтона [3] р
р = Р1+Рш = № + р! A - *')• D)
Концентрация жидкости определяется
через давление смеси и чистых компонентов
в насыщенном состоянии при температуре
раствора:
д,__ P — Pi /5v
Z-Pl-Pt' E)
Растворы, подчиняющиеся закону
Рауля, называются идеальными.
Закон Рауля дает линейную зависимость
общего и парциальных давлений от моль-
Гис. 1. Зависимость давлений
общего р и парциальных рх и
р2 от мольной концентрации
ной концентрации раствора (рис. 1).
Растворы бензол—толуол, метиловый спирт —
этиловый спирт по своим свойствам близки
к идеальным.
По величине отклонения давления от
вычисленного, в соответствии с законом
О 1
Рис. 2. Зависимость давлений общего р и
парциальных рг и ра от мольной
концентрации для растворов: a — с
отрицательным отклонением; б — с положительным
отклонением

102
ТЕРМОДИНАМ ИКА РАСТВОРОВ
ется в зависимости от концентрации.
Положительное отклонение дает, например,
этиловый спирт — вода, ацетон —
сероуглерод [4].
Можно считать, что
p,=pl-z\. F)
Для растворов с отрицательным
отклонением v >> 1, а с положительным v < 1.
Знак отклонения связан со свойствами
раствора. Положительный знак обычно
имеют растворы, при образовании которых
из чистых компонентов наблюдается
поглощение тепла извне и уменьшение объема;
при отрицательном знаке тепло выделяется.
Упругости паров над растворами солей
хлористого натрия и кальция приведены
в табл. 2, 3.
Таблица 2
Удельный
вес при
-г 15 °С
1,00
1,01
1,02
1,03
1,04
1.05
1,06
1,07
1,08
1,09
1,10
1 1,11
1,12
1 1,13
1,14
1,15
1,16
1,17
6
7,01
6,94
6,88
6,82
6,76
6,69
6,62
6,56
6,48
6,41
6,34
6,26
6,17
6,09
6,00
5,91
5,82
5,71
4
6,10
6,04
5,99
5,94
5,89
5,82
5,76
5,70
5,64
5,58
5,52
5,45
5,37
5,30
5,22
5,14
5,06
4,97
Упругость паров над растворами NaCl в
2
5,29
5,24
5,20
5,15
5,10
5,05
5,00
4,95
4,89
4,83
4,78
4,72
4,66
4,60
4,53
4,46
4,39
4,30 |
мм рт
Упругость паров при температуре,
0
4,58
4,54
4,50
4,46
4,42
4,37
4,33
4,28
4,23
4,19
4,14
4,09
4,03
3,98
3,92
3,86
3,80
3,73
-2
3,88
3,84
3,81
3,77
3,74
3,70
3,65
3,61
3,57
3,54
3,48
3,43
3,38
3,33
3,28
3,22
— 4
3,28
3,25
3,22
3,18
3,15
3,11
3,08
3,04
3,00
2,96
2,91
2,87
2,82
2,77
-6
2,76
2,71
2,68
2,65
2,61
2,58
2,54
2,51
2,47
2,43
2,38
- 8
2,32
2,29
2,27
2.24
2,21
2,18
2,15
2,11
2,08
2,04
-10
1,95
1,94
1,91
1,89
1,86
1,83
1,81
1,77
1,74
ст.
°С
-12
1,63
1,61
1,59
1,56
1,54
1,52
1,49
-14
1,36
1,35
1,33
1,31
1,29
1,26
-16
1,13
1,13
1,11
1,09
1,07
- 18
0,94
0,92
0,90
— 20
0,77
0,76
Таблица 3
Удельный
вес при
+ 15 °С
1,00
1,01
1,02
1,03
1,04
1,05
1,06
1,07
1,08
1,09
1,11
1,12
1,13
1,14
1,15
U6
1,17
1,18
1,19
1,20
1,21
1,22
1,23
I 1,24
1,25
1,26
6
7,01
6,97
6,93
6,90
6,86
6,81
6,76
6,71
6,66
6,60
6,56
6,41
6,36
6,28
6,20
6,13
6,03
5,93
5,83
5,71
5,59
5,47
5,30
5,15
4,98
4,77
Упругость паров над растворами СаС12 в .
4
6,10
6,07
6,03
6,00
5,96
5,92
5,88
5,84
5,79
5,74
5,70
5,58
5,53
5,46
5,40
5,33
5,25
5,16
5,07
4,97
4,87
4,76
4,61
4,48
4,33
4,14
2
5,29
5,26
5,23
5,20
5,17
5,13
5,10
5,06
5,02
4,98
4,95
4,84
4,80
4,74
4,68
4,62
4,55
4,47
4,40
4,31
4,22
4,12
4,00
3,88
3,75
3,59
мм рт.
Упругость паров при температуре
0
1 4,58
4,56
4,53
4,50
4,48
4,45
4,42
4,38
4,35
4,31
4,28
4,19
4,15
4,10
4,05
4,00
3,94
3,87
3,81
3,73
3,65
3,57
3,46
3,36
3,25
3,11
— 2
3,88
3,86
3,83
3,81
3,78
3,75
3,72
3,69
3,61
3,58
3,54
3,49
3,45
3,40
3,34
3,29
3,22
3,15
3,08
2,99
2,90
2,80
2,68
— 4
3,28
3,26
3,23
3,21
3,18
3,11
3,09
3,05
3,01
2,97
2,93 |
2,88
2,83
2,77
2,72
2,65
2,57
2,50
2,42
2,31
— 6
2,76
2,76
2,74
2,68
2,65
2,62
2,59
2,56
2,52
2,48
2,44
2,39
2,34
2,28 |
2,21 1
2,15
2,08
1,99
1
— 8
2,32
2,29
2,27
2,25
2,22
2,19
2,16
2,12
2,09
2,04
2,00
1,95
1,90
1,84
1,78
1,70
— 10
1,95
1,94
1,92
1,90
1,87
1,84
1,81
1,78
1,75
1,71
1,67
1,62
1,57
1,52 1
'1,46
ст.
°С
-12
1,63
1,62
1,60
1,57
1,54
1,52
1,49
1,46
1,42
1,38
1,34
1,29
1,24
- 14
1,36
1,35
1,33
1,31
1,29
1,26
1,24
1,21
1,17 |
1,14
1,10
1,05 !
-16
1,13
1,11
1,09
1,07
1,05
1,03
1,00
0,97
0,93
0,89
-18
0,94
0,92
0,01
0,89
0,87
0,85
0,82
0,79
0,75
— 20
0,77
0,76
0,75
0,73
0,71
0,69
0,65
0,63

СВОЙСТВА РАСТВОРОВ
103
Температура
Температура замерзания. Водные раст-
оры различных веществ замерзают при
более низкой температуре, чем чистая вода.
Кристаллы растворителя находятся в
равновесии с раствором при равенстве давления
пара над кристаллами и раствором. Темпе-
патУРа> соответствующая этому равновесию,
называется температурой замерзания
раствора Так как давление
пара над раствором ниже
давления чистого
компонента при той же
температуре (закон Рауля), то
температура замерзания
раствора ниже, чем
чистого компонента при
том же давлении.
В разбавленных
растворах, если не
происходит электролитической
диссоциации, понижение
Дг температуры
замерзания пропорционально * Подробнее см.
с — концентрации растворенного вещества
В качестве незамерзающих охлаждающих
жидкостей, называемых антифризами,
применяют водные растворы этиленгликоля,
глицерина и этилового спирта. Антифризы
используются для охлаждения моторов
автомашин, самолетов, а также в
противопожарной технике. В табл. 5 приведены
температуры замерзания антифризов.
Таблица 5
замерзания водных растворов антифризов t3
Глицерин
% по весу
1 t3t °С
Этиловый
спирт
% по весу
% по весу
t3, °с
Этиле и гли кол ь *
1 % по весу
t3, °С
10
- 1,6
11,3
- 5,0
29,9
-18,9
12,5
- 3,9
20
-— 5
18,8
- 9,4
33,8
-23,6
17,0
— 6,7
30
- 9,5
20,3
-10,6
39
-28,7
25,0
-12,2
40
-15,4
22,1
—12,2
46,3
-33,9
32,5
-17,8
50
-23,0
24 2
-14
56,1
-41,0
38,5
-23,3
60
-34,7
26.7
-16,0
71.9
—51,3
44,0
—28,9
70
-38,9
49,0
-34,4
80
-20,3
52,5
-40,4
М3=Ккр . с,
G)
с — выражено в молях на 1000 г раствора,
Кпр — мольное понижение температуры
растворителя или криоскопической
постоянной раствора.
Величина Ккр характерна для данного
раствора и не зависит от природы
растворенного вещества. ККр может быть
рассчитана по формуле
(8)
К
пр '
1000 А
где R — газовая постоянная;
Т — абсолютная температура
замерзания чистого растворителя;
А — теплота плавления, кал1г.
Криоскопические постоянные некоторых
веществ приведены в табл. 4 [5].
на стр. 98.
Температура кипения. Температура
кипения раствора нелетучего вещества в
летучем растворителе выше температуры
кипения чистого растворителя при том же
давлении.
Повышение температуры кипения А г
разбавленных растворов, если в них не
происходит электролитической
диссоциации, пропорциально мольной концентрации
растворенного вещества
А*„
Кп
z,
(9)
где КЯ1
х.эб — мольное повышение
температуры кипения растворителя или эбулиоско-
пическая постоянная растворителя. Кэ5 не
зависит от природы растворенного вещества.
В табл. 4 приведены эбулиоскопические
постоянные некоторых растворителей, а в
табл. 6 — температуры кипения
насыщенных растворов некоторых солей.
Таблица 4
Криоскопические и эбулиоскопические постоянные
Растворитель
Четыреххло-
ристый
углерод , *. .
Уксусная
кислота . .

Температура
замерзания,
°С
±0
— 23
16,65
Ккр
1,85
29,8
3,9

Температура кипения,
0 С при
р = 760 мм
рт. ст.
100
76,7
118,4
кэб
0,516
5,30
3,10
Ь холодильной технике для получения
более низкой температуры замерзания
используют как теплоносители растворы солей
в коде, называемые рассолами [5, 6, 7, 8].
Таблица 6
Максимальные температуры кипения водных
растворов солей
А
Ва (N03J
СаС12
КС1
КС103
KN03
LiCl
NH4C1
(NH4JS04
NaC03
! NaCl
с
27,5
305
57,4
69,2
338,3
151
87,1
115,3
51.2
40,7
'о
101,7
178
108,5
104,4
115
168
114,8
108,2
105
108,8
с — концентрация вещества А в
насыщенном растворе при температуре t (в
граммах на 100 г воды);

104
ТЕРМОДИНАМИКА РАСТВОРОВ
t0 — температура кипения насыщенного
раствора (в °С при давлении 760 мм
рт. ст.).
Концентрация пара. Содержание
компонентов в паре в общем случае отличается
от их содержания в жидкости. Для
идеальных газов отношение парциальных
давлений рг и т?2 равно отношению молярных
концентраций
Pl - % • (Ю)
в
соответствии с законом Рауля,
z'[ р\ • z[
.0 . -,'
¦~ 
Pi
р\ ¦ *[ + pi A - О
Ро ¦ z'i + />id — zl)
A0а)
A1)
(Ha)
ккап
кг
10
0
-10
-го
-30
-40
-so
-60
Н20
\
\
1
щ\
Теплота растворения. Тепловой эффект
или теплота д растворения определяется
в зависимости от состояния компонентов
до смешения. Если принять, что давление
Pi,- р2 и температура tt, t2 компонентов до
растворения соответственно равны
давлению р и температуре t раствора после их
смешения, то теплота растворения
определится как разность энтальпий i раствора
и компонентов г, и г2 перед смешением.
В идеальном растворе теплота растворения
равна нулю [И, 12, 13].
д = ?-[5.?1+A-6)
Теплота д растворения, отнесенная
к 1 кг раствора, называется интегральной.
Дифференциальная теплота растворения
д}, д2 компонента — количество тепла,
выделенное или поглощенное при
растворении 1 кг чистого компонента в бесконечно
большом количестве раствора при
постоянной температуре.
Ы
A2)
Я
кквл_
0,1 0,2 0^ 0,4 0,5 0,6 0JL
а)
Рис. 3. Теплота растворения: а •
0,9 1,0 ?-
кг
кг
2
0
-2
-//
-6
"8
-10
-1?
-14 I
H2L
1
~Т~
&о;
xf
\j.
¦0
пГ
V
'сгн5он->
0,1 0,2-0,3 0Л 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1/)^
кг
б)
аммиака в воде при температуре 50°; б — этилового
спирта в воде
Законы идеальных растворов позволяют
установить зависимость между
концентрациями жидкой z и паровой z" фаз
раствора в состоянии равновесия.
Закону Рауля в действительности
полностью не подчиняется ни одно
вещество.
Хорошие результаты получены при
использовании для расчетов специальной
функции — летучести (фугативность),
предложенной американским ученым Льюисом.
Подставив величину летучести вместо
давления, можно пользоваться в
изотермическом процессе при расчетах реальных
веществ уравнениями идеальных газов. В
растворе летучесть каждого компонента
пропорциональна его мольной доле [9, 10].
Для реальных растворов конечных
составов в равновесных состояниях можно
пользоваться уравнениями идеальных
растворов при замене в них концентрации на
летучесть.
Если тепло в процессе смешения
поглощается, то теплота растворения имеет
положительный знак, при выделении —
отрицательный. При смешении воды, например,
с аммиаком или бромистым литием
выделяется тепло. Для этих растворов энтальпия
? = #!-]-A — g) ia — q. A3)
Теплота растворения является функцией
температуры и концентрации (рис. 3).
Между интегральной и
дифференциальной теплотой растворения существует
зависимость
g = 5gr1+(l— g) • rj2. A2a)
Введя дифференциальные изменения
энтальпии растворения и обозначив /, = (, —
— Яг и J2 — г2 — #2> получим выражение
энтальпии раствора
1 = 5! +A— 5)/2. A3а)
Энтальпию выражают в ккал/кг и
ккал/моль.

СВОЙСТВА РАСТВОРОВ
105
Теплоемкость раствора при постоянном
давлении определяется производной
e'e(!L- A4)
Если теплоемкости компонентов до
смешения, при одинаковых с раствором
давлениях и температуре, равны с, и с2, то
теплоемкость раствора
С/, = &!1 + A_Е).С1_(*?)лб. A4а)
Критическая область раствора.
Процессы паровой и жидкой фаз раствора могут
быть представлены в с, р-диаг-
рамме(рис. 4). При достижении
критического состояния
компонентом 2 кривые равновесных
жидкости и пара смещаются
влево, а после критического
состояния компонента 1
исчезают. В точке Сл
промежуточной области между критиче
скими состояниями чистых
веществ кривые кипения и
конденсации соединяются, и
паровая и жидкая фазы имеют
одинаковый состав. Точка Сч
является критической точкой.
Линия, огибающая
критические состояния при разных
температурах, называется
критической кривой. Повышение
температуры в растворе при постоянном
давлении приводит к расслоению жидкой
и паровой фаз, а в однокомпонентном
A) (г)
Рис. 4. Критическая область
раствора в ?, р-диаграмме
теле — к надкритическому состоянию.
Критические состояния раствора образуют
область, так как каждой концентрации
соответствует свое значение критической
температуры и давления.
Смеси с минимальными и максимальными
температурами кипения. Известны
растворы, в которых температуры конденсации
и кипения больше или меньше их
граничных значений для чистых кохмпонентов.
Линии изменения температуры для
некоторых растворов могут иметь минимум
(например, раствор этиловый спирт —
вода) или максимум (раствор ацетон —
хлороформ (рис. 5) и т. д. В точках
минимума или максимума концентрации
жидкости и пара равны. Эти точки (А) называют
азеотропическими, или отличительными.
В азеотропической точке раствор кипит,
как простое вещество, так как состав фаз
не изменяется. Положение азеотропической
точки зависит от давления.
Плавление и замерзание растворов.
Характер процессов
кристаллообразования при замерзании зависит от степени
смешения компонентов в твердой фазе. В
растворах, применяемых в холодильной технике
в качестве теплоносителей или эвтектиков,
кристаллы компонентов практически не-
смесимы, и зона несмесимости твердой фазы
распространяется почти до обеих осей
ординат. При замерзании таких растворов
выпадают кристаллы чистого вещества 1
или 2 и только в эвтектической точке
образуются кристаллы обоих веществ.
Диаграмма ;, i для такого раствора
(рис. 6) имеет две равновесные кривые
А — Е и В — Е, пересекающиеся в
эвтектической точке Е. Точка А соответствует
жидкому состоянию, отрезок А — а
выражает теплоту гд замерзания воды;
отрезок В — Ъ — теплоту ду2
кристаллизации соли. Изотерма, соответствующая
температуре 0°, проходит через точки а — А —
F—с.
Заштрихованный треугольник С—Е—D
представляет область постоянной
температуры tE. Точка Е — эвтектик в жидком со-
t
t,
1
^f\^r !
Х\ i
pv-const
a)
6)
Рис. 5. Кривые равновесных жидкости и пара растворов: а — с
температурным минимумом; б — с температурным максимумом

106
ТЕРМОДИНАМИКА РАСТВОРОВ
стоянии, а Е' — в твердом; отрезок Е—Е'
определяет теплоту замерзания эвтектика.
На линии С—Е'—D все точки характеризу-
Рис. 6. Диаграмма-^, г с эвтектической
точкой для области плавления
ют твердое состояние. Изотермы в области
жидкости ограничены линией А—Е—В.
Область А—Е—С — смеси твердой и
жидкой фазы чистого льда, а В—Е—D — чистой
Да
.ккап
кг,
1 г' —''
5
ИзО;
Ш.
и
О 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 ?
Рис. 7. Зависимость низшей
температуры раствора СаС1а • 6Н20 и
воды (при 0°) от концентрации ?
соли. В границах существования твердой
и жидкой фаз (А—Е—С и В—E—D)
изотермы являются прямыми линиями. При
смешении льда и соли при 0° в зависимости
1С
-20
-40
-СП
\
N
V
\
/
7
/1
г \
02 ОЛ Q6 0,8 Ц
Рис. 8. Зависимость изменения
охлаждающей способности смеси воды
и СаС1а . 6Н20 при различных
температурах охлаждающего тела от
концентрации ?
от концентрации компонентов образуется
смесь (точка 1 или 2). При плавлении эта
смесь может нагреваться до температуры
tQ охлаждаемого тела. Однако при более
низкой концентрации соли (точка 1)
количество тепла, отнятого от охлаждаемого
тела, будет большим (процесс 1—Г), чем
при более высокой концентрации (процесс
2—2'). Для каждого значения температуры
имеется оптимальный состав смеси с
максимальной охлаждающей способностью
(рис. 7, 8).
Химические соединения возможны
в виде кристаллов смеси. В растворе
Q2 0А 0,6 0,8 ?¦§
Рис. 9. Диаграмма
плавления для раствора Н20—СаС13
эти кристаллы существуют устойчиво только
в определенной ограниченной области.
Хлористый кальций (СаС12) образует с
водой следующие кристаллогидраты: СаС12 •
• 1 Н20; СаС12 • 2Н20; СаС1а -4Н20; СаС12-
• 6Н20. Образование гидратов из чистых
компонентов сопровождается тепловым
эффектом. При получении 1 кг СаС12 . 6Н20
тепловой эффект равен 99 ккал/кг. Кривая
замерзания такого раствора в диаграмме
?, t состоит из ветвей а, р, у...8 (рис. 9);
при этом каждой ветви кривой
соответствует осадок твердой фазы (гидрат соли)
определенного состава ф — СаС12 . 6Н20,
для y — СаС12 • 4Н20). В зависимости

СВОЙСТВА РАСТВОРОВ
107
0т характера раствора строится и его
диаграмма концентрация — энтальпия
(рис. Ю).
Поглощение твердым телом
газообразной фазы. Поглощение твердыми телами
паров некоторых веществ имеет
особенности. 1 моль СаС12 поглощает 1, 2, 4, 8
молей NH3, образуя соответствующие
аммиакаты. Если процесс протекает при
постоянной температуре, то давление не
изменяется до тех пор, пока хлористый
кальций не поглотит соответствующую
порцию аммиака, после чего происходит
скачкообразное повышение давления до
величины, соответствующей этому аммиакату
(рис. 11). При распаде от нагревания
аммиак из соединения СаС12 . 8NH3 под
определенным давлением отгоняется до
полного перехода в СаС12 . 4NH3; при
дальнейшей отгонке аммиака повышают
температуру до величины, необходимой для
преобразования в соединение СаСЦ . 2NH3.
Для каждого соединения СаС12 . 8HN3,
СаС12 . 4NH3 и других существует своя
зависимость давления р от
температуры. К. Линге [14] исследовал эти
соединения и получил следующие зависимости
Р = ? G).
i ккал/кг
О OJ Q2 0,3 0,4- 0,5 0,6 а? 0,8 0,9 ?кг/хе
Рис. 10. Диаграмхма ?, г для раствора 1120—СаС13

108
ТЕРМОДИНАМИКА РАСТВОРОВ
t=18"
Р=12,62ата
P=8J2ama
t=3i
•>«
I
t=18°
при 32V
при 18Х
t-32
•
t=18°
С' 1 2 3 4 5 6 7 в ф
Рис. И. Изотермы аммиаката хлористого
кальция: ф — концентрация в молях NH3 на моль
СаС12
Термодинамические потенциалы.
Введение понятия о термодинамических
потенциалах позволяет сформулировать условия
термодинамического равновесия.
Термодинамическими потенциалами называются
функции, изменения которых при заданных
условиях равны нулю. Физическая сущность
термодинамических потенциалов вытекает
из закона сохранения энергии.
В зависимости от термодинамических
параметров системы, которые можно в
данных условиях считать независимыми
переменными, определяют функцию,
являющуюся термодинамическим потенциалом. При
независимых переменных Т и V
термодинамическим потенциалом является
свободная энергия
F = U — ST, A6)
U — внутренняя энергия,
? —г энтропия.
При независимых переменных Тир
термодинамическим потенциалом является
так называемый изобарный потенциал Ф
Ф = 7 — ST, A7)
/ — энтальпия.
Энтальпия / является
термодинамическим потенциалом при переменных р и S
I=U + APV. A8)
Совместное выражение первого и второго
законов термодинамики дает
TdS = dU -\-ApdV. A9)
F, Ф и I являются соответственно
функциями ГиУ, Т и р и S к р, а следовательно,
при постоянстве этих независимых
параметров любые изменения этих функций
(F, Ф, /) равны нулю.
Для СаС1а . 8NH3
lg/> = 17,25336- 2^А-2,Ъ\ЕТ; A5)
для СаС12 . 4NH3
lg/> = 17,25750-—?2_ 2,5 lg T. A5a)
Аммиакаты хлористого кальция
применяют в абсорбционных холодильных
машинах периодического действия.
Используется также и другой твердый
поглотитель — силикагель Si02 с сернистым
ангидридом S02.
В дифференциальной форме:
dF = dU — TdS — SdT =
= — ApdV — SdT; B0)
йф = dl — TdS — SdT =
= +AVdp —SdT; B1)
dI = dU + Avdp + ApdV =
= TdS -j- AVdp. B2)
При V и T ~ const свободная
энергия F также постоянна. Если р и Т =
= const, то постоянен изобарный потенциал
Ф; при S и р = const не изменяется
энтальпия /.
Постоянство термодинамического
потенциала обусловливает
термодинамическое равновесие.
Для раствора выражение
термодинамического потенциала должно быть дополнено
еще членами, характеризующими его
зависимость от масс компонентов, и
термодинамические потенциалы будут функциями не
только р и Т, V и Т или р и S, но и масс
компонентов М. Выражение для изобарного
потенциала Ф двухфазной двухкомпонент-
ной системы
Ф = /(Л Т, Mlf Мя). B3)
Частные произведения изобарного
потенциала по массам компонентов называют
удельными потенциалами:
(ш^т.ыГ^ B4>
(щ;)л т. *,-*•• B4а)
Для раствора:
dф = AVdp — SdT -f-
+ lxxdMt + {а2<Ш2. B5)
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОЕ РАВНОВЕСИЕ РАСТВОРОВ

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОЕ РАВНОВЕСИЕ РАСТВОРОВ
109
Условия равновесия. Для равновесия
двухфазной бинарной системы при
постоянных р и Т необходимо постоянство
изобарного потенциала Ф:
. d<p = 0 при dp = 0 и dT = 0.
Уравнение B5) обращается в нуль при
соблюдении равенств:
М-[=^Г; f*i = M-J- B6)
При постоянных давлении и температуре
условием терхмодинамического равновесия
системы является равенство удельных
изобарных потенциалов фаз. Этот вывод
сохраняет силу для систем с любым числом
компонентов и фаз.
Правило фаз. Определение числа
степеней свободы равновесной системы получило
название .правила фаз. Число уравнений п,
характеризующих систему в состоянии
равновесия, равно для каждого компонента
числу фаз р за вычетом единицы, тогда
при а компонентах
п =а (Р— 1).
Количество концентраций,
определяющих состав каждой фазы раствора, равно
числу компонентов без единицы. Число К
параметров, определяющих систему из а
компонентов и C фаз,
* = Р(а-1) + 2.
Число произвольно выбираемых
(независимых) параметров у, т. е. число степеней
свободы, равно разности величин п и К:
у=[Р(а_1) + 2]-а(Р-1) =
= а — р + 2. B7)
В бинарной двухфазной системе,
находящейся в состоянии равновесия, могут быть
произвольно выбраны два параметра.
Например, если задано давление, то произвольно
могут быть выбраны температура или
концентрация. Если при заданном давлении
температура выбрана, то концентрация
имеет определенное значение.
Уравнение Клапейрона-Клаузиуса.
Исходя из условий термодинамического
равновесия (d<5> = 0), применяя вытекающее
из него равенство удельных
термодинамических потенциалов фаз для каждого
компонента и опираясь только на первый и
второй законы термодинамики без каких-
либо допущений, получим для растворов
зависимость, называемую уравнением
Клапейрона-Клаузиуса. Обозначим
надстрочными индексами ' и " параметры жидкой
и паровой фаз для бинарной двухфазной
системы. Уравнение Клапейрона-Клаузиуса
-E"-e)(s?)p,r-rf;s=0- B8)
Можно • применить следующую
сокращенную запись:
Av = v" — V + (;" — ?) ~. B9)
AS' = ^ = s"-s> — (;»_?') J. B9a)
Тогда:
A-Av-dP — p dT —
-(?,-6')(??)р|т=а B8а)
Из правила фаз следует, что в состоянии
равновесия в бинарной двухфазной системе
только два параметра могут быть выбраны
произвольно, следовательно:
Г = ?(Л S) C0)
dT = ^dp+djdl i80a)
Решая уравнение B8а) относительно
dT и учитывая, что dT есть полный
дифференциал, из последнего выражения
следует:
дТ\ __AAvT
др/р, 5 ~~ Aq
* = ATAo[wt),x C1>
Последняя форма записи уравнения
Клапейрона-Клаузиуса соответствует его
виду для однокомпонентного (чистого)
вещества, однако величины для раствора имеют
более сложный характер.
Законы Д. II. Коновалова. Пользуясь
уравнением Клапейрона-Клаузиуса для
растворов, можно вывести теоретическим
путем два закона, открытых впервые
Д. П. Коноваловым.
Первый закон Д. П. Коновалова. При
постоянной температуре (dT — 0) уравнение
Клапейрона-Клаузиуса B8) дает следую-
„ dp
щее значение производной -~у для паровой
фазы:
в"—о' —E" -5') -^
Знаменатель последнего выражения
положительная величина, так как v" больше

110
Г ЕРМОЛИН АМИНА РАСТВОРОВ
dz>
вычитаемых величин. В состоянии
равновесия термодинамический потенциал имеет
минимальное значение и, следовательно,
>0. Если с увеличением концентрации
пара данного компонента давление
растет, то —• > 0 и тогда |" > ;'.
При постоянной температуре раствора
давление пара увеличивается с возрастанием
потенциала компонента, которого
содержится в большем количестве в паровой
фазе. Концентрация этого компонента в
паровой фазе больше, чем в жидкой, если его
прибавление увеличивает давление смеси.
Последнее утверждение носит название
первого закона Коновалова.
Второй закон Д. П. Коновалова.
Уравнение C2) может быть написано и для
жидкой фазы:
dp u *Чв?/Р.т
v"—v' — (Г — 5')
dv_
C3)
Если кривая давления пара,
выраженная как функция температуры, имеет мак-
dp Л т,
симум или минимум, то -~- = 0. Б состоя-
а%
с?2Ф
нии равновесия -т^~ = 0 и в этом случае
?"=;'; при равенстве ?" = ;' выражение C2)
дает также -~j, = 0. Таким образом, если
на кривой жидкости имеется максимум
или минимум, то и на кривой пара в той
же точке должен быть соответственно
максимум или минимум — второй закон
Коновалова.
Термодинамические свойства
водоаммиачного раствора. Термодинамические
функции водоаммиачного раствора
являются, с некоторыми допущениями,
линейными однородными функциями масс
компонентов [15—19]. На основании
известной теоремы Эйлера применительно к
энтальпии можно написать:
I=j1M1 + j*Ma.
C4)
Частные производные j\ и /2 называют
дифференциальными энтальпиями
компонентов раствора
¦7i, C5)
\дМ2)р,т
:/2-
C5а)
Относя энтальпию J к 1 кг, получим:
i = 5i-/i + 5s-/я. C4а)
Аналогичные выражения можно
написать также для энтропии s. Частные
производные s по массам компонентов
обозначим а.
Дифференциальные энтальпии и
энтропии компонентов можно представить в виде
следующих сумм:
/1=4+01, C6)
/а = 4+02, C6а)
Oi = 5j + eu C7)
а2 —s2-|-e2. C7а)
Величины i19 i2 и slt s2 выражают
энтальпии и энтропии чистых компонентов
соответствующих фаз, имеющих давление и
температуру раствора: е1 и е2 —
дифференциальные изменения энтропии при
растворении компонентов раствора.
Исходя из выражения изобарного
потенциала, отнесенного к 1 кг, <р = i — sT,
можно выразить дифференциальные
изобарные потенциалы компонентов раствора
в следующем виде:
M-i = /i — °iT\ C8)
р,2 = /2 — <з2Т. C8а)
Паровая фаза водоаммиачного раствора
без особой погрешности может считаться
идеальным раствором. Вследствие этого
дифференциальные энтальпии и энтропии
паровой фазы определяются по известным
термодинамическим зависимостям для
идеального раствора. Дифференциальная
теплота растворения паровой фазы q'[ и q2
равна нулю, а дифференциальные
изменения энтропии при растворении:
er{= — ARi\nzl, . C9)
ej= — AR2\iiz^. ' C9а)
Применительно к паровой фазе
tf^X + ARtflnzI, D0)
Р? = /i + А^т ln <• D0а)
Энтальпия паровой фазы, исходя из
условий идеального раствора,
1" = *Г
' 12>
D1)
энтропия
s"=5X+6j5j +As".
D1а)
Экспериментальные исследования
жидкой фазы водоаммиачного раствора и
теоретические работы Фишера [19] показали,
что с достаточной для практических
расчетов точностью можно считать, что теплота
и изменение энтропии растворения
компонентов являются функциями только
концентрации. Обрабатывая
экспериментальный материал, Фишер получил следующие
выражения теплоты q' и изменение
энтропии 5' при растворении одного моля-
раствора
q* = —. 3088,1 A + 0,214) х
ХК - z'+(z[ • ztf], D2)

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОЕ РАВНОВЕСИЕ РАСТВОРОВ
111
о' = — 1,885 {(z[ In z\ + 22 In zi) +
+ з,8 к • *: + (*; • 2_;J]}. D2a)
Если mx и m2 молекулярный вес
компонентов, то умножая q} и с' на величину
Ji._L.iJL можно получить теплоту q' и
изменение энтропии а' при растворении,
отнесенные к 1кг раствора,и с помощью
формул, написанных применительно к жидкой
фазе, определить энтальпию i и энтропию
s'. После упрощений дифференциальная
теплота и энтропии растворения жидкой
фазы водоаммиачного раствора примут
вид:
q[ = ARxz[Sx X
;3 __ 4,89zl 2 + 5,68а; — 0,42), D3)
Х@,*
AR2z[ vt x
X @,42 + 3,16а; — 1,74*;' — 0,84*1 ), D3а)
е\ = — AR, (\nz[ + 15,2а;3
е'2 = — AR2 (In z'% + 15,2z;3
11,4a;4), D4)
-ll,4z;4).D4a)
Коэффициент Vj = —1556.
Исходя из этих величин,
дифференциальные изобарные потенциалы компонентов
жидкой фазы водоаммиачного раствора
V.[ = y[JrARl4lz? X
X @,84а:3 — 4,89а;2 + 5,68а; — 0,42) +
+ ARXT (In z[ + 15,2а;3 — 11,4a;4), D5)
fii = «pi + ARaVjZj X
X @,42 + 3,16a;
+ AR2T (In a; + 15,2a;3 — 11,4a;4). D5a)
1,74a;2— 0,84a;3) +
Условия термодинамического
равновесия фаз при постоянных давлениях и
температуре выражаются равенствами B6) и
B6а).
При замене в этих равенствах
дифференциальных потенциалов с помощью
выражений D0, 40а, 45, 45а) получим
In
In
= а(р, Т, z'2),
D6)
D6а)
При этом а и Ъ являются следующими
функциями давления р, температуры Т и
концентраций z'u и z[\
а — У1—^1 I 1*1*.
ARLT "Г" Т х
X @,84а;3 — 4,89а;2 + 5,68а; — 0,42) +
+ A5,2а,
-11,4а;*).
¦ v2 • z''
D7)
X
@,42 -
AR2T ' Т
- 3,16а; — 1,74а;2 — 0,84а;3) +
+ A5,2а;3 -11,4а;4). D7а)
Концентрации z[ и z2 связаны
зависимостью z\ + zo = 1; следовательно,
величина z" может быть выражена и как
функция z[.
Уравнение D6) можно представить и
в следующем виде:
< п >r, T Л Dg)
2)
где е — основание натуральных
логарифмов.
Аналогичное уравнение получим также
для второго компонента
% = еь (р' т' 21>
а.'
D8а)
Пользуясь выражениями D8) и D8а),
а также известной зависимостью между
концентрациями компонентов паровой
фазы z( + z" = 1, получим уравнение
равновесных концентраций жидкой фазы [14,
15]:
1 __ J>(p, T, г[)
z[ = % ,-. D9)
еаф, Т, 22) _еЪ(р, Т, ^)
Практически решение последнего
уравнения в аналитической форме довольно
сложно, однако, применяя графические
методы, можно получить численные
результаты.
Определив концентрацию жидкой фазы
z\ в зависимости от давления р и
температуры Т из уравнения D9), можно с помощью
выражения D8) найти концентрацию
паровой фазы z".
Концентрации, вычисленные но
уравнениям D8) и D6), энтальпии и энтропии
жидкой и паровой фаз в состоянии
равновесия при заданных давлении и температуре
взаимно соответствуют друг другу.
Вследствие этого описанный метод определения
термодинамических параметров
равновесных фаз водоаммиачного раствора может
быть применен для вычисления таблиц. и
диаграмм.

ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ
Теплопередачей, или теплообменом,
называется процесс переноса тепла от тела
(или его части) с более высокой температурой
к телу (или части), температура которого
ниже.
Различают три вида передачи тепла:
теплопроводность, конвекцию и тепловое
излучение.
Теплопроводность — передача энергии,
обусловленная тепловым движением
молекул, атомов и электронов тела, в котором
совершается процесс.
Конвекция — перенос тепла
движущейся капельной или упругой жидкостью.
Процесс теплового взаимодействия
движущейся жидкости с поверхностью твердого
тела называется конвективным
теплообменом. Конвективный теплообмен и
теплопроводность происходят одновременно.
Тепловое излучение — процесс передачи
энергии в виде электромагнитных волн.
Внутренняя энергия тела превращается
в его поверхностном слое в лучистую
энергию, которая распространяется в
пространстве и поглощается другим телом. В
последнем происходит обратное превращение
лучистой энергии во внутреннюю.
В большинстве случаев тепло передается
конвекцией, теплопроводностью и
излучением одновременно. В ряде аппаратов
теплообмен сопровождается массообменом,
например выпадением влаги при охлаждении
воздуха, образованием льда при охлаждении
воды.
Согласно закону Фурье количество
тепла, проникающего через элемент
изотермической поверхности,
пропорционально температурному градиенту.
Температурным градиентом называется вектор,
направленный по нормали к изотермической
поверхности в сторону возрастания
температуры и численно равный производной
температуры по указанному
направлению.
Закон Фурье выражается формулой:
dt
dQ = -\*-dn-dF. dz, A)
dt
где ^ температурный градиент.
Двойное интегрирование уравнения A)
по площади и времени возможно, если
температура задана в виде функции от координат
и времени. Эту функциональную
зависимость можно получить из
дифференциального уравнения теплопроводности. При
отсутствии внутренних источников тепла
и изменении температуры только по одной
координате а; и по времени уравнение
теплопроводности имеет вид:
а) в прямоугольных координатах
dt эч
Ъ-^а'Ж>> Bа)
б) в цилиндрических координатах
dt /дЧ , 1 dt
\
*—-13РГ + Т-* • Bб)
В ряде практических задач температура
в любой точке тела не зависит от времени
(установившееся состояние) и

ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ
ИЗ
Тогда
d-t
dx-
d-t . 1
dr'2 ' 7"
= 0.
= 0.
(За)
C6)
Уравнение (За) удобно использовать
для расчета стационарной теплопередачи
через плоскую, а C6) — через
цилиндрическую поверхность. Произвольные по-
стоянные интегралов уравнений (За) и
(Зб) определяются заданными граничными
условиями. Наиболее часто задают: 1)
температуру поверхности тела; 2)
температуру среды, окружающей тело.
Теплообмен между поверхностью твердого тела и
средой выражается формулой Ньютона
dQ — oL • (tw — tj) ¦ dF • dr.
D)
Из уравнения A) следует, что количество
тепла, передаваемого через плоскую одно-
Рис. 1. Теплопередача, а — через плоскую
стенку; б — через цилиндрическую стенку
пользоваться уравнением F), подставляя
в него
к= , (8)
г=1
где п — число слоев в стенке;
i — номер слоя.
Величина, обратная коэффициенту теп-
1
лопередачи, R = —- — полное термическое
15 1
сопротивление. Величины — , г- и
частое к а»
ные термические сопротивления.
Применив уравнение A) для
стационарной теплопередачи через цилиндрическую
стенку (рис. 1, б), получим:
Q =
2тХ {Г — г")
1 ; d2
л dx
izL(tt — t2)
1 , i j d± , 1
a1d1 ' 2k di* 0L2d2
O)
A0)
Уравнением (9) удобно пользоваться,
если заданы V и t". Уравнением A0) —
соответственно ох; а2; t1;t2.
Для многослойной цилиндрической
стенки:
Q =
tzL (tt —t2)
A1)
1
at-di
. \ 1 о?а?
+ 7 err- In
2X,
i=-l
rfli «2*^2
родную стенку (рис. 1) поверхностью F и
толщиной 5,
Q = l-(t'-t") ¦ F. E)
Формуле A0) можно придать следующий
вид:
<? = *-*,. (*,— «2)-L
A2)
Если граничные условия заданы в виде
температуры среды, то количество тепла,
которое передается через стенку от
жидкости 1 жидкости 2:
Q = k(t1 — t,).F,
а, ^ X ^ а.
F)
G)
Уравнение F) справедливо для случая,
когда температуры жидкостей,
соприкасающихся со стенкой, постоянны. Для
плоской многослойной стенки можно также
Q = kt(ti— h) .F^hitt — t,) • F2i A3)
где
1
1 , 1 , d2 1
— -4- йч- In -,- H
«!•«! ' 2A o?! ' a2-
-ккал/м2чассС)
; (i4)
A*x и ft2— коэффициенты
теплопередачи, отнесенные к внутренней и наружной
поверхностям трубы, ккал/м2 час°С;
Fx nF2 — площади внутренней и
наружной поверхностей трубы на участке
длиной L.

114
ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Величина Л-/ называется линейным
коэффициентом теплопередачи цилиндрической
стенки. Кривая ,— = Rt = /(oL) имеет
минимум при значении d2, равном d2 =
= —. Если do
жет дать существенную погрешность. В
этом случае пользуются формулой A3) для
коэффициента теплопередачи, отнесенного
к внутренней или наружной поверхности
трубы:
личивается
< rf2 значение Q уве- _J_ _ J_ _L \ 5l j_ V §2 F{ _L
>J ' h ~~ a, ' Zi К + Zd XI" F, "t"
повышением
а при
^2 > ^ss уменьшается
Это обстоятельство
влияет на выбор толщины изоляции
трубопроводов малого диаметра; d2Kp называют
критическим диаметром.
Приближенный подсчет Q для трубы
можно производить по уравнению F),
полагая о = г..
^2
Если -==
грешность не превышает 4%. При
вычислении тенлопередающей поверхности
необходимо: а) в случае примерно одинаковых
коэффициентов теплоотдачи пользоваться
средним радиусом трубы гт; б)при различных
коэффициентах принимать радиус той
поверхности, со стороны которой коэффициент
теплоотдачи ниже.
При расчете теплообменных аппаратов,
в которых возможны осадки и
загрязнения, применение формул F) и (8) мо-
1
к»
+ -с
F>
Ft
' Fl'
¦1Ь
F,
~F\'
+Tt
A5)
A6)
где
Y1 и \5* -
термические
сопротивления осадков и загрязнении на внутренней
и наружной поверхностях (сопротивление
стенки не учитывается).
Тепловые потери изолированных труЬ"
рассчитывают по формулам A0), A1).
В табл. 1 и 2 приведены коэффициенты
теплопроводности некоторых металлов, а
также осадков и загрязнений
теплообменных холодильных аппаратов.
Таблица 1
Коэффициенты теплопроводности металлов и сплавов [1,2]
Металл
Алюминий 99% . . .
Бронза:
90% Си, 10% Sn . .
75% Си, 25% Sn . .
88 % Си, 10% Sn
1 2% Zn
Дюралюминий
94—96% А1,
3—5<>/0Cu,0,5% Mg
Константан 60% Си,
Свинец очень чистый
Сталь:
Марки Ст. 2 и Ст. 10
Марки Ст. 3 и Ст. 4 .
/, °С
-100
0
100
20
20
20
0
20
100
200
20
100
-100
0
20
100
0
50
100
200
0
50
100
200
X,
ккал/м час °С
180
180
178
36
22
41
137
142
156
167 |
19,5
22.0
31,7
30,2 1
29.9
28,7
49,3
48,5 1
47,7
46,1 1
43,8
43,5
43,0
42,2
Металл
Сталь хромоникеле-
вая марки 1XI8Н9Т
Латунь 70% Си,
30% Zn
Медь от 99,9 до
99,98%
Олово чистое ....
Цинк очень чистый
Чугун с 1 % Ni . . .
Чугун с 3% С без
примесей
t, °С
0
100
200
300
0
100
200
-180
-100
0
100
200
—150
-100
0
100
200
—100
0
100
200
20
100
4 300
20
X,
ккал/м час °С
11,3
13,8
15,1 1
16,4 1
91 !
94
95
339 1
350
332 |
326 !
321 |
68
64 !
56,8
51
49
99
97
94,5
91 |
43 |
42,5
40 !
48—55

ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ
115
Таблица
Коэффициенты теплопроводности осадков
и загрязнений в холодильных аппаратах
Наименование
Смазочное масло ....
Глицерин безводный . .
Глицерин E0% воды) . .
Снег, 7 = 200 кг/м^ . . .
Снег, 7 = 400 кг/л18 . . .

Температура
t, °С
15
0
—100
30
Л,
ккал/м час °С
0,12
0,25
0,40
2.0
3,0
0,1
0,4
1.5
3,1 1
0,6
0,2
I
Ребристые поверхности
Если коэффициенты теплоотдачи с двух
сторон металлической стенки значительно
отличаются друг от друга, то повышение к
может быть достигнуто увеличением (оребре-
нием) поверхности на стороне, имеющей
меньший коэффициент теплоотдачи.
Количество тепла, передаваемого
прямым ребром толщиной 5, высотой h и
длиной I (рис. 2, а), а также температура на
торце могут быть определены, если
известны: температура основания ребра tlt
коэффициент теплопроводности материала
А, температура окружающей среды t0
и коэффициент теплоотдачи а0.
Дифференциальное уравнение
распределения температуры в прямом ребре:
^е
A8)
где 0 — превышение температуры в
рассматриваемой точке ребра над
температурой окружающей среды;
U = 2 (I + о) — периметр;
/ = Ы — площадь сечения ребра.
Интегрируя уравнение A7), можно
определить разность температур на торцовой
поверхности:
в,= 9, L A9)
ch (mh)-\-y2- sh (mh)
и количество тепла, протекающего через
ребро:
Q = Xfmbi
~ + th(mh)
km
i + ~ th (mh)
B0)
В уравнениях A9) и B0): sh, ch, th —
гиперболические синус, косинус и тангенс;
Oj — разность между температурами
основания ребра и окружающей
среды;
h — высота ребра.
Если не учитывать тепловой поток через
торец ребра", уравнения A9) и B0) можно
привести к виду:
в, = ^Х-. . B1)
' ch(mh)'
«о*7
dLih(mh).
B2)
Для тонких ребер принимают без
большой ошибки периметр U = 21, тогда в
соответствии с A8)
т=у'§. B3;
Для круглых и угловых ребер (рис. 2,
б, в) Т. Шмидтом [3] даны приближенные
уравнения, аналогичные B2).
to
Рис. 2. Форма ребер: а — прямая; б —
круглая; в — угловая прямоугольная; г — угловая
шестиугольная
Если обозначить среднюю разность
температур между поверхностью ребра и
средой б0, то количество тепла, передаваемого
прямым ребром в час,
Q = *о • F • 80, B4)
где F — поверхность ребра.
Сопоставляя уравнения B2) и B4),
получим:
th (mh)
Go
mh
Для круглого ребра (рис. 2, б)
th(mr0Q)
mr0Q
С = (р —1) A+0,35 In p), p=J
где г0 — наружный радиус трубы.
B5)
B6)

116 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
В угловых ребрах (прямоугольных и
шестиугольных — рис. 2, в, г)
во = oi — у, ,
С' = (Р — 1) • A+0,35 In р')- B7)
Для прямоугольного углового ребра
(рис. 2, в)
р' = 1,28Р|/"~-0,2,
для шестиугольного углового ребра (рис. 2, г)
р' = 1,27Р |/"^-_0,3.
Заостренные ребра, ограниченные двумя
сходящимися ветвями параболы, наиболее
экономичны в отношении удельного
расхода металла. Однако они недостаточно
прочны и сложны в изготовлении.
Расчет ребер переменного сечения
приведен в [4].
На основании наших расчетов
оптимальная высота ребер при свободном и
принудительном движении воздуха со
скоростью до 5 м/сек — 60-S-40 мм; от 5 до
11 м/сек соответственно 40--20 мм; от 11
до 18. м/сек — 20-МО мм.
Если выбрана высота ребра, то толщина
для максимального теплового потока при
одном и том же весе [5] равна
«oft2
B8)
Применение этой формулы для круглых
ребер дает также вполне
удовлетворительные результаты. Однако получаемую из
формулы B8) толщину ребра часто
увеличивают из конструктивных соображений.
Расстояние между ребрами
целесообразно выбирать возможно меньшим,
однако оно не должно быть меньше удвоенной
толщины пограничного слоя. Например,
при течении воздуха со скоростью 15 м/сек
вдоль плиты длиной 0,3 м образуется
пограничный слой толщиной 2,5 мм.
При свободной конвекции толщина
пограничного слоя может достигать 10-М2 мм
(см. формулы 36 и 37).
При выборе шага ребер следует
учитывать условия эксплуатации. Если
расстояния между ребрами невелики, возможно
быстрое загрязнение аппарата, а в ребристых
батареях холодильных камер и
воздухоохладителей — зарастание инеем и резкое
падение интенсивности теплообмена. При
выводе формулы B8) рассматривалась
только теплоотдача через ребро.
Оптимальный коэффициент оребрения зависит от
соотношения внутреннего и наружного
коэффициентов теплоотдачи и размеров
трубы.
При расчете ребристых поверхностей
необходимо определять тепловой поток
от одной среды через ребристую
поверхность к другой; это достигается введением
в расчет условного коэффициента
теплоотдачи а со стороны ребер, отнесенного к
основной поверхности (возможно
проведение расчета для полной ребристой
поверхности).
Величина этого коэффициента
определяется по уравнению
*f^ = але0 + «,/pteb B9)
где F — основная поверхность; F0 —
поверхность ребер; Fx — часть основной
поверхности, равная разности между
F и площадью основания ребер; а0 —
коэффициент теплоотдачи ребер; аг —
коэффициент теплоотдачи поверхности
В расчетах обычно используют среднее
значение коэффициента теплоотдачи для
ребристой поверхности без разделения на
а0 и а1? поэтому
(F0 0О iV ~"
о
Отношение — находят по уравнениям
B5), B6) и B7).
Вычислив коэффициент теплоотдачи по
формуле C0), определяем тепловой поток
через ребристую поверхность по
уравнениям F) или A0).
При этом надо учитывать, что полный
тепловой поток или коэффициент
теплопередачи отнесены к основной поверхности
(без учета ребер).
Если при расчете тепловой поток
относят к наружной ребристой поверхности,
коэффициент теплопередачи можно найти
по формуле
ft=- \^ — , C1)
C0)
1
F
где аг — коэффициент теплоотдачи со
стороны гладкой поверхности;
а — приведенный коэффициент
теплоотдачи с оребренной стороны
стенки:
F0+Ft 161
(^• + Л
C2)
В расчете не учитывалось термическое
сопротивление контакта между ребрами
и основной поверхностью. Падение
температуры в месте их соприкосновения может
составлять от 7 до 14% полного
перепада [3, 6].

ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ
117
рассмотренные плоская,
цилиндрическая и ребристая стенки не исчерпывают
всех случаев, возможных при решении
различных практических задач. Для стенок
сложной конфигурации могут быть
использованы приближенные аналитические
[4 7] и экспериментальные приемы, в
частности, методы аналогий: электротепловой
[8] и гидротепловой [9].
Средняя разность температур
Основные уравнения F) и A0) выведены
при условии постоянства температур жид-
Рис.
3. Средняя разность
температур
костей, соприкасающихся с внутренней и
наружной поверхностями. Но в теплооб-
Ахенных аппаратах температуры жидкостей,
протекающих вдоль поверхностей, а
также их разности изменяются. В этом случае
вводят среднюю разность температур 6т.
Тогда уравнение F) можно записать
в виде
Q=.kFQ„
C3)
Графическая интерпретация средней
разности "температур приведена на рис. 3,
на котором показано изменение
температуры двух жидкостей вдоль поверхности.
Для участка поверхности dF
dQ — k (tx — t2
dF.
Так как разность температур (t±—г2)
изменяется по поверхности, то
0 = Л ^ («! ¦
¦ и>) ¦ dF.
Из последнего и C3) уравнений
К = у\ (*i - t,) dF.
Существенное влияние на работу
теплообменников оказывает направление
движения одной жидкости относительно другой.
Различают: прямоток (параллельное
движение в одном направлении),
противоток (параллельное движение в
противоположных направлениях), перекрест-
0,5 0,60J0,8 %0
30 40 50 в
Рис. 4. Номограмма для определения средней логарифмической разности-температур: 1
—прямоток, г — противоток. Пример: 6Х —-10; G2 = 2; 0W == 5

118 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ныи ток (взаимно-перепендикулярное
направление) и более сложные случаи,
встречающиеся в многоходовых аппаратах.
а)
токе. Другим преимуществом противотока
является большее понижение температуры
охлаждаемой жидкости (более низкая
температура на выходе, чем
охлаждающей жидкости).
Для определения бт
по 0Х и 62 пользуются
номограммой (рис. 4) [10].
Иногда принимают в
качестве расчетного твхМ-
пературного напора
среднюю арифметическую
разность температур,
полагая
0т = М =
tf!
К 4- VI
C5)
Рис. 5. Перекрестный toe?: a — схема;
поправочный множитель
Для прямотока и противотока средняя
логарифмическая разность температур
6.— 02
-02
In
2,3 lg±
C4)
Если в теплообмен-
ном аппарате одна из
жидкостей имеет
постоянную температуру
(например, при конденсации или кипении
однородной жидкости), противоток и
прямоток равноценны.
Если вместо средней логарифмической
разности температур подставлять среднюю
О,
где .81 и 02 — разности температур между
w
0,9
0,8
0,7
0,5
0,5
R=
арифметическую, то при
будет превышать 4%
ошиока не
Ц~Ц.
U/
\
\
>=4
1
р
It
ш
\Т
\\
1
¦г\1,5
^
Т\
у
-1Щ
\\
\
\
ад.
1
X
\°-
\
\
25\
1.1]
0,1 Ц2 0,3 0,i4 0,5 0,5 0,7 0,8 0,9 1,0
tMi
tl .
« ,
?L_
tj-ti
i
u t
г^=*
J
to
L
Рис. 6. Поправочный множитель к средней разности температур для
двух схем движения в многоходовых аппаратах
двумя жидкостями в начале и в конце
теплопередающеи поверхности (см. рис. 3).
При одних и тех же начальных и
конечных температурах рабочих жидкостей
средняя логарифмическая разность
температур больше при противотоке, чем при прямо-
При перекрестном
токе двух жидкостей,
разделенных пластиной (рис.
5, а), можно найти 6т,
умножив среднюю
логарифмическую разность
на поправочные
множители (рис. 5, б).
В многоходовых теп-
лообменных аппаратах
характер движения
разнообразен.
Значения
поправочных множителей, на
которые надо умножить
среднюю
логарифмическую разность
температур (вычисленную для
противотока), чтобы
получить искомую
среднюю разность
температур, приведены на рис. 6.
Графики пригодны для
аппаратов (рис. 6),
в которых первая
жидкость имеет один
проход, а вторая —два, че-
или одна жидкость имеет
а другая — четыре, шесть,
тыре, шесть,
два прохода,
восемь.
Поправочные коэффициенты для
некоторых других схем движения в
многоходовых аппаратах приведены Михеевым [4].

КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН БЕЗ ИЗМЕНЕНИИ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ Ц9
КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН
БЕЗ ИЗМЕНЕНИЯ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ
Конвективный теплообмен
представляет собой сложное явление, в котором
тепловое взаимодействие поверхности
твердого тела с жидкостью, омывающей
эту поверхность, определяется
гидродинамикой процесса. При расчете
теплообмена по формуле F) наиболее сложно
определение коэффициента теплоотдачи а.
Теоретически он может быть найден лишь
в немногих частных случаях, Как правило,
а определяется на основе опытных данных.
Исследования показали, что коэффициент
теплоотдачи представляет собой сложную
функцию большого числа определяющих
собой процесс переменных: формы, размеров
и температуры теплопередающей
поверхности, скорости жидкости, ее температуры
и физических параметров — коэффициента
теплопроводности, теплоемкости,
плотности, вязкости.
При изучении теплообмена очень
важной является теория пограничного слоя.
Пограничным слоем называется слой в
движущемся потоке жидкости, непосредственно
прилегающий к твердому телу.
В нем происходит резкое изменение
скорости от 0 у поверхности тела до
постоянной величины вдали от нее.
Пограничный слой может быть
ламинарным и турбулентным. В первом — по всей
толщине ламинарное движение, второй
может быть разбит на три зоны:
прилегающую к стенке (ламинарный подслой),
переходную и с турбулентным движением.
Толщина ламинарного и турбулентного
пограничных слоев потока жидкости,
омывающего пластину (Рг = 1), определяется
по формулам:
ламинарный
5=5,831- , C6)
турбулентный
»=<VJ7(-) . C7)
Следует отметить, что толщина слоя
возрастает с увеличением длины пластины х,
такая закономерность в определенной
мере сохраняется и при иной форме
поверхности тела (поток внутри трубы,
поперечное обтекание и т. д.).
При ламинарном движении жидкости
тепло в направлении, перпендикулярном
движению, может передаваться только
путем теплопроводности, при турбулентном—
перенос тепла осуществляется самой
массой жидкости.
Ламинарный пограничный слой и
ламинарный подслой турбулентного
пограничного слоя представляют основное
термическое сопротивление передаче тепла от
поверхности тела к жидкости, так как в
области турбулентного движения передача
тепла идет почти беспрепятственно
вследствие интенсивного перемешивания
жидкости. Таким образом, понятие коэффициента
теплоотдачи связано с сопротивлением
пограничного слоя; для ламинарного
пограничного слоя
I
Постановку и обработку опытов по
определению коэффициента теплоотдачи
следует осуществлять на основе теории
подобия.
Исходя из дифференциальных
уравнений, характеризующих конвективный
теплообмен, и экспериментальных данных, можно
на основе теории подобия указать, какими
безразмерными комплексами (критериями
подобия) определяется рассматриваемое
явление.
Критериальными уравнениями
конвективного теплообмена являются:
вынужденное движение жидкости
N11 = /! (Re, Рг), C8)
свободное движение жидкости
Nu = /2(Gr, Pr). C9)
Критерии характеризуют:
критерий Нуссельта — конвективный
теплообмен между поверхностью тела и
жидкостью;
критерий Рейнольдса — вынужденное
движение жидкости и является мерой
отношения силы инерции к силе вязкости
в потоке жидкости;
критерий Грасгофа — свободное
движение жидкости и является мерой
отношения подъемной силы к силе вязкости;
критерий Прандтля — физические
свойства жидкости.
Для расширения области применения
критериальных уравнений часто не
соблюдают требования геометрического
подобия.
В этих случаях необходимо при проведу
нии опытов исследовать влияние линейных
размеров 10, /г, 12... 1п и формы, тогда
уравнения C8) и C9) могут быть выражены:
вынужденное движение
Nu=4Re'pr'!:- Ь •••?)• Dо>

120 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
свободное движение
Nu = /a Gr, Рг,
ьо 'о
D1)
'" h I
При малой скорости вынужденного
движения жидкости существенное влияние
может оказать свободная конвекция.
В этом случае
Nu = /(Re, Gr, Рг, \\ \\ ... У) . D2)
^о 'о 'о /
При обработке опытных данных
значения физических констант, входящих в
критерии подобия, принимают либо по
средней температуре жидкости tf, тогда у
критерия ставят индекс / (например, Nu/),
либо по средней температуре пограничного
слоя tm=0,5 (tf + tw)—индексы т—
(Num), или по температуре стенки tw —
(Nuw).
Опытным путем можно получить
критериальные уравнения в виде степенных
зависимостей.
При пользовании этими уравнениями
необходимо не выходить за пределы
интервала изменения критериев в опытах.
Вынужденное ламинарное движение
в трубе
Результаты исследования Аладьевым
теплообмена при ламинарном движении
в горизонтальной трубе приведены на рис. 7.
НО
ю' г и е 8Ю2 г 4 бею* z 4 б8Кййет
Рис. 7. Теплоотдача при ламинарном движении
жидкости в трубе
Определяющий размер — внутренний
диаметр трубы. На основании опытов
рекомендуется формула:
Num = 0,74 Re™ - (Gr • Рг)** • Рг™. D3)
Формула справедлива для значений
критерия Re от 10 до 2200. Если труба
находится в вертикальном положении и направления
свободного и вынужденного движений
совпадают, то коэффициент теплопередачи на
15% меньше вычисленного по уравнению
D3), а при противоположных направлениях
движения — на 15% больше. По формуле
D3) можно вычислить средний коэффициент
теплоотдачи для трубы длиной I ^ 50 d.
б
г.Рг*^
0 ^
№,-
.10-
г 1 Н
! /л
Г /&
X "
r/f
г/
у
1
!
|_
f
\
Для каналов некруглого сечения
вместо d подставляют эквивалентный диаметр
AF
rfa = ^, ^4)
где F — площадь поперечного сечения
канала, м2;
S — периметр сечения канала, м.
На рис. 8 показаны типы наиболее
распространенных некруглых каналов. Экви-
VpBZZSZBZL
Рис. 8. Формы сечения каналов: 1 —
квадратная; 2 — прямоугольная; з — кольцевая, 4 —
межтрубный канал
валентный диаметр для каналов сечения:
квадратного
d3 = a; D5)
прямоугольного
2аЪ
flL =—— : D6)
кольцевого
' а + Ь>
d=D — d\
D7)
межтрубного — при теплопередаче через
поверхности кожуха и внутренних труб
?>2 — nd~
э D + nd '
где п — число труб в кожухе.
D8)
Из уравнения D3) можно получить
i = A
w\>*v
М^\
D9)
где А = 0,74 C600) °,3 = Х°,8с0,2 №- Г* ;
(табл. 3); w — в м/сек; ц.—в кгсек/м2,
Таблица 3
Значения А для воздуха и воды
Воздух .
Вода . .
—50
0,850
-20
0,870
0
0,875
71,5
20
0,880
91,8
40
0,883
105,4
60 1
0,887
115,6
Более подробные данные для расчета
теплообмена при ламинарном движении
внутри трубы можно найти в работах Пету-
хова [1, 11].

КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН БЕЗ ИЗМЕНЕНИЯ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ 121
Вынужденное турбулентное
движение
Труба. Обобщенная зависимость между
критериями подобия на основании
многочисленных опытов рекомендуется Михеевым
[41* в этой зависимости, кроме критериев,
указанных в формуле D0), отношением
ill- учитывается направление теплового
потока (нагрев или охлаждение жидкости
стенкой). Однако это целесообразно при
достаточно больших перепадах температур
стенка — жидкость; для перепадов температур,
применяемых в холодильной технике, от-
ношение ¦= J близко к единице, поэтому нами
х Tw
рекомендуется общеизвестная формула:
Nu, = 0,023 • Re?'8 • Pit4
Ч
E0)
Определяющий размер — внутренний
диаметр трубы.
Уравнение E0) можно применять при
Re/ > 104 и Рг/ = 0,7 ~ 2500.
Для расчетов формула E0) упрощается:
а = 0,023
ыу'*
0,4 шр,8
E1)
где В = 0,023 C600)°**Х<>'в7о,8 B2.V'4 -
\8V-J
w — м/сек; v — м2/сек\ а — м2/сек]
р. — кг сек/м2 и g — м/сек2.
Значения коэффициента В для воздуха,
воды, рассолов и некоторых рабочих
веществ холодильных машин приведены в табл.
4—6.
Таблица 4
Значения В для воздуха и воды
Воздух .
Вода . .
-50
3,70
—
-20
3,37
—
0
3,2
1230
20
3,06
1615
40
_
1990
50'
2 9^
—
1 6° 1
1 2310 1
Таблица 6
Значения В для некоторых жидких холодильных
агентов
Холодильный ^^--^^
| агент ^^-\
Аммиак
ф-12
ф-11
0
2370
615
1230
10
2420
605
549
1160
20
2470
592
550
1140
30
577
551
ИЗО
Формулой E0) можно пользоваться для
труб при ^> 50.
Если -з <С 50, коэффициент теплоотдачи
при прочих одинаковых условиях будет
больше и может быть получен умножением
а, подсчитанного по уравнению E1), на
поправочный множитель [4].
Таблица 5
Значения В для водных растворов NaCl и CaClg
7,v
"\ V/
при +15° ^^\^
1,06
1,12
1,175
1,13
1,20
1,25
1,286
0
1210
1123
1030
1063
913
804
725
—5
Раствор
1100
1020
915
Раствор
—
_
—
—
—10
NaCl
—
920
824
СаС12
857
754
655
587
—15
__
—
745
—
—20
—
—
685
—
598
534
480
—30
—
—
j
454
394
ZOO О 3000 4000 5000 6000 WOO 8000 9000 Re
Рис. 9. Поправочный множитель к формулам
E0а и 51а) для переходного режима
Для каналов некруглого сечения и при
движении жидкости вдоль пучка труб
можно применять формулы E0) и E1); вместо
d трубы берут d3 по формуле D4). Область
между Re == 2200 и Re = 10000 называется
переходной; условия теплообмена в этой
области изучены недостаточно.
Для расчетов можно рекомендовать
формулы E0) и E1) с поправочным множителем
<Ь, тогда
Nu/ =
= 0,023ф Re«'8 Viy\ E0a)
Значения <1>
приведены на рис. 9.
Винтовые змеевики.
С уменьшением
отношения радиуса змеевика к
внутреннему диаметру
трубы -j теплоотдача
увеличивается [12].

122 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Обобщенная зависимость
Nu; = 0,04
Re°'!
prni
E2)
Поперечное обтекание труб
Особенностью этого движения является
отрыв струи от поверхности трубы. При
повышении критерия Re точка отрыва струи
перемещается в направлении движения,
поэтому часть поверхности, омываемой
активным потоком жидкости, увеличивается
и одновременно возрастает интенсивность
теплообмена Значения коэффициента
теплоотдачи по периметру трубы неодинаковы.
На рис. 10 показано распределение
интенсивности теплового потока но периметру
0 30 60 90 120 150 9
Рис. 10. Изменение
относительного коэффициента
теплоотдачи но периметру цилиндра
поперечного сечения трубы. Здесь а —
локальное, а — среднее значение
коэффициента теплоотдачи.
Такое изменение коэффициента
теплоотдачи обусловлено тепловой
стабилизацией процесса. При ср, близком к нулю,
ного слоя и уменьшается коэффициент
теплоотдачи. За местом отрыва струи
процесс усложняется вследствие образующихся
вихрей.
Для упрощения расчетов коэффициента
теплоотдачи на основе теории подобия
пользуются средними значениями коэффициентов
всей поверхности.
Одиночная труба. Точные
экспериментальные определения среднего значения
коэффициента теплоотдачи одиночной трубы
в потоке воздуха произведены Р. Гиль-
пертом[5]. А. Жукаускас [13] исследовал
теплообмен одиночной трубы в поперечном
потоке воздуха, воды и
трансформаторного масла и обработал результаты в
виде следующей зависимости:
Nu7 = С Щ • Рг!'3*
E3)
Значения Сип
Ref
1-10 4- Ы0-з
l-103-r 2-103
(формула 53)
С
0,59
0,21
п
0,47
0,62
В качестве определяющего размера в
уравнении E3) принят диаметр трубы.
Пучки труб. Расположение труб в пучках
может быть шахматное и коридорное (рис.11).
Теплообмен между газами и пучками труб
исследовался Антуфьевым, Козаченко,
Михайловым, Кузнецовым и др. По данным
Михайлова, для локальных коэффициентов
теплоотдачи труб, расположенных в
различных рядах,условия теплообмена
коридорных и шахматных пучков различны.
Кривая 1 (рис. 11) показывает изменение
коэффициента теплоотдачи на одной из труб
коридорного пучка (исключая трубы
первого и второго рядов), а кривая^ — шахмат-
/
\ *
Г
\
Л'
\ \
р.
'4
9
v /П
4jf 4*
1 I
hw3A
чУ/1
т
' 0 30 60 90 120 150 9
Рис. 11. Изменение относительного коэффициента теплоотдачи но окружности
трубы, находящейся в пучке: 1 — шахматном, 2 — коридорном
толщина пограничного слоя мала и
коэффициент теплоотдачи вследствие этого
велик. По мере продвижения и прогревания
жидкости увеличивается толщина
пограничного пучка. Для последнего характерно
сохранение максимального значения а на
лобовой поверхности трубы аналогично
одиночной трубе. В коридорном же пучке каждая

КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН БЕЗ ИЗМЕНЕНИЯ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ ^23
труба любого ряда, кроме первого,
находится в зоне вихревого движения,
образованного предыдущей трубой.
Коэффициент теплоотдачи второго ряда
пучка больше, чем первого; третьего —
больше чем второго. Это является результатом
турбулизации потока в двух первых рядах.
В третьем ряду турбулентность потока
стабилизируется, и трубы, расположенные
в следующих рядах, имеют одинаковые
коэффициенты теплоотдачи.
Для воздуха рекомендуются при Re/ =
= 2 Ю2 -г- 2 . 105 следующие выражения
коридорный пучок
N11^ = 0,21 • RefG\ E4)
шахматный пучок
E5)
Nuy = 0,37
ReJ'6.
Для капельных жидкостей применимы
следующие приближенные зависимости:
коридорный пучок
E6)
E7)
Пределы применения формуя E6) и E7),
E4) и E5) одинаковые. В уравнениях E3)—
E7) определяющим размером является
наружный диаметр трубы, а скорость
относят к узкому свободному сечению пучка.
Nu7 = 0,23 • Re?'65
1тный пучок
Nuf = 0,41 • Re?'60
Pr?
Рг»
у/
0,8
щ
0,8
0,6
ол
5 Ю 15 п * 5 W 15 п
<*) О
Рис. 12. Поправочные множители
для пучков труб (в зависимости от
числа труб в направлении потока
жидкости): а —шахматное
расположение, б — коридорное
По приведенным формулам определяют
значение коэффициента теплоотдачи с
третьего ряда труб и далее. Усреднение
коэффициента теплоотдачи для пучка труб,
имеющего п рядов в направлении движения,
можно осуществить умножением
результата, получаемого по формулам E4) — E7),
на поправочные коэффициенты (рис. 12)
для шахматного и коридорного пучков.
Теплоотдача при движении вдоль
плоской стенки
Для плоской плиты, омываемой
воздухом, предложена формула [3]
Nu„
: 0,032 Re^'
E8)
Определяющий размер — длина плиты
в направлении движения воздуха.
Приближенную расчетную формулу для капельных
жидкостей можно получить, используя
уравнение E8) и полагая зависимость от
критерия Рг в степени 0,43
Nu,
: 0,037 ReJ!'!
Vvy-
E9)
Формулы С58) и E9) справедливы при
Re/ > КK.* Если Re/ < 105,
N1^ = 0,66 • ReJ?'5 для воздуха F0)
и Nil/ = 0,76 ReJ'5 • PrJ'43 F1)
для капельных жидкостей [4].
Поперечное обтекание пучков
ребристых труб
Для определения а может быть
рекомендована формула, полученная Э. С.
Карасиной [14] для Re/ = 3 . 108 -f- 25 . 103 и
?=3-8-4,8.
Nn, = CRe7u
F2)
а • b _ w • Ъ
где Nu/ = — ; Re = ——;
b — шаг ребер;
d — наружный диаметр трубы;
h — высота ребра;
w — скорость в узком сечении пучка;
Ч'-К'+'М)]-/- «
где /2 — свободное сечение аппарата (без
пучка);
sx — поперечный шаг труб в пучке;
5 — толщина ребра.
Значения постоянных С и п даны
в табл. 7.
Таблица 7
Значения постоянных Сип
Тип пучка
Коридорный
»
Шахматный
»
Форма ребер
Круглая
Квадратная
Круглая
Квадратная
С
ни
п
0,72
0,72
0,65
0,65
Пример.
Определить коэффициент теплопередачи
батареи с шахматным расположением труб и
квадратными ребрами, если диаметр медных труб
равен 18 х 1,5 мм, толщина латунных ребер 1 мм,
высота 20 мм, шаг 6 мм. Внутри трубы течет вода-
температура 30° С, скорость 0,5 м/сек; снаружи
воздух — температура 20°С, скорость 5, 10 и
15 м1сек.
Для воздуха при 20 °G
Х = 0,0223 тягал 1м час °С; v = 15,06 • 10~в м*1сеп.
Дальнейшее решение приведено в табл» 8.

124 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРА
Таблица 8
Определение k для ребристой батареи
Расчетные величины
Re
djb
hjb
Nu
a0 (по формуле 62)
X для латуни
m (по формуле 23)
Р' = 1,28р Vp —0,2
V = (р — 1) A+0,35 In p')
mrQ'C
th mr0Z
%/h
FqIF
FJF
ol (по формуле 30)
a
w
Коэффициент
теплопередачи k
w, м/сек
5
1990
3,0
3,34
13,3
49,4
91
33,2
3,66
3,2
0,956
0,742
0,776
18,4
0,844
748
2370
569
10
3980
3,0
3,34
21,0
78
91
41,4
3,66
3,2
1,19
0,83
0,698
18,4
0,844
1065
2370
736
15
6000
3,0
3,34
27,0
101
91
47,5
3,66
3,2
1,37
0,879
0,641
18,4
0,844
1275
2370
829
Свободное движение
Свободное движение в большом объеме
может быть ламинарным, переходным и
турбулентным. Характер движения зависит
от геометрической формы и
температурных условий, а также свойств жидкости.
Опытами установлено, что теплообмен
при свободном движении не зависит от формы
тела, с которым жидкость обменивается
теплом.
Для каждого режима движения в
определенном интервале Gr -Pr установлен за-
Mill.
Num~c~{urPr\
1
—
--
-с
2.
**
*а*
Л
-« -2 О 2 ¦ 6 8 10 tg(Cr-Pr)r
Рис. 13. Теплоотдача при свободном движении
жидкости: 1 — ламинарный режим, 2 — локонооб-
разный; з — турбулентный
кон теплоотдачи (рис. 13). В общем виде
решение сводится к зависимости:
Num = C(Gr.PrC F4)
Определяющим размером для труб и
шаров является диаметр, для вертикальных
плит — высота.
Значения Сип приведены в табл. 9.
Формула F4) после упрощения имеет
вид:
a == D (\tL™~\ F5)
Значения D для воздуха и воды
приведены в табл. 10 и 11.
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Таблица у
Значение Сип
(формула 64)
Режим движения
Ламинарный . . .
Переходный . . .
Турбулентный . .
№.Рг)т
10-4 + 10-3
1 • Ю-з -л. 5 • 102
5 • 103 + 2 • 107
2-107 + 1 • 1013
С
0,50
1,18
0,54
0,135
п
0
v3
Таблица 10
Значения D для воздуха
(Gr.Pr)m
10-3 + 5-102
5 - 102 + 2 • ют
2 • 107 + 1013
t° !
-50
0,24
1,29
1,67
—20 0 | 20 50
1,24
1,57
0,25
1.22
1,45
1.17
1,35
0,26 1
1,14
1,27 !
Таблица 11
Значения D для воды
(Gr-Pr)m
Ю-з -f- 5 - 102
5- 102 + 2- 107
2 • 107 + 1013
1т
20
11.3
96
170
40
13,5
128
250
60
15.1
153
312
80
16,3
176
366
Для воды уравнение F4) дает
правильные результаты до температуры 4°, так
как она, как известно, имеет аномалию
плотности. При +4° плотность воды
наибольшая, ниже +4° наблюдается сложное
распределение плотности, не учитываемое
этим уравнением. Для ориентировочных
подсчетов можно использовать данные,
полученные при исследовании процессов
плавления и затвердевания [15].
Приведенные зависимости для
теплообмена при свободном движении выведены
для случая движения жидкости в
неограниченном пространстве.
При расчете теплообмена через
прослойку жидкости, заключенную в
ограниченном пространстве, вводят понятия
эквивалентного коэффициента
теплопроводности Хэк и коэффициента конвекции ?к =
= **/*.
Эквивалентный коэффициент
теплопроводности учитывает теплопроводность и
конвективный теплообмен между
жидкостью, находящейся в замкнутом
пространстве, и ограничивающими это пространство
поверхностями.

ТЕПЛООТДАЧА ПРИ КИПЕНИИ ЖИДКОСТЕЙ
125
При обработке опытных данных
устанавливают зависимость коэффициента
конвекции etc = ~y от критерия Gr . Рг.
Если (Gr . Рг); < 103, то ?к = 1, т. е.
в этих условиях отсутствует конвективный
теплообмен и тепло передается только
теплопроводностью. При (Gr . Рг) > 103
в = 0,18 (Gr • Рг)»'25 = D0 (Д^о3H^5. F6)
При вычислении критериев подобия
определяющий размер — толщина
прослойки о, определяющая температура —
средняя температура жидкости в прослойке
^=0,5 (twl + tW2), где tW1 и tW2 —
температуры стенок.
Значения D0 для воздуха и воды
приведены в табл. 12
Таблица 12
Значения D0
Г,,. «С...
Воздух . .
Вода . . .
—50
24,6
-20
21,4
0
20,0
20
18,0
64
40
78
50
16,0
60
91
80
102 1
Определив \эк, находят количество
передаваемого прослойкой тепла по
уравнению E).
Стекание жидкости пленкой
Стенание жидкости по теплопередаю-
щей поверхности в виде пленки встречается
в кожухотрубных и оросительных
конденсаторах холодильных машин. Для расчетов
процесса теплообмена между пленкой
жидкости и поверхностью труб можно
рекомендовать эмпирические данные Мак-Адамса
[16].
Теплообмен при стенании пленки воды
внутри вертикальной трубы
а = 513 -G1/3,
F7)
где G
весовое количество воды на 1 л
периметра труб, кг/м час.
Для горизонтальных труб при тесном
расположении их друг под другом
:W5W'
F8)
ТЕПЛООТДАЧА ПРИ КИПЕНИИ ЖИДКОСТЕЙ
Кипением называют процесс
парообразования на поверхности нагрева и в толще
жидкости. Известны два вида кипения:
пузырьковое и пленочное. При пузырьковом
кипении на поверхности нагрева, в так
называемых центрах парообразования,
возникают отдельные пузырьки пара, которые
некоторое время остаются на поверхности,
увеличиваются в объеме, а затем
отрываются и уходят в толщу жидкости. Основная
часть поверхности, свободная от центров
парообразования, омывается жидкостью.
Отрыв пузырей от поверхности вызывает
непрерывные возмущения в слое,
прилегающем к поверхности, и интенсифицирует
теплообмен между этой инертной частью
жидкости и поверхностью нагрева.
Движение пузырей в толщу жидкости вызывает
интенсивное перемешивание ее, вследствие
чего нагретые частицы жидкости выносятся
в основную массу, а более холодные —
к поверхности нагрева. Такой механизм
теплообмена обусловливает высокую
интенсивность теплоотдачи.
При пленочном кипении пар образует
слой, отделяющий поверхность нагрева
от массы жидкости. Вследствие малой
теплопроводности слоя пара интенсивность
теплоотдачи при пленочном кипении во
много раз меньше, чем при пузырьковом.
Возникновение того или другого вида
кипения определяется величиной удельного
теплового потока (или температурного
напора между поверхностью нагрева и
кипящей жидкостью), физическими свойствами
жидкости и гидродинамическим режимом
потока. Зависимость между коэффициентом
теплоотдачи, тепловым потоком и
разностью температуры поверхности нагрева tw и
температуры кипения t0 показана на рис. 14.
ctfq>
1 ! п /Г* /
i ! 2 / ! 3
1 / \с
1 / /1\
1 / / \
1 / / \
1 / / 1 \
./ / 1 V^
\у / j
/ А
' f/xtf I
' Sr,
-^Ts
±rZ • !
At
кр
At
Рис. 14. Зависимость удельного
теплового потока q и коэффициента
теплоотдачи а от температурного
напора при кипении жидкости: 1 —
область теплоотдачи свободной
конвекцией, 2 —пузырьковое кипение,
3 — пленочное кипение
Удельный тепловой поток и разность
температур, при которых происходит
переход от пузырькового режима кипения
к пленочному, называются критическими и
обозначаются qKpis.&tKp. Для воды при
давлении /?=1 ата, qKp = 1,25.106 ккал/м2 час,

126 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
&1кр = 25°С. При расчете q,cp можно
пользоваться формулой Г. Н. Кружилина [17]
физических свойств жидкости, давления.
Известны обобщенные зависимости, харак-
$кр=1,7. 10
^^(Y — i"I^2' W'rTsI'*
1/24
F9)
Величины дкр, рассчитанные по формуле
F9) при р = 1 агпм, равны для аммиака
937 • 103, фреона-12 — 465-103, фреона-11—•
509 • 103 ккал/л12час. Удельные
тепловые нагрузки аппаратов холодильных
машин значительно ниже критических,
поэтому в дальнейшем рассматривается
только режим пузырькового кипения.
Теплоотдача при кипении в большом
объеме в условиях свободной
конвекции
При небольших температурных
напорах и, следовательно, малых удельных
тепловых потоках (область i, рис. 14)
значения коэффициентов теплоотдачи к
кипящей жидкости невелики и определяются
условиями свободной конвекции. Для аммиака
при температурах насыщения 10 от—40°Сдо
0°С величина теплового потока,
ограничивающего указанную область
преобладающего влияния свободной конвекции, равна
1200-1-2000 [18], для фреона-12 — 1600 -f-
~f- 2000 ккал/м2час [19, 20]. Значения
коэффициентов теплоотдачи в этой области могут
быть подсчитаны по формулам для
свободного движения жидкости [4]. При
температурах кипения от —40° до 0°С подсчет с
точностью ±3°/0 можно вести по формулам:
аммиак а = 92#0'25, G0)
фреоне 2 а = 35?0'25, G1)
фреон-11 а = 30?0'25. G2)
Результаты опытных данных по
фреону-12 в области неразвитого кипения
разноречивы (рис. 15). Опыты Лавровой [19]
хорошо согласуются с уравнением G1), а в
опытах Ратиани [20] получены втрое
большие коэффициенты теплоотдачи. Для
расчета а фреона-12 в области неразвитого
кипения рекомендуется следующая
эмпирическая формула, соответствующая кривой
4 на рис. 15.г
а = 66?0'25. G3)
При увеличении температурного напора
(или удельного теплового потока) наступает
режим развитого пузырькового кипения
(область 2 — рис. 14), в котором
интенсивность теплоотдачи определяется
процессом парообразования, т. е. конвекцией
жидкости вследствие роста и движения
пузырьков пара. Величина коэффициента
теплоотдачи здесь зависит от температурного
напора (или удельного теплового потока),
теризующие теплоотдачу при кипении
жидкостей в большом объеме [4, 17, 21]. При-
ккал
2500
2000
то
1200
woo
800
600
500
т
300
200
150
1
ч
1 1
1
1
!
,кГ
W
'3S
Чу
Т^о
W
/X
¦
и
•И
0,8 10 1,2 1,5
10 2,5 3.0 3.5чф 5,0 6,0 8,0 Щ^е
Рис. 15. Коэффициент теплоотдачи при кипении
фреона-12 в большом объеме: о Лаврова,
t0 = —5 до —25° С [19]; А Додж, t0 = — 65° С
E,1% масла по весу) [31]; ф Ратиани, t0 = 20° С
[20]; Ш Робинсон и Кац, t„ = 12° С [28]; х
Данилова и Мазюкевич, t0 = 16° С [22]; а по данным
Data book A949), t0 = 0° С C1), 1 — по Кружи-
лину [17]; 2 — по Толубинскому [27]; 3 — а = 5 q°,tt;
4 — а = 66qV5
водим формулу, полученную из
критериального уравнения Г. Н. Кружилина:
: 6,9 • 10~S
/ i'r \1/зо/7'у/з
\7 — 7 У W
v о
G4)
Размерность (и в формуле G4) кгсек/м2.
На основе критериальных зависимостей
получены следующие упрощенные
расчетные формулы:
Г • р»
здесь
п1
1
=
а
а
1
п
А
В
п
Дг»1
В =
1 — п
Коэффициенты А и В зависят от
физических свойств жидкости и температуры
кипения.

ТЕПЛООТДАЧА ПРИ КИПЕНИИ Н{ИДКОСТЕЙ
127
Для ьоды в области давлении от р =
= 02 до р = 10° flWfl
а = 3 • <?0'7 • /?0'15; G5)
а = ЗШ^- р^. G6)
Коэффициент теплоотдачи холодильных
агентов, кролю фреонов, может быть рас-
' тш
ам2час°С
74
12
10
~1
к
4_
?
Z
/
J
0 /0 2/? 3/7 40?%
Рис. 16. Влияние концентрации Е
на теплоотдачу к кипящему
водному раствору бромистого лития при
р = 1 amo: i — q = 50 • 103ккал/./и2час;
2 — q = 100 • Ю3; 3 — q = 150-Ю3;
4 — q — 200 • 103ккал/м2час
считан по формуле G4). Для аммиака в
области температур кипения от —40° до 0°С
10°С рекомендуется приближенная
формула
• а = 5 • ?0'6. G8)
Коэффициенты теплоотдачи фреона-21
и фреона-12 имеют примерно одинаковые
значения, фрсона-22 на 20°/0 больше.
Для ориентировочных расчетов а к
кипящему фреону-11 при t0 от —40° до 10°С
может быть использована формула:
а = 3,7 • 20'6. G9)
Большой практический интерес
представляет теплоотдача в кипящих растворах.
Как показывают опыты, коэффициент
теплоотдачи по мере повышения концентрации
падает, достигает минимума, а затем
начинает возрастать. На рис. 18 приведены
данные [21] о кипении водного раствора
бромистого лития (по оси ординат отложены
10~ За), на рис. 17 — номограмма для
определения коэффициента теплоотдачи при
кипении водоаммиачного раствора [23].
Теплоотдача при кипении в трубах
Кипение внутри труб существенно
отличается от этого процесса в большом
объеме. При кипении в трубе пар движется
вместе с жидкостью, образуя парожид-
костную смесь с непрерывно возрастающим
содержанием пара. Поверхность трубы
находится во взаимодействии с двухфазным
м*час°С
ис. 17. Номограмма для расчета коэффициента
створу; - i — концентрация
Формулу G4) для расчета а при кипении
можно привести к виду:
а = 4,2A+0,007*о) • ?0'7. G7)
Опытные данные различных авторов и
прямые, построенные по обобщенным
формулам [4, 17, 27] для коэффициента теплоот-
(гЧи кипящего фреона-12, приведены на
рис. 15. Вследствие существенных расхож-
^НИи между результатами экспериментов и
Idt^ еННЬШИ зависимостями, Для расчета а
I Ра кипении фреона-12 в области от —40° до
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 ?
теплоотдачи к кипящему водоаммиачному ра-
аммиака в жидкой фазе
потоком, поэтому интенсивность
теплообмена зависит не только от тепловой нагрузки,
свойства жидкости и давления, но и от
гидродинамической структуры потока [24, 25,
26].
При рассмотрении кипения в
вертикальной трубе различают три зоны [21].
Первая соответствует нижнему участку
трубы, в котором давление и температура
насыщения наиболее высоки, а температура
поступающей жидкости ниже. Здесь
происходит подогрев жидкости только конвек-

128 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
цией, коэффициент теплоотдачи невысок
и может быть вычислен по формулам
свободного или вынужденного движения. Вторая
зона соответствует участку трубы, где
жидкость достигла температуры
насыщения. В пограничном слое происходит
постепенное парообразование с частичной
конденсацией образующегося пара в ядре
потока. Третья — зона развитого кипения.
Теплоотдачу во второй и третьей зонах
обычно рассчитывают вместе по формулам
для кипения.
Опытами В. И. Толубинского [27]
установлено, что существует гидродинамический
режим вертикальных испарителей с
естественной циркуляцией, при котором зона
подогрева отсутствует. Этот режим
соответствует оптимальным условиям работы
испарителя (максимальный коэффициент
теплоотдачи); по физической сущности этот
процесс аналогичен кипению в
большом объеме жидкости, и коэффициенты
теплоотдачи можно вычислять по формулам
для последнего.
Движение в горизонтальных и слегка
наклонных трубах в зависимости от
соотношения объемных расходов жидкости
и пара может быть: 1) расслоенным —
жидкая фаза движется в нижней, а паровая —
в верхней части трубы; 2) волнообразным —
граница раздела фаз приобретает волновое
движение, которое периодически достигает
верхней образующей трубы; 3)
эмульсионным — структура потока подобна пене или
однородной эмульсии [25]. При расслоении
фаз интенсивность теплоотдачи в верхней
части трубы резко уменьшается. При
больших скоростях жидкости и пара, а также
паросодержаниях у внутренней
поверхности трубы образуется движущаяся жидкая
пленка, а в середине трубы — сильно
перемешанная эмульсия [25]. Это создает
наиболее благоприятные условия
теплоотдачи.
В настоящее время еще не достигнута
необходимая ясность в отношении
количественных закономерностей и качественных
особенностей процесса теплообмена между
поверхностью нагрева и двухфазной средой
при кипении жидкости в трубах.
При объемных паросодержаниях до
60% интенсивность теплообмена кипящей
жидкости не зависит от наличия пара [25].
Качественное влияние скорости на
коэффициент теплоотдачи характеризуется
зависимостью, представленной на рис. 20,
а коэффициент теплоотдачи можно
вычислять по предложенному Л. С. Стерманом
критериальному уравнению [24]. При
больших паросодержаниях пользуются
частными эмпирическими формулами.
На основании опытных данных по
кипению фреона-12 в горизонтальных трубах
[29, 30, 31. 32] построены графики (рис. 18).
Значения коэффициентов теплоотдачи,
полученные различными исследователями,
существенно отличается одно от другого.
На основании опубликованных авторами
данных не представляется возможным
сделать выводы о причинах расхождения,
ккал
м*Хчас
2000
1500
1200
1000
800
600
500
400
д
-/
б
А
1
^ :
А
А
•Я
i 3
1 '
Э
(
*^1
К >г
о
о
nl,
со
1509 2000 25003000 4000 5000 6000 800010000 15000 2000025000
к кал
Ч мгчас
Рис. 18. Коэффициент теплоотдачи при кипении фреона-12 внутри горизонтальных труо:
Д Эшли, d = 14,6 мм, t = 6 -Ь 16° С [30]; о Бейкер и др., d = 13,8 мм, t = 10 -г 18° С
[313; # Бейкер, d = 13,8 мм, tQ = 14,5 4-30° С [29]; х Зейгель, d = 14 мм, t =
«=1-^27° С [31]; 2— Витциг и др., d = 7 мм; tQ = 20° С [31]; 3— Витциг и др.
d = 7 мм, t = — 7° С [31]; 1 — а = 5,75 q

ТЕПЛООТДАЧА ПРИ КИПЕНИИ ЖИДКОСТЕЙ
129
е как отдать предпочтение одним из
Sj* поэтому для расчета коэффициента
теплоотдачи кипящего фреона-12 рекоменду-
И1 "я следующая эмпирическая формула,
I второй соответствует прямая 1 на рис. 18:
а = 5,75?0'6. (80)
Прямая 1 проведена несколько ниже
прямой усредняющей опытные данные при
температурах кипения t0 > 0°С Формула (80)
применяется при следующих условиях:
ведены на рис. 19. Прямая, проведенная
несколько ниже линии, усредняющей
опытные данные, соответствует уравнению
^H'\ (82)
а = 0,02^
Формула (82) хможет орлть применима
для расчета кипящего в трубах фреона-11
при следующих условиях: d — 8-М4 мм;
1 = 14-3,25 м; q = 1,5-4-16 тыс. ккал/м2час;
G = 18-М36 кг/час; t0 = 5-МЗ°С.
tA ккал
30
25
го
15
12
10
8
6
А
(
Ь
~й
д
д
Д
О
О
д
д^^-
д
о о
• •
Дч О^Х*
^Cf A
д
о (
• •
^Д
д
9
%<
Д
! *
I
д
од
д
о
•
1 •
**1 °
& о
*
1д .,>
0
о
°о
Д О
0 о <
о
о
—]
?0 #7 /00 Ш /W ЭД7 J00 Ш Ш Ш <Ш 1000
1500
Р кг ккал
*"чаем* час
Рис. 19. Коэффициент теплоотдачи при кипении фреона-11 внутри горизонтальных труб: О Бриан
и Квейнт, d = 8 мм, t = 28 + 42°С [31]; • Бриан и Зейгель, d = 14 лш, f = 30 -f 43°G
[34]; [А Бейкер и Миллер, d = 13,8 лип, t = Ь-{
34° С [33]; 1
d = 0,02 (Gq) o,5
примесь масла не превышает 2%, диаметр
трубы d = 10 -Ь 18 мм, длина трубы I =
= 0,7-МО л*, скорость циркуляции
холодильного агента G = 20—-90 кг/час, среднее
весовоепаросодержание#m = 10-f-80%,
температура кипения г0 от —20 до +20°С.
С повышением температуры кипения а
растет. Влияние скорости на процесс кипения
учитывается следующей формулой [32, 31]:
а = 0,0235 (^H,° . (81)
Формула (81) применима при: d = 10-Ь
4-20 мм; I = 0,7-ь9,5 м; q = 1-4-30 тыс.
ккал/м2час; хт = 0,25-f-0,9; G = 15-М 40
кг/час, средней концентрации масла в
агенте 10%.
Опыты с фреоном-11 [33, 34, 31],
проведенные при удельных тепловых потоках
от 1460 до 16800 ккал/м2час, количествах
Циркулирующего агента от 18 до 136 кг/час
при t0 от 5 до 43°С и диаметрах труб8-Ь
14 мм, подтверждают влияние скорости на
коэффициент теплоотдачи при кипении
(рис. 20). Результаты различных опытов,
построенных в координатах ad —10 3 Gq, при-
5 Эыциклопед. справочник, кн. 1
Влияние различных факторов
на теплоотдачу при кипении
Смачиваемость поверхности нагрева
жидкостью. Смачивающая способность
жидкости характеризуется углом 0 между
стенкой и свободной поверхностью жидкости,
который зависит от свойств поверхности
раздела жидкость — металл. Если 6 < 90°,
жидкость смачивает поверхность, например
вода, аммиак, фреоны. Если 6 > 90° —
жидкость не смачивает поверхность,
например ртуть. Приведенные выше
закономерности относятся к жидкостям,
смачивающим поверхность.
Поверхность нагрева. Размеры
поверхности нагрева практически не влияют на
коэффициент теплоотдачи при кипении
в большом объеме, еслид >> 5-103 ккал/м2час
[17]. При h > 10 мм ol не зависит от
высоты уровня жидкости. Данные о
влиянии материала поверхности разноречивы.
Длительность работы. Значения
коэффициентов теплоотдачи становятся
устойчивыми после определенного времени
работы аппарата, когда устанавливается ста-

130 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
бильное состояние поверхности нагрева.
В начале нагрева эти значения выше [21].
Примеси (масла) в кипящей жидкости.
Приведенные расчетные формулы
теплоотдачи при кипении применимы для
чистых жидкостей. При кипении фреонов
существенно ухудшает теплоотдачу
растворенное в них масло. В этом случае
коэффициент теплоотдачи для чистого фреона
умножают на коэффициент ф. При
концентрации масла во фреоне от 0 до 10% ф = 1-ь
-Ь0,7 [20]. Если q — 3000 и концентрация
масла 28%, а вдвое ниже, чем для
чистого фреона [20].
Оребрение. Данные о влиянии оребре-
ния разноречивы. Для расчета
коэффициента теплоотдачи при кипении фреонов в
трубах с накатными ребрами можно
пользоваться формулами для гладких труб.
Вынужденное движение жидкости. При
вынужденном движении кипящей жидкости
может повыситься теплоотдача [21, 24].
Степень влияния вынужденной конвекции
зависит от соотношения между скоростью
движения среды относительно поверхности
и скоростью движения пара, отделяющегося
от нее. В определенных условиях процесс
парообразования оказывает наиболее
существенное влияние на интенсивность
теплоотдачи. Влияние скорости движения
жидкости и теплового потока на теплоотдачу
Конденсация на вертикальной
стенке и горизонтальных трубах
При соприкосновении со стенкой,
температура которой ниже температуры
насыщения, пар конденсируется в виде
отдельных капель или образуется сплошная пленка
жидкости. Различают конденсацию
капельную, пленочную и смешанную. В аппаратах
холодильных машин происходит пленочная
конденсация.
Интенсивность теплообмена при
пленочной конденсации определяется термическим
сопротивлением образующейся пленки
конденсата и характером ее движения.
Термическое сопротивление пленки зависит от
физических свойств жидкости, величины
удельного теплового потока, размеров и
расположения поверхности.
Для ламинарного течения пленки Нус-
сельт получил теоретическое выражение
коэффициента теплоотдачи, которое При
конденсации на горизонтальной трубе
полностью подтверждается опытными данными,
а на вертикальной трубе или стенке дает
численные значения на 20% меньше
опытных [21].
1. в кипящей жидкости отражено в диаграмме,
]. предложенной С. С. Кутателадзе (рис. 20).
I. При заданной скорости движения коэффи-
)- циент теплоотдачи сначала или не зависит,
в" 9*[
igq
Рис. 20. Зависимость коэффициента
теплоотдачи а от теплового потока q
и скорости вынужденного движения
w при кипении: 1 — кривая,
соответствующая развитому кипению
при свободной конвекции
или мало изменяется с ростом теплового
потока. Затем влияние теплового потока
усиливается и, наконец, становится
решающим. Линия 1 (рис. 20) соответствует
кипению в большом объеме без
принудительного движения жидкости при постоянном
давлении. При повышении давления
относительное влияние скорости циркуляции
на теплообмен уменьшается [24].
Формула Нуссельта:
, = clT ./^Vr- (83)
У V-h (г* — tw) - h
Для горизонтальной трубы С = 0,72;
l0 — d; для вертикальной трубы или стенки
С = 0,94 по Нуссельту, С == 1,13 по
опытным данным; 10 == Я. В расчетах принимают
опытное значение С.
На основании обобщения теоретических
и опытных данных для ламинарного
движения пленки и опытных для случая, когда
происходит ламинарное движение в верхней
части и турбулентное в нижней части
поверхности охлаждения, С. С. Кутателадзе
предложено уравнение [21]:
Num = С (Ga • Рг • К)?. (84)
Конденсация на горизонтальной трубе:
С = 0,725; п = 1/А;
конденсация на вертикальной трубе
или стенке:
(Ga . Рг.#)<<1015 — 67= 1,13; л=1/*
(ламинарное движение пленки);
ТЕПЛООТДАЧА ПРИ КОНДЕНСАЦИИ ПАРА

ТЕПЛООТДАЧА ПРИ КОНДЕНСАЦИИ ПАРА |31
(Ga . Pr • к) > W" — С = 0,068; п = i/з
(ламинарное и турбулентное движение
пленки).
формула (83) в случае ламинарного
движения может быть преобразована в
уравнение (84).
Опыты по конденсации аммиака, фрео-
на-12, фреона-22 [18, 35, 36] на
вертикальной или горизонтальной трубе
подтверждают возможность применения формулы (83)
при расчете коэффициентов теплоотдачи.
Для практических расчетов а агентов
может быть использована формула
а = СЬ\/7 , * . (85)
В табл. 13, составленной но з^точненным
данным [37], даны значения у г и
При расчете значение г определяется
по температуре конденсации tK; 7, ^ и f*
жидкости — по средней температуре пленки
*т= 0,5 (tw + tn). Размерность \Lh в формуле
(83) — кг час/м2.
_
^>w"
/s
<2
***'
:н
0 2 4 6 8 10 12 п
Рис. 21. Значения е в
зависимости от среднего числа труб п
в пучке по вертикали: 1 —
коридорный и шахматный пучки;
2 — пучок Жинаба
Конденсация на пучке горизонтальных
тРуб. При конденсации на пучке горизон-
5*
тальных труб конденсат стекает с верхних
труб на нижние, увеличивая толщину
пленки на последних и уменьшая их
коэффициент теплоотдачи. Если принять, что
температурные напоры на всех трубах
одинаковы, то при ламинарном течении пленки
средний коэффициент теплоотдачи всего
пучка может быть вычислен по формуле
а=7.а1? (86)
где аг — коэффициент теплоотдачи
одиночной трубы.
Коэффициенты г для коридорного и
шахматного пучка и пучка Жинаба
приведены на рис. 21 [21].
Конденсация на ребристых трубах.
Исследования [35] конденсации фреона-12
и фреона-22 на ребристых горизонтальных
трубах показали, что и в этом случае
процесс теплоотдачи может быть описан
уравнениями (84) или (83). Если пренебречь
термическим сопротивлением ребер, так
как оно мало по сравнению с
термическим сопротивлением пленки конденсата,
то влияние оребрения на теплоотдачу мо-
Таблица 13
жет быть выражено только посредством
геометрических факторов, зависящих от
размеров ребра и трубы и формы ребра. В этом
случае коэффициент теплоотдачи
аР == а • ?р> (87>
где а — коэффициент теплоотдачи
гладкой трубы; подсчитывается по
формулам (83) или (85);
гр — коэффициент, учитывающий
влияние оребрения; определяется по
формулам, приведенным
Соколовой [35], или по табл. 14.
При расчете а в качестве определяющего
размера принят d0, ap отнесен к
поверхности трубы, поэтому в формуле для
количества тепла, передаваемого от
холодильного агента к стенке Q = F . bt . *р,
поверхность теплоотдачи F = ndQL
Вспомогательные величины для расчета коэффициентов теплоотдачи при конденсации паров холодиль -
ных агентов на трубах
/
0
10
20
30
40
Аммиак
]/г
4,170
4,140
4,104
4.067
4,027
Ь
1746
1718
1644
1586
1526
ф-11
|/7
2,597
2,586
2,573
2,560
5.547
Ъ
563,0
558,9
557,1
550,2
545,9
ф-12
1/7
2,467
2,446
2,425
2.399
2,370
Ъ
531,7
510,3
486,2
462.5
436,8
ф-22
у г
2,651
2,623
2,590
2,551
2,505
b
591,2
569.2
550,7
525,3
503,2
ф-21
V'r
2,770
2,756
2,741
2,725
2,708
Ь
717,1
707,1
699,9
683,3
669,5
Хлористый метил
V7
3,136
3,114
3,091
3,067
3,039
Ъ
814,0
786,7
761.4
732,6
702.1

132 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Т а б л и на 14
Значения коэффициента гр для сребренных труб [351
Труба
С круглыми плоскими
С навитыми
гофрированными ребрами
Диаметр
трубы у
основания
ребра,
d0
Г 17,7
{ 23,0
1 16
20,0
13,0
Ребра
диаметр
наружной

окружности
21,5
26,0
20,4
49,5
23,8
шаг
2,03
2,0
2,06
4,0
5,16
высота
1,9
1,5
2 2
14,75
5,90
Толщина
у
основания
50
1,6
1,6
1,81
0,5
0,3
У
торца
6т
0,99
1,05
1,14
0,5
0,3
Отношение
наружных
поверхностей
ребристой
к неоребрен-
ной
2,18
1,99
2,78
13,25
5,44
SP
2,17
1,93
2,67
3,32
3,19
Влияние различных факторов
на теплоотдачу при конденсации
Влияние скорости движения пара.
Влияние скорости движения пара на процесс
конденсации выражается в механическом
воздействии движущегося пара на пленку
конденсата при трении о ее поверхность.
Если совпадают направления движения
пара и пленки, скорость течения конденсата
вследствие трения увеличивается, толщина
пленки уменьшается и коэффициент
теплоотдачи возрастает. При движении пара
снизу вверх и увеличении его скорости до
определенной величины стекание пленки
задерживается струей пара, толщина ее
растет и а уменьшается. Когда скорость
приобретает величину, при которой сила
трения становится больше силы тяжести,
пленка увлекается паром вверх, срывается
с поверхности и а увеличивается.
Приведенные расчетные формулы можно применять
при скорости пара ^10 ль/сек. Влияние
скорости на коэффициент теплоотдачи
учитывают с помощью графика, приведенного
С. С. Кутателадзе [21].
Влияние влажности, перегрева и
примесей неконденсирующихся газов.
Влажность пара до 20% не оказывает влияния на
величину коэффициента теплоотдачи при
а
ккал/н?час°С
1Q0C0
6000
2000
- V
г1
Л
,3
ч4
2000 6000 10000 №00 q ккал/м^час
Рис. 22. Коэффициенты теплоотдачи при
конденсации паров аммиака из смеси "с воздухом- 1 —
чистый пар; смеси: г — 2,5% воздуха, з — 17 5%
4 — 35,3%' /0'
конденсации. Перегрев учитывается
введением в формулу (83) вместо теплоты паро-
ооразования г разности энтальпии
перегретого пара и насыщенной жидкости (in — г").
В формулу (83) и при конденсации
перегретого пара подставляется разность
температур At = tK — tw.
В присутствии неконденсирующихся
газов, например воздуха, значительно
уменьшается коэффициент теплоотдачи при
конденсации, что объясняется образованием
диффузионного слоя у поверхности пленки
конденсата.
Для определения коэффициента
теплоотдачи при конденсации аммиака и фре-
она-12 в присутствии воздуха можно
пользоваться рис. 22 и 23 [38].
а
ккал/м2час °С
woo
600
200
Л
<2___
,3
А"
2000 ШО 6000 6000qia<afl/M24ac
Рис. 23. Коэффициенты теплоотдачи при
конденсации паров фреона-12 из смеси с воздухом:
1 — чистый пар; смеси: 2 — 14,7% воздуха,
3 — 20%, 4 — 32,6%
Конденсация внутри горизонтальных
труб. Закономерности, определяющие
теплообмен при конденсации внутри
горизонтальных труб, существенно отличаются
от установленных для конденсации на
наружной поверхности труб. В некоторых
случаях при увеличении теплового потока и
длины трубы коэффициент теплоотдачи
растет. В результате опытов по
конденсации водяного пара внутри горизонтальных
труб выявлена зависимость а ~ qn . /mf
где п ^^ 0,5 и т си 0,3.
Исследования конденсации аммиака
внутри горизонтальных труб [36] при
q = 2000-f-35000 ккал/м2час подтверждают

ЛУЧИ С Т ЫЙ ТЕПЛО ОБ МЕН
133
эту зависимость. На основании этих опытов
можно рекомендовать расчетное
уравнение
а = Мдо-Ч^ • d-°>2*. (88)
Коэффициент М (табл. 15) зависит от
физических свойств конденсирующегося ве-
Таблица 15
Значения коэффициента М для расчета а
при конденсации паров холодильных агентов
в трубах
,
fK
0
10
20
30
40
к
а
S
<
8,84
8,15
7,52
6,90
5,00
,
к
к
<*•> г*
ч 5
>>§
9,24
10,07
13,40
19,50
"
^ч
V
и
о
CU
Л
е
4,56
4,20
3,91
3,66
3,51
<м
1
К
О
CU
Л
е
3,40
3,12
2,88
2,67
2,58
(М
CN
W
о
CU
а
е
3,31
3,08
2,93
2,77
2,69
щества и температуры конденсации и
выражается зависимостью
М= 1,26-
h • (89)
(,ч)о,з . T"°-J . ао,з
Влияние материала стенки. Теплоотдача
к чистым поверхностям, при условии
смачиваемости их конденсатом, не зависит от
материала этой поверхности.
Коэффициенты теплоотдачи труб с
окисленной и шероховатой поверхностью ниже
коэффициентов теплоотдачи чистых труб.
Это объясняется повышенным
гидравлическим сопротивлением шероховатой
окисленной поверхности, затрудняющим сте-
кание конденсата, а также дополнительным
термическим сопротивлением слоя окиси
[21]. Коэффициент теплоотдачи обычных,
не очень загрязненных труб с окисленной
поверхностью в среднем на 15—25% ниже,
чем чистых труб. С увеличением Дг разница
становится больше.
ЛУЧИСТЫЙ ТЕПЛООБМЕН
Лучистый теплообмен оказывает
существенное влияние на работу аппаратов в
случаях, когда конвективный теплообмен имеет
малую интенсивность. Примером такого
теплообменного устройства является
охлаждающая батарея, работающая при
естественной конвекции воздуха.
Лучистый теплообмен зависит от
расположения одного тела относительно
другого. При теплообмене между двумя
плоскими параллельными поверхностями:
Q = cn
iooJ Vioo/ J u
(90)
где Q — тепло, передаваемое в результате
лучистого теплообмена первым
более теплым телом второму,
ккал/час]
Tj, Тг — температуры тел, °К;
?\=~F2 — площади излучающих
поверхностей, м2;
Сп — приведенный коэффициент
лучеиспускания:
С„ = г — , (91)
1
1
' + С2 С0
С1? С2> С0 — коэффициенты
лучеиспускания первого, второго и
абсолютно черного тел, ккал/лРчас °К4.
Если учесть, что -~~ = е (степень чер-
^0
ноты тела), то уравнения (90) и (91) можно
переписать в следующем виде:
'|Дмку \юо;
С„ = е„Св, (91а)
Q = ««-C,
>)>•
(90а)
где еп — приведенная степень черноты
1 1
1 1
^о | Cq
с'^с,'
(92)
Для определения приведенной степени
черноты можно пользоваться рис. 24, а.
Значения степени черноты для некоторых
тел указаны в табл. 16.
Таблица 16
Степень черноты для некоторых тел
Наименование
t, °С
Алюминий шероховатый . .
» полированный .
Железо, свежеобработанное
наждаком
Сталь листовая с плотным
блестящим слоем окиси .
Чугун обточенный
Медь прокатанная
Оцинкованное листовое
железо серое, окисленное. .
Асбестовый картон
Вода
Дуб строганый
Кирпич красный
шероховатый
Лак белый эмалевый на
шероховатой
металлической поверхности . . . .
Лак черный матовый ....
Стекло гладкое
Толь
Штукатурка шероховатая .
26
23
20
25
22
(К-
24
24
~ too
20
20
23
^95
,055
,052
0,24
0,
о,
0,95
,82
,44
,64
,28
,96
^0,96
,90
0,93
0,90
0,96
О,
о;
о,
^0,98
,94
,91
,91
Если лучистый теплообмен происходит
между телами, одно из которых имеет
выпуклую поверхность и находится внут-

134
ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ри другого, в формулу (90а)
подставляют
1 (93)
FA в.
1
где Fx и F2 — поверхности меньшего и
большего тел.
Если поверхность внутреннего тела
значительно меньше, чем внешнего, можно
вторым слагаемым в знаменателе (93) пренеб-
0,8
0,6
0,4
0,2
излучаемой телом i, попадает
на тело 2.
При расчетах поверхности
охлаждающих батарей, выполненных в виде пучка
гладких труб (однорядного или
многорядного), коэффициент облученности
определяют в зависимости от расстояния между
осями труб и числа рядов в пучке (рис. 24,6).
N42
1 \Ш*
1 L^—
1 Ljg$H~H—
1 \"Y\
л\$\
АлМ
я?йУ
Яргй
— \0,г\
ол
ОМ 0.6
•I)
0,8 €t
V
/
/
Уу
$s
/
л
ь
*-*¦*
у
S
Z7^-
г
4
6
8
'а !
2 3 4
б)
6 ?/
й
^
2
15
3 I
3,5 Л
ч
0,5
ОМ
о,з
0,2
0,1
0,3 0,4 0}5 0,6 0J 0,8 $
6) й
Рис. 24. Теплообмен излучением: а
^-ф- ф -ф- -ф- -^тк
-@г -ф- -&- -ф- '
/,/7 /,2 /,4 /,? /,<? 2,0 2.2 2,4 2/ 2,<? ?0 ?/
г; о
зависимость приведенной степени черноты е
п
от степени черноты первого и второго тел (ej и е = е2); б — зависимость коэффициента
облученности ф для пучка гладких труб от отношения шага st к диаметру с*и числа рядов труб в
пучке (цена деления шкалы Ф = 0,1); виг— коэффициенты облученности для пучка
ребристых труб; S — шаг ребер
речь и уравнение (90а) записать в виде:
«-'•с»Ч(ш)ИйI-(94)
Для тел разной формы и при любом
взаимном расположении
где еп — приведенная степень черноты
системы, равная гг . ?2;
F — расчетная поверхность
теплообмена тела 2;
ф — коэффициент облученности,
учитывающий, какая часть энергии,
На рис. 24, в приведена зависимость
коэффициента облученности ф2 окружающей
среды одиночной ребристой трубой от
отношений диаметра ребра к диаметру трубы j
и шага ребер к диаметру - . На рис. 24, г—
зависимость поправочного множителя «V для
однорядной (верхняя кривая) и двухрядной
ребристых батарей от отношения расстояния
между трубами в каждом ряду к диаметру
ребра: ф= ф,.<]/. Другие три кривые
соответствуют значениям S2/D равным 1, 2, 3
(снизу вверх).

ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ ПРИ НЕСТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМЕ
135
Часто в расчет вводят коэффициент
теплоотдачи излучением
Нестационарный режим
характеризуется изменением температуры тела во
времени.
Нестационарность тепловых процессов
обусловлена изменением энтальпии тела,
т. е. его нагревом или охлаждением.
Температурное поле тел без внутреннего
источника тенла при изменении температуры
по одной координате выражается
дифференциальным уравнением B). Для тел
проще Qa — тепло, передаваемое излучением;
вычисляется по формуле (90а), в правой
части которой в качестве множителя принята
площадь поверхности^. Поэтому
неизвестная величина Fx из формулы (96) выпадает.
стой формы (пластина, цилиндр и шар)
найдены аналитические решения уравнения B).
Решения громоздки, поэтому оказалось
в целесообразным свести их в графики, с по-
, мощью которых можно определить
распределение температур в теле в любой
момент времени, а также -подведенное или
отведенное тепло.
На основании теории подобия из
уравнений A), B) и D) могут быть получены кри-
ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ ПРИ НЕСТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМЕ
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5оо
aooof аоо/ o.oi 0,1 1 ювыа&/лст
1,0 г
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5о*
0,0001 0,00/ 0,01 0,1 1 JOBhaR/Лст
I)
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5оо
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 Bi=(xR/Acm
')
и
Рис. 25. Значения безразмерной температуры -~^ = / (Bi, Fo) на
(г '
поверхности: а — плоской неограниченной стенки, б — бесконечно
длинного цилиндра, в — шара

136 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
терии, которыми определяется безразмер- торая в этих случаях имеет определенное
значение, например для пластины, полагая
I = 5, где 5 — половина толщины, имеем
на поверхности L = 0, в средней плоскости
ная температура в заданной точке тела
:/(Bi, Fo, L),
0'
) = <-
- tf; 0' = V ¦
где о = « — if, о ==c —if,
t — температура в заданной точке
через время т;
t' — начальная температура тела;
Во/В*
1,0
Таким образом, безразмерная
температура на поверхности
= /«,(Bi, Fo),
2 5 2 5 Z 5 2 5 2 5 2 5°°
0,001 0,01 0,1 1 Ю Bhad/Лст
(97)
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5°°
0,0001 0,001 0,01 0,1 7 10 Bi-CkR/Лщ
О
0,5
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5°°
0,0001 0,001 0,01 0,1 г 10в1-оя/лст
-оЛ
о
-4
Ч*
V
^
ч
Vs
S
V Ч
V
V
sv V
ч.
V
X
*"
\
N
\
=V?>Y
Ofs/
V
Ч
tn Y
V
ч.
s^4
\
Л
Г 1
Ч.
1?'
ч
V
V
ч
—
^
'?&
0,05
=^А
._ j
';
Рис. 26. Значения безразмерной температуры -~ =/ (Bi,
Fo): а — в средней плоскости пластины, б — на оси
цилиндра, в — в центре шара
L = -- безразмерная координата точки,
I — половина толщины плоской стенки
или радиус шара, цилиндра.
Если ограничить задачу определением
температуры на поверхности и в средней
плоскости пластины, на оси цилиндра,
в центре шара, то в формуле может быть
опущена безразмерная координата L, ко-
в средней плоскости для пластины, на оси
цилиндра и в центре шара
0r = /o(Bi, Fo).
(98)
Кроме температур, часто требуется
определять QT — количество тепла,
подведенного или отведенного за время т. Оно равно
начальной энтальпии тела, умноженной на

ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ ПРИ НЕСТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМЕ
137
относительное изменение средней
температуры его за время т. Следовательно,
относительное изменение энтальпии также яв-
лязтся функцией критериев Bi и Fo:
^ = /Q(Bi, Fo). (99)
Q/q'
1>°v
Начальная энтальпия: пластины
толщиной 28 и площадью 1 м2
Q' = 2b^' ккал/м2; A00)
участка цилиндра длиной /. и радиусом R
Q'=7ijF?VfZ6' ккал; A01)
шара радиусом R
4
Q' = — tzR^cV ккал. A02)
На рис. 25 приведены безразмерные тем-
пературы ~ на поверхности
неограниченной пластины, бесконечно длинного
цилиндра и шара. На рис. 26 — безразмерная
температура соответственно в средней
плоскости пластины, на оси цилиндра, в центре
шара. Относительное изменение
теплосодержания —^ приведено на рис. 27.
Если ширина и высота пластины
немногим больше ее толщины, а длина
цилиндра мало отличается от его радиуса, при
расчете по графикам (рис. 25 и 26) может
быть получена большая погрешность.
Короткие цилиндры, прямоугольные призмы
и параллелепипеды можно рассматривать
как тела, образованные пересечением
взаимно-перпендикулярных цилиндра и
пластины, двух пластин и трех пластин
неограниченных размеров, но конечной толщины
[39]. Для расчета цилиндра толщина
пластины * 2d принимается равной длине ци-
0,5
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5<*>
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 8fca6/Acm
*)
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5оо
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 Bi=cxR/Acm
От/'О'
1,0
0,5
А
! ¦
ч
к
> /
к /
ь/
s
4/
У
ь
/S/V '/Ч!у /^<h>
NV
'^Г^Г
/
/
/
у
/
г—
^
/
/
^
s
~^rz
0]1
0,0
\~
1 И 1 П Ш -
1 1 П 1 1 It 1 II
2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 2 5 оо
0,0001 0,001 0,01 0,1 2 W ВЫ a R/A cm
Рис. 27. Относительное изменение теплосодержания п, =/
(Bi, Fo): a — для пластины, б — цилиндра, в — шара

138 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
0 этой точки, полученных для цилиндра беско-
линдра I. Безразмерная температура -^ для Нечной длины и пластины бесконечной про-
какой-либо точки короткого цилиндра рав- тяженности. Такой порядок расчета приме-
на произведению безразмерных температур ним Для призмы и параллелепипеда [4].
ТЕПЛООБМЕН МЕЖДУ ВОДОЙ И ВОЗДУХОМ
Основные определения. Влажный
воздух представляет собой смесь сухого
воздуха и водяного пара. Весовое количество
водяных паров, содержащихся в A + d) кг
влажного воздуха, называется влагосодер-
жанием d.
Давление пара, насыщающего
пространство при данной температуре,
называется давлением насыщения рпп.
Влагосодержание насыщенного воздуха
обозначается d".
Влагосодержание и давление пара
связаны равенством, полученным из уравнения
состояния идеального газа:
: 0,622 fe :
Рг
: 0,622 •
Рп
Р — Рп
A03)
где р — полное давление влажного
воздуха;
рг — давление сухого воздуха.
Влагосодержание не определяет,
насколько воздух близок к состоянию
насыщения. Поэтому вводится вторая величина,
называемая степенью насыщения.
Отношение влагосодержания воздуха
при данных температуре и давлении к вла-
госодержанию насыщенного воздуха при
тех же условиях называется степенью
насыщения ф.
Ъ = — = ^ . р ~~ р"п
d" P'n Р — Рп
A04)
Другой более распространенной
характеристикой влажного воздуха является
абсолютная влажность, т. е. весовое
количество водяных паров, заключенных в 1 „м3
влажного воздуха. Абсолютная влажность
равна удельному весу водяных паров.
Отношение абсолютной влажности к
количеству влаги, насыщающему 1 м3 воздуха
при тех же значениях температуры и
давления, называется относительной влажностью:
In Рп '
Из формул A04) и A05)
,^Р^-
A05)
A06)
Р—Рп
Энтальпия влажного воздуха
* = Cp«+r0tf = @,24+0,45rf)*+ 597,3tf, A07)
с'р — 0,24 + 0,45 d — теплоемкость
влажного воздуха.
Если в воздухе содержатся, кроме пара,
капельки воды (туман), энтальпию
вычисляют по уравнению:
i = 0,24* + E97,3 + 0,45z) dn + t • de. A08)
Если в воздухе, помимо паров и частиц
воды, находятся мелкие кристаллы льда,
то *
i = 0,24* + E97,3 + 0,450 X
X dn + t . de — (80 — 0,50 • &л. A09)
Объем влажного воздуха при давлении р
равен:
ту ш fji
V = — A + 1,6Ы). A10)
Удельный объем влажного воздуха:
*=тт-- A11)
Для определения параметров воздуха
составлены таблицы, в которых даны величи-
Рис. 28. d, i-диаграмма
влажного воздуха: 2 — область
ненасыщенного воздуха, 2 —
область тумана
ны влагосодержания и Знтальпии
насыщенного и сухого воздуха в зависимости от
температуры.
При расчете процессов, происходящих
во влажном воздухе, пользуются d, t-диа-
граммой. В прямоугольной системе
координат хорошо видна только область тумана,
поэтому диаграмму строят в косоугольной
системе координат (рис. 28).

ТЕПЛООБМЕН МЕЖДУ ВОДОЙ И ВОЗДУХОМ
139
Из выражения A07) видно, что процессы,
протекающие при постоянной температуре,
изображаются в d, г'-диаграмме прямыми
линиями, при этом:
(ё)(=597'3+°>45'>
т. е. уклон изотерм в области
ненасыщенного воздуха слегка возрастает с
температурой. Оси координат d и i проведены под
углом, большим90°, однако для удобства
пользования влагосодержание d отложено на
горизонтальной прямой.
В диаграмме нанесены кривые
постоянной относительной влажности ср. Линии
постоянной энтальпии параллельны оси
абсцисс, а постоянного влагосодержания —
оси ординат.
В интересующих холодильную практику
случаях использования атмосферного
воздуха можно считать, что его давление
постоянно. Тогда для характеристики
термодинамического состояния влажного воздуха
достаточно задать еще два параметра: одним из
них является температура, а другим может
быть ср или i.
Теплообмен между водой и влажным
воздухом. Над поверхностью воды с
температурой t8 движется влажный воздух с
температурой tz и парциальным давлением рп водя-
Рис. 29. Распределение температур и
парциальных давлений пара во влажном воздухе над
водой: 1 — поверхность воды, 2 — пограничный
слой, з — невозмущенный слой воздуха
ного пара (рис. 29). Вблизи поверхности воды
при турбулентном движении воздуха
образуется пограничный слой, представляющий
сопротивление теплообмену и влагообмену.
Влагообмен происходит вследствие
разности парциальных давлений: р!^ водяного
пара у поверхности, где воздух насыщен
водяными парами, и рп пара вдали от
поверхности. Под действием разности
давлений происходит испарение влаги и
переход ее в воздух или конденсация паров
на поверхности воды. При этом
осуществляется и теплообмен, так как вместе
с парами переносится тепло, затраченное на
их образование. Наряду с этим
процессом происходит обычный конвективный
теплообмен, обусловленный разностью
температур между водой и воздухом.
Общее количество тепла, подведенного
воздуху от воды, можно представить в виде
суммы тепла, передаваемого путем
конвекции («сухая» теплопередача) и при
испарении воды:
dQ = [^(te-~tg) + ra(d"~-d)] -dF. A12)
Если te — ta>>0, то тепло переходит от
воды к воздуху. При и~и = 0 не будет
конвективного теплообмена. Если te—/г<С0,
то тепло переходит от воздуха к воде. С
другой стороны, при d"—d>>0 происходит
испарение воды в воздух и, следовательно,
тепло испарения передается от воды к
воздуху. При d" — d = 0 испарение
отсутствует. Если d" — d < 0, влага из воздуха
конденсируется.
Уравнение A12) справедливо и для
случая, когда воздух нагревается или
охлаждается водой или другой жидкостью в теп-
лообменном аппарате, в котором вода и
воздух не соприкасаются. При этом в
случае нагревания влагообмен отсутствует, а
при охлаждении на поверхности может
происходить конденсация или образование льда.
Тепловые процессы во влажном воздухе.
a) d" — d — const. Процесс возможен при
условии, когда температура воды или
охлаждающей поверхности ниже
температуры влажного воздуха.
Если охлаждать влажный ненасыщенный
воздух состояния 1 (рис. 30, а) при
постоянном влагосодержании, то
происходит только сухой теплообмен.
Уравнение A12) преобразуется в dQ=a (te—ts) dF.
Точка 2 называется точкой росы. В
случае охлаждения поверхностью, имеющей
техмпературу ниже точки росы, происходит
конденсация части паров. Точка 3 —
насыщенный воздух и вода, состояние которой
в диаграмме не может быть изображено.
Если воздух нагреть (после удаления из
него сконденсированного пара) до
начальной температуры, то влагосодержание его
уменьшится \3'—4).
б) dO = 0 — процесс происходит при
условии отсутствия теплообмена или при
dQc = - dQa.
Если в начале процесса температура
воды выше, чем воздуха, то ее тепло будет
передаваться сухой теплопередачей и
испарением. Так как притока тепла от внешней
среды к воде нет, то температура воды
будет понижаться, в какой-то момент времени
сравняется с температурой воздуха, а
затем станет ниже последней. При этих
условиях тепло испарения передается
воздуху, вследствие разности температур
между воздухом и водой, и путем сухой
теплопередачи переходит от воздуха
к воде. Так как температура воды не
может быть далее понижена воздухом
данного состояния, ее называют пределом
охлаждения. Она соответствует состоянию

140
ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
воздуха, определяемому с достаточной
точностью в d, г-диаграмме: из точки,
характеризующей состояние влажного воздуха,
(диффузия) воздуха, находящегося вдали
и у поверхности. Таким образом,
охлаждение воды воздухом можно представить в d,
s)
Рис. 30. Процессы в d, г -диаграмме: а — охлаждение влажного воздуха при d = const;
б— смешение влажного воздуха различных состояний; в—адиабатическое охлаждение
воды воздухом
проводим линию постоянной энтальпии до
пересечения с линией ср = 100% (точка Ъ
на рис. 30, в). Обоснование этого приведено
ниже.
в) Процесс смешения. Смешение при
постоянном давлении различных весовых
количеств влажного воздуха, состояние
которых определяется параметрами tlt
dlf ix и t2, d2, iv показано на рис. 30, б.
Различным состояниям воздуха
соответствуют точки 1 и 2.
Состояние смеси характеризуется влаго-
содержанием
dm- Gi _|_ q2
и энтальпией
Gt + G2
(ИЗ)
A14)
если Gt и G2 представляют смешиваемые
весовые количества сухого воздуха. Из
уравнений (ИЗ) и A14) следует:
i li dm — d\
lm Я* ¦ (Iff,
A15)
В d, г-диаграмме состоянию смеси будет
соответствовать точка т на прямой,
соединяющей точки 1 и 2, которая разделит
прямую на отрезки, обратно
пропорциональные весовым количествам G± и G2.
Эта особенность процесса смешения
используется при расчетах теплообмена между
влажным воздухом и водой. Ранее отмечено,
что в непосредственной близости у
поверхности воды воздух имеет ее температуру и
относительную влажность 100%. Поэтому
процесс взаимодействия воздуха с водой
можно рассматривать как процесс смешения
i-диаграмме прямой, расположенной между
линиями 1-а и 1-Ъ (например, процесс 1—2
на рис. 30, в).
Состояние 1 — влажный воздух,
который служит для охлаждения. Точка а
определяется путем проведения
касательной к кривой <р = 100%, а точка Ъ является
пределом охлаждения.
Учитывая приближенное соотношение
между коэффициентом теплоотдачи и
коэффициентом испарения, предложенное
Льюисом,
~^с' A16)
можно преобразовать формулу A12)
dQ = a (i" — i) dF-~tedW. A17)
Для учета второго слагаемого А. А. Го-
го л ин ввел поправочный коэффициент А и
представил уравнение A17) в виде:
dQ = Az(i" — i) • dF. A18)
Значения коэффициента А следующие:
*е
А
10°
0,99
15°
0,98
20°
0,97
25°
0,96
30°
0,95
35°
0,94 1
При температурах ниже нуля
пренебрегать энтальпией переносимой влаги нельзя,
так как в нее включается теплота
затвердевания.
Из уравнения A17) следует, что предел
охлаждения, соответствующий процессу
при dQ = 0, может быть приближенно
определен в d, г-диаграмме на пересечении
прямой L = i" с линией ср = 100%.

142 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ности температур (tn—tf) на части,
пропорциональные термическим сопротивлениям.
Отрезок CD представляет разность
температур, необходимую на преодоление
сопротивления теплоотдачи со стороны воды,
соответственно отрезки DB — загрязнений
и осадков и BE — теплоотдачи со стороны
рабочего тела.
Аналогично проводится определение
температуры стенки для испарителей
холодильных машин, а также
испарителей-конденсаторов в каскадной схеме. Отличие
состоит в том, что при кипении коэффициенты
теплоотдачи выражены через удельный
тепловой поток. Поэтому предварительно надо
найти зависимость а от Лг — tw—t,
воспользовавшись уравнением A19) и формулами
для расчета а при кипении.
Загрязнения и осадки в аппаратах
холодильных машин оказывают существен-
охлаждения в d, г-диаграмме:
б — воды воздухом
ное влияние. Величины допускаемых
загрязнений и осадков устанавливают на
основании сопоставлений теоретических
расчетных коэффициентов теплопередачи с
действительными, полученными при испытании
аппаратов в нормальных условиях.
На поверхности аммиачных
конденсаторов и испарителей со стороны
холодильного агента оседает масло, попадающее из
компрессора. Толщину слоя масла
принимают равной 0,054-0,08 мм. Во фреоновых
машинах благодаря растворимости во фре-
онах масла слой его на поверхности
отсутствует. Однако условия теплообмена при
конденсации ухудшаются.
В конденсаторах с водяным
охлаждением на поверхности, омываемой водой,
выпадает твердый осадок растворимых
солей, так называемый водяной камень.
При нормальной эксплуатации толщина
его не более 0,5 мм.
Стальные трубы аммиачных аппаратов
покрыты с обеих сторон слоем продуктов
коррозии. Термическое сопротивление этого
слоя примерно 0,1 • 10~3 м* час °С/ккал.
Если наружная поверхность труб
аппарата окрашена, необходимо учесть
сопротивление слоя краски толщиной 0,1 мм.
Термическое сопротивление стенки трубы
обычно незначительно, и им можно
пренебречь. На поверхности аппаратов для
охлаждения воздуха при отрицательных
температурах выпадает слой снега,
оказывающий заметное влияние на
теплопередачу.
Ориентировочно полное термическое
сопротивление загрязнений в аммиачных
конденсаторах находится в пределах
0,8-10~3 4-1,1 • 10~* м2 час °С/ккал. При
расчете фреоновых конденсаторов с медными
трубами должны быть исключены
сопротивления слоя масла и ржавчины.
В аммиачных испарителях
принимают полное термическое сопротивление
0,6-Ю-8 4-0,8-КГ8 м* час°С/ккал. Во
фреоновых испарителях с
медными трубами
загрязнения можно не
принимать во внимание, если
при определении
коэффициента теплоотдачи
учитывать растворенное во
фреоне масло.
Для учета влагообме-
на в воздухоохладителях
и при испарительном
охлаждении воды
пользуются коэффициентом влаго-
выпадения ?. Этот
коэффициент равен отношению
тепла, определяемого по
— воздуха; уравнению A17), к теплу,
передаваемому путем
«сухой» теплоотдачи.
При охлаждении воздуха
5 = i+f^-597'3r4 A24)
г —и
где dn t
d"
средние значения влагосодер-
жания и температуры воздуха
в аппарате или охлаждаемом
помещении;
— температура поверхности
аппарата;
— влагосодержание насыщенного
воздуха при температуре
стенки:
выше 0° iw = tw
ниже 0° iw = 0,5 tw — 80.
Для температуры ниже 0° формула A24)
упрощается
? = !+ 2880 d~d" • A25)
г-
г«
Для температуры выше 0° формулу A24)
можно представить в виде:
g = l+248p<*~~f . A26)

ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ 143
Формулу A26) можно использовать
для расчета охлаждения воды воздухом.
Процесс охлаждения воздуха в
воздухоохладителе изображен на рис. 32, а.
Состояние воздуха при входе — точка 1,
выходе — 2, среднее — т, у поверхности
аппарата — 3. На рис. 32, б представлен
процесс охлаждения воды воздухом.
Пользуясь коэффициентом влаговыпа-
дения, вводят понятие об условном
коэффициенте теплоотдачи ау, учитывающем все
тепло, передаваемое при теплообмене
влажного воздуха
A27)
а. = ?
где а — коэффициент конвективной
теплоотдачи;
ал — условный коэффициент лучистой
теплоотдачи (см. формулу 96).
При вынужденной конвекции лучистым
теплообменом часто пренебрегают.
Найденное значение «у подставляют в формулу
коэффициента теплопередачи.
Расчет ребристой поверхности при
наличии влагообмена (испарительные батареи,
воздухоохладители) можно также вести
при помощи условного коэффициента
теплоотдачи со стороны ребер, отнесенного
к 1 м2 основной поверхности, как было
показано в начале раздела для условий сухого
теплообмена. В этом случае условный
коэффициент теплоотдачи в обозначениях,
использованных ранее,
A28)
Первое слагаемое выражает тепло,
передаваемое ребрами, второе — поверхностью
труб, свободной от ребер. Трудность
расчета состоит в установлении разности
температур 6Х между основанием ребра
(практически — температура стенки трубы) и
температурой окружающей среды. Для
батарей, в которых"обычно основное
термическое сопротивление находится со стороны
воздуха, можно без заметной погрешности
принимать Gj как разность температур
между охлаждающей средой и воздухом в
камере. При расчете воздухоохладителей
следует этим перепадом задаться с
последующей проверкой.
?0 и ало определяют по температуре
поверхности ребер, а ?х и ал — по
температуре поверхности труб.
В задачах холодильной техники
разности температур невелики, поэтому
указанным различием можно пренебречь и
проводить расчет по температуре поверхности
труб (см. расчет ребристой поверхности).
Поверхности основную JF, реберF0 и труб
между ребрами F1 определяют для 1 пог. м
трубы, задавшись размерами ребер и
расстоянием между ними.
При определении условного
коэффициента теплоотдачи для воздухоохладителя
лучистым теплообменом можно пренебречь.
В расчете батарей для холодильных камер
значение коэффициента теплопередачи
определяют [6] по формуле:
* = -—Ц-.ех, A29)
- + ~
где аа — коэффициент теплоотдачи со
стороны охлаждающей среды;
ау — условный коэффициент
теплоотдачи, вычисляемый по
формуле A28);
е — коэффициент, учитывающий
выпадение слоя снега на
поверхность, равный 0,85;
у. — коэффициент, зависящий от
числа труб в батарее по
вертикали.
\(/////// '////,
Го v с
>оо
4
Iй6
о
о
о
?
\
1
1
1
1
1 .
,,,
[
о
о
о
о
1
1
1 Lf. j-oooo ooo у
1,0
0,8
0,6
10
12 Ш
Рис. 33. Коэффициент для учета числа труб п
по высоте охлаждающей батареи
На рис. 33 даны значения х,
полученные ВНИХИ для батарей из труб
диаметром 57 мм с навитыми ребрами из ленты
46 X 1 мм, шаг труб 180 мм [6].
ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ
Для перемещения жидкости в теплооб- сора. Для рациональной компоновки апла-
менном аппарате необходимо преодолеть рата должно быть известно его полное
гидравлическое сопротивление. При этом гидравлическое сопротивление
расходуется энергия потока, создаваемая м°гп
работой вентилятора, насоса или компрес- ДР = ? "Ртр +" Е A/U, (loU)

144 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
где %&ртр — сумма гидравлических
сопротивлений трения;
?А/?л4 — сумма местных
сопротивлений.
Гидравлическое сопротивление трения
обусловлено вязкостью жидкости.
Установлено, что при ламинарном движении
сопротивление трения пропорционально
скорости, а при турбулентном —
приблизительно квадрату скорости.
Сопротивление трения определяют по
известной из гидравлики формуле:
Дл
тр '

кг /м-,
A31)
где с — коэффициент сопротивления
трения;
/ — длина канала;
d — диаметр трубы или
эквивалентный диаметр сечения;
р — плотность жидкости;
w — средняя скорость жидкости.
В некоторых случаях потерю напора
вследствие трения жидкости о стенки
выражают в метрах столба движущейся
жидкости. Тогда
A32)
2Д/? — сумма местных сопротивлений в
местах поворота потока, сужения или
расширения канала, при входе и
выходе. Местное сопротивление
Л Г ?W"
ЬРм
1
2g'
A33)
A34)
где
коэффициент местного
сопротивления.
Уравнение A31), строго говоря,
применимо только для изотермического
движения. Аппараты холодильной машины обычно
работают с малым перепадом температур,
поэтому влиянием теплообмена на С и I
можно пренебречь. Таким образом,
определение напора в тенлообмснных аппаратах
сводится к установлению коэффициентов
сопротивления трения ; и местного
сопротивления С.
При ламинарном движении жидкости
5=й- A35)
Значения А приведены в табл. 17.
При движении жидкости в гладких
трубах u Re = 3000 -Ь 100000 коэффициент
Таблица 17
Значения А в формуле A35)
Форма канала
Круг .
Квадрат
Кольцо
Прямоугольник со сторонами —
о
равными:
0,1
0,2
0,25
0,33
0,5
57
53
76
73
69
62
сопротивления
Блазиуса
5
определяется законом
°'3164 A36)
Re0'-5 '
для Re = 105 -f- 108 — формулой Нику-
радзе
6 = 0,0032 + |^-7 . A37)
Вместо A36) и A37) можно принять
формулу Конакова
5=<l,81gRe-C5JS- A38)
В шероховатых трубах коэффициент
сопротивления зависит также от относитель-
д
ной шероховатости -=¦ (d — диаметр трубы,
А — средняя высота отдельных выступов
на поверхности). При ламинарном движении
шероховатость не влияет на величину
коэффициента сопротивления, значение
которого такое же, как для гладкой трубы.
При турбулентном движении
шероховатость оказывает влияние только при
толщине пограничного слоя 5, сравнимой с
высотой А. С уменьшением 6 (при повышении Re)
число отдельных выступов, выходящих за
пределы пограничного слоя, увеличивается
и сопротивление возрастает.
При 5 < А гидравлическое
сопротивление определяется только шероховатостью
стенки и от Re не зависит. По опытным
данным [40] коэффициент сопротивления
технических труб с неравномерной
шероховатостью определяется по уравнению:
где А =
1
К?
А
= -1,81*1-^ + -4^3
A39)
- относительная шероховатость.
Формула A39) дает правильные
результаты при Re от 2200 и выше. В табл. 18
приведены значения А для труб из
различных материалов.

?§ §?§ <& S i>.<§>& <& «&
. lftf###W #///// *. *
""HI/// /////////////,/,/,/,
'*,*** ^ «^ «*'> «* ^ <*8 60 a «
-20{
50
50
-500
50
*W
SO
0,001
0,002
0,003
OfiOk
0fi05
0,006
^ 0,007
а кг/кг
So
•300.
So
8
ill!tilt ! % V% %%%%%-% % <€% % %<<&•* * *. + *

ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ
145
Таблица 18
Шероховатость стенок труб
Характер поверхности
Чистые цельнотянутые трубы из
Стальные трубы, уложенные в
обычных условиях
Цельнотянутые стальные трубы
после нескольких лет эксплуа-
Чисто оцинкованные стальные
трубы
Новые чугунные трубы с залитыми
и хорошо заглаженными стыками
Обычные оцинкованные стальные
трубы
Обычные новые чугунные трубы .
Старые заржавленные стальные
трубы
Сильно заржавленные стальные
трубы
Загрязненные металлические трубы
Березовая фанера (продольная) . .
Сосновая фанера (продольная) . .
Деревянные лотки из строганых
Деревянные лотки из нестроганых
досок
Д, мм
0,0015-г0,01
0,19
0,19
0,25
0,31
0,39
0,25^-0,42
0,60
0,67
0,75 ~ 0,90
0,025 -f 0,05
0,10
0,25 -М ,25
0,25^2,0
0,45 ~ 3,0
Ориентировочные значения
коэффициентов местного сопротивления
приведены в табл. 19. При более точных
расчетах пользуются специальной
литературой [40, 41].
Таблица 19
Ориентировочные значения коэффициентов
местного сопротивления
Местное сопротивление
Вход в трубу без округления
входного отверстия
То же, при хорошо округленной
кромке
То же, при слегка округленной
кромке входного отверстия . . .
Выход из трубы в бак больших
размеров
Резкий поворот трубы без
переходного закругления (угол
поворота 90°)
| Колено на трубе с углом 90° при
! Я* =? 2d
Задвижка на круглой трубе при
среднем открытии
Задвижка на круглой трубе
открытая

Коэффициент

сопротивления
С
0,5
0.1
0,25
1,0
1,25-1,5
0,5
5,5
0.1
5—7 |
Если жидкость движется в канале
некруглого сечения, то потеря напора
может быть определена по уравнению A31);
вместо d должен быть подставлен
эквивалентный диаметр.
При движении жидкости нормально
пучку труб сопротивление рассматривают
как местное и расчет потери напора ведут
по формуле A34).
По опытным данным [1]:
шахматные пучки при
(рис. 11).
С = 2,8(т +
1 — d/sl
если —IJA
sjd — 1
С == 3.86 (т
1 — d/4
Sl/d ~ 1
1) Re-°'96,
;о,53,
A40)
. 0.53.
С = 0.53
s*/d —0,8
sjd-l — >
' • т • Re^, A42)
коридорные пучки при
s2/d — 0,8 \3
sjd-l
s./d — 0.8
если -rL-7-i 'т ^ 1,
s^d — 1 '
С = 0,53 (ЩрМ)' . m • Re*. A42a)
\ Si/d —¦ 1 I
Показатель степени п в формулах A42) и
A42а)
s2/d ^2= 1.24.
:0,88
(sijd -
:0,88
\s.Jd — 1
s2/d <C 1,24,
'sg/rf \0'7 fsi/d — 1
124" / [sz/d — l
\0.138
0,1 | — 1,
\0.138
-0.1) — 1.
Формулы A40) и A42а) применимы при
значениях Re от 6 • 103 до 6 • 104 и
параметра
l—d/s2
8,/d-i
от 0,25 до 2,5 для шаххматных
s2/d— 0,8
пучков и значениях параметра
0,2 до 6,5 для коридорных пучков.
В этих формулах скорость отнесена к
самому узкому сечению пучка: m — число
рядов труб в направлении движения.
По гидравлическому сопротивлению и
расходу жидкости можно определить
мощность, необходимую для перемещения
жидкости через аппарат и соединительные
трубопроводы:
G'^P /,/94
*""i, A43)
Ат
3600 • 102т
• л
где G — расход жидкости, кг/час:
Д/? — полное гидравлическое
сопротивление, кг/м2;
Т — удельный вес жидкости;
г\ — к. п, д. насоса или вентилятора.
Выбор скорости движения сред, между
которыми осуществляется теплообмен в
аппарате, в некоторых случаях может быть

146 ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
сделан на основе технико-экономических
соображений [42].
Для испарителей оптимальная скорость
рассола определяется двумя факторами:
расходом энергии на циркуляцию рассола,
амортизационными отчислениями и
расходами на ремонт. С увеличением скорости
рассола расход энергии возрастает, но
стоимость аппарата снижается, так как
уменьшаются его размеры. При
оптимальной скорости эксплуатационные расходы
должны быть минимальными.
Для кожухотрубного испарителя
W
S опт '
0,4 • Ь (р + <р)
100.г • а ¦ А ¦ %mD A + —
I1
A44)
где Ь — стоимость 1 м2 испарителя, руб.;
р — амортизационные отчисления, %;
ср — затраты на годовой ремонт
испарителя, % от первоначальной
стоимости;
z — число часов работы насоса в год;
а — стоимость 1 квт-ч электроэнергии,
руб.;
6т— разность температур между
рассолом и холодильным агентом;
еа — действительный холодильный
коэффициент машины.
А =
В--
6л^. + 1,5(л + 1)
3600 • 102 • 2#yj • cs &ts '
где 5 — коэффициент трения;
a — число ходов;
I — длина одной трубы;
cs — теплоемкость рассола,
kts — перепад температур рассола в
испарителе;
Y) — к. п. д. насоса, привода и
электродвигателя.
Аналогичная формула выведена для
вертикальнотрубного испарителя [42].
Выбор перепада температур Ьт в
аппарате также целесообразно производить
на основании технико-экономического
расчета. Методика приведена в работах [43]
и [44].

КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ
МАШИНЫ
РАБОЧИЕ СХЕМЫ КОМПРЕССИОННЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
В паровых компрессионных
холодильных машинах полезный эффект охлаждения
достигается в испарителе, где холодильный
агент кипит при низкой температуре.
Компрессор обеспечивает постоянство
давления кипения, отсасывая из испарителя
образующийся при кипении пар и
нагнетая его в конденсатор. Назначение
конденсатора — сжижение паров холодильного
агента для повторного использования его в
испарителе. Испаритель и конденсатор
являются основными теплообменными
аппаратами холодильной машины.
Вспомогательные аппараты служат: для повышения
экономичности холодильной машины
(переохладители, теплообменники и
промежуточные сосуды); обеспечения наиболее
эффективной работы компрессора,
основных аппаратов и автоматических приборов
(ресиверы, отделители жидкости, фильтры
и осушители); ослабления вредного
влияния смазочного масла и воздуха
(маслоотделители, маслосборники,
воздухоотделители).
Достижение требуемого уровня
температуры охлаждаемого объекта
(теплоносителя, охлаждаемого помещения)
обеспечивается правильньгм выбором типа и
поверхности испарительной системы и
производительности компрессора;
поддержание необходимой температуры конденсации
(при заданной температуре охлаждающей
среды) — выбором типа и поверхности
конденсатора.
Схемы компрессионных холодильных
машин разнообразны и зависят от
холодильного агента, назначения охлаждаемого
объекта, числа компрессоров и аппаратов.
На рис. 1 изображены два варианта
принципиальных схем одноступенчатых
холодильных машин. Схема а применяется
в аммиачных холодильных машинах;
схема б — во фреоновых. Возможны и иные
сочетания основных и вспомогательных
аппаратов. Цифры на схемах соответствуют
номерам точек на тепловых диаграммах.
Схема а. Компрессор отсасывает пар из
испарителя И и нагнетает в конденсатор
КД. Жидкий холодильный агент
сливается из конденсатора в ресивер PC.
Переохладитель ПО устанавливается при
наличии охлаждающей среды пониженной
температуры и служит для повышения
производительности холодильной машины
и предупреждения парообразования на пути
агента от ресивера до регулирующего
вентиля при большом гидравлическом
сопротивлении жидкостного трубопровода;
регулирующий вентиль (обычно ТРВ —
терморегулирующий) обеспечивает
правильное заполнение испарителя.
Маслоотделитель МО задерживает масло,
увлекаемое агентом из компрессора; выпуск
масла производится либо обратно в картер
компрессора, либо через маслосборник
наружу (показано пунктиром).
Воздухоотделитель ВОТ удаляет воздух и иные
неконденсирующиеся газы. Газовый фильтр
(грязеуловитель) Ф1 и жидкостный фильтр
Ф2 задерживают загрязнения. Обратный
клапан ОК предупреждает обратное движение
агента из конденсатора в компрессор после
остановки машины. Система заполняется
агентом через вентиль ЗВ.
Схема б. В отличие от предыдущей,
здесь установлены теплообменник (пар —

148
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
жидкость) ТО, обеспечивающий перегрев
всасываемого пара путем переохлаждения
жидкого холодильного агента, и осушитель
О, предназначенный для поглощения воды
из жидкого агента и предупреждения
замерзания регулирующего вентиля.
Теоретические циклы холодильных
машин в г,^р-диаграмме, изображенные
на рис. 1 и последующих, построены
исходя из предположений: процессы
кипения и конденсации протекают при
неизменных температурах и давлениях; сжатие
пара в компрессоре производится по
адиабате; понижение давления агента от
давления конденсации рк до давления ки-
может оыть определено также по тепловому
балансу любого теплообменного аппарата
холодильной машины, в том числе
испарителя, если известны теплоприток в этом
аппарате к агенту и изменение его
энтальпии.
<ian=zGa^ieux~iex)z=z
= Ga ' Чап ккал/час. B)
Среднее индикаторное давление в
компрессоре (равное затрате работы на 1 м3
пара)
_ 427 (»,-»,)_ 36,72g,
10" • v.
А',
Рис. 1. Принципиальные схемы одноступенчатых холодильных машин: а —
аммиачной; б — фреоновой с теплообменником пар — жидкость
пения р0 происходит в дроссельном
(регулирующем) вентиле; давления в
трубопроводах и вспомогательных аппаратах не
изменяются.
X олодопроизводите л ьностью «нетто»
QH™ ккал/час называется количество тепла,
отнятого от теплоносителя в
испарителе. Холодопроизводительностью «брутто»
(^^ккал/час называется количество тепла,
притекающего на пути от входа жидкого
агента в регулирующий вентиль или
регенеративный теплообменник (точка 3 на
рис. 1) до входа пара в компрессор (точка
1 на рис. 1). Значения холодопроизводи-
тельности различны вследствие вредного
теплопритока из окружающей среды. При
расчете по теоретическому циклу можно
получить величину Q6p.
Количество циркулирующего агента
G„
кг/час
а)
Теоретическая мощность, подводимая
к идеальному компрессору,
-AL =
Ga • Al
D)
ккал/квт-ч. E)
860 36,72
Теоретическая удельная холодопроизво-
дительность
Q0 36,72^
Лт ~ "at"' ~ ~
1\т piT
На рис. 2 изображены варианты схем
двухступенчатых холодильных машин.
Вспомогательные аппараты не показаны.
Цифры на схехмах соответствуют
номерам точек на тепловых диаграммах.
Особенностью двухступенчатых
холодильных машин (за исключением схемы а
на рис. 2) является разное количество
агента, сжимаемого в отдельных ступенях
компрессора.
Схемы отличаются способами
промежуточного охлаждения пара между ступенями
сжатия и переохлаждения жидкости на
пути к регулирующему вентилю.

РАБОЧИЕ СХЕМЫ
В схеме на рис. 2,а использовано во- машинах всасывание сильно перегретого
ое промежуточное охлаждение. Эти пара в ступень в. д. желательно,
^пианы просты в монтаже и требуют Область применения схемы в аммиачных
ПмаП^шиХ капитальных затрат. Тепловая машинах —до температур кипения порядка
**е ~ ттгчг»АТОЗДСЛгТГИТТТПГП YO.TTO ТТИТТЬНИКЯ ОТ 35 ДО 40°.
гРУзка промежуточного холодильника
flxon
*2 1
43
Г Л U 2 f
Ф Ш
РВ1
пх
3
ПС
ст.нд
И
7 ,РВ2 Г
-с ?& '
igpt
\ 8
15,
/
Ю
t
6
Ьк>Рк
toi>Pof
Hoi
t(J'P02
n
Hoz
3/2'2
A /
fan
ZLX
6)
X2 1
4 3 2' J 12 1
Ш
6
7
PC
9
?±зОоз
PB2
tgp\
6)
Рис. 2. Принципиальные схемы двухступенчатых холодильных машин: а — с
промежуточным охлаждением водой; б — с полным промежуточным охлаждением и двухступенчатым
регулированием; в — с полным промежуточным охлаждением и переохлаждением жидкого
агента в змеевике; г — с раздельным промежуточным охлаждением и переохлаждением
Охол составляет 5—8% нагрузки
конденсатора Qn . Промежуточное охлаждение
целесообразно осуществлять водой более
низкой температуры. Суммарный расход воды
ниже, чем в других схемах.
Недостатком схе!мы, в случае применения
ее в аммиачных машинах, являются
повышенные температуры всасывания и
нагнетания в ступени в, д. Однако во фреоновых
При отсутствии переохлаждения
жидкости агентом, кипящим при промежуточном
давлении роъ значение эффективной удельной
холодопронзводительности Ке ккал/квт-ч (с
учетом рабочих коэффициентов компрессора
и механических потерь) в схеме 2, а меньше
по сравнению со схемой 2,6 примерно на 10%.
При переохлаждении жидкости
(показано на рис. 2, а тонкими линиями) зна-

150
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
чения Ке по схемам 2, а и 2, б практически
совпадают, а при температуре всасывания
в ступени в. д. ниже +25° в аммиачной
машине схема 2, а становится экономичнее
схемы 2, б, не имеющей водяного
промежуточного охлаждения [1].
Весовое количество агента в обеих
ступенях одинаково, а при переохлаждении
жидкости на каждый килограмм агента
в ступени н. д. в цилиндр в. д. компрессора
поступает 1 + а кг
1 -\- а = кг/кг н. д. F)
#01
Состояние пара в точке 3 определяется
по правилу смешения
A ~f- a) i3 = i2 -J- ah-
При отсутствии переохлаждения
жидкости точки 2' и 3 совпадают.
Мощность, подводимую к ступеням
сжатия, подсчитывают, как и в
одноступенчатых машинах, по весовому количеству
агента и изменению энтальпии в ступени.
Теоретическая удельная холодопроизво-
дительность
JSrT=7v ^TV ккал/квт-ч. G)
iVT н. д. i iVx е. д.
На рис. 2, б изображена схема с полным
промежуточным охлаждением и
двухступенчатым регулированием при полном
переохлаждении жидкого агента. Область
применения — аммиачные холодильные
машины.
Достоинства схемы: высокая
экономичность, которая может быть еще более
повышена при использовании водяного
промежуточного холодильника ПХ; низкая
температура нагнетания в ступени
высокого давления. Недостатки: малая
разность давлений в РВ2, и в связи с этим
необходимость увеличения его проходного
сечения; необходимость размещения РВ2
ниже уровня жидкости в промежуточном
сосуде; в низкотемпературных установках,
кроме того, — недопустимость размещения
испарителя выше промежуточного сосуда;
загрязнения испарителя маслом,
поступающим из обеих ступеней сжатия.
Количество 1 + а кг агента,
всасываемого в ступень в. д. на 1 кг его,
нагнетаемого ступенью н. д.,
1 -|~ а = — кг/кг и. д., (8)
#01
а при наличии водяного промежуточного
холодильника
1+а = Н' ~~17 кг/кг н. д. (8а)
#01
На рис. 2, в изображена более
совершенная схема, широко распространенная
в аммиачных холодильных установках.
Основной поток жидкого агента
охлаждается в змеевике промежуточного
сосуда ПС, а через РВ1 проходит лишь
часть агента, испаряющаяся в
промежуточном сосуде. Температура
переохлажденного жидкого агента t7 выше toJ на
3—5°. Достоинства схемы: полная
разность давлений/>и—ро2 в РВ2, в связи с чем
возможно размещение РВ2 и испарителя
выше промежуточного сосуда; меньшие
диаметры РВ и трубопроводов жидкого агента
(в которых могут быть допущены
повышенные скорости); масло из ступени н. д.
не проходит в испаритель. В этой схеме, как
и в предыдущей, применен промежуточный
сосуд со свободным уровнем жидкости,
и поэтому она нежелательна в
транспортных установках.
В схеме 2, в холодопроизводительность
1 кг агента в испарителе qo2, а также
величина 1 + а несколько ниже, чем в схеме 2,6:
1 + а = l2'~li0 т/т н. д. (9)
#01
Вследствие этого значения Ке в схеме
2, в несколько ниже, чем в схеме 2, б;
однако при достаточно развитой
поверхности охлаждающего змеевика это
различие становится несущественным.
Раздельные промежуточное
охлаждение пара и переохлаждение жидкости
(рис. 2, г) применяют в схемах фреоновых
холодильных машин малой и средней
производительности.
Жидкий холодильный агент из
конденсатора поступает в теплообменник (пар—
жидкость) ТО, обеспечивающий перегрев
всасываемого компрессором пара. Затем
основной поток жидкости переохлаждается
в переохладителе ПО почти до
температуры tQ2. Промежуточное охлаждение
производится смешением жидкого агента,
прошедшего через РВЗ с горячим паром
(холодильник ПХ2). Точка 3 определяется как
состояние смеси двух количеств B" и 8).
Целесообразно предварительное водяное
промежуточное охлаждение пара в
холодильнике ПХ1, если 12 достаточно высока.
Иногда не устанавливают РВЗ, а для
охлаждения используют влажный пар,
поступающий из переохладителя ПО в
холодильник ПХ2 в состоянии #'. На
тепловой диаграмме при этом состояния 2" и 3
совпадают. Для упрощения расчета и в
первом варианте принимают, что точки 2"г
8 и 3 совпадают.
Количество 1 + а кг/кг н. д. по обоим
вариантам
1 + а = % ~~ Чз кг/кг н. д. A0)
Недостаточное промежуточное
охлаждение (повышенные температуры в точках

РАБОЧИЕ СХЕМЫ
151
2" и 3) несколько увеличивает р01 и
снижает Ке.
Во всех схемах двухступенчатых
холодильных машин возможно применение
испарителей с температурой кипения t0l,
как показано для примера на схеме 2, в.
При этом часовой объем ступени в. д.
должен быть увеличен соответственно
часовому количеству всасываемого пара; в
противном случае уменьшится доля Vhed,
приходящаяся на количество агента,
поступающего из ступени н. д. и,
следовательно, повысится промежуточное
давление р01.
Если отношение часовых объемов сту-
vhe д
пеней С = -jf~——=0,3, то при Q0l = @,2-ь
vhn.d
0,3)Qo2 величина С как бы уменьшается до
0,25, а при Q01 = @,5-~0,6)Qo2 — до 0,2.
Производительность Qo2 снизится в первом
случае на 5—6%, во втором — на 10—
12% [2].
Если на пути от ступени н. д. к
ступени в. д. наблюдается заметное падение
давления в коммуникации и аппаратах и
соответствующее возрастание объема пара,
то это равноценно снижению С. Если в
компрессорах отношение часовых объемов
ступеней равно С, то при расчете
следует пользоваться иной величиной
ы «, Рве е. д
^расч — ^р •
Ун н. д
Трехступенчатое сжатие применяют
преимущественно в аммиачных
машинах, где отношение давлений конденсации
и кипения значительно выше, чем во
фреоновых.
Принципиальная схема, изображенная
на рис. 3, аналогична схеме рис. 2, в.
При построении цикла в тепловой
диаграмме принято, что всасываемый пар
перегревается в трубопроводах (отрезки
З'—З и 5'—5).
На каждый килограмм агента в
испарителе и ступени и. д. через ступень с. д.
проходит 1 + а кг
l + ot = l2~~ln кг/кг н. д. A1)
#02
Ступень в. д. сжимает 1 + [3 кг на
наждый килограмм пара в ступени с. д.
1 + Р = *4' —*° кг/кг с. д. A1а)
<7oi
или A + а) . A + ¦}) кг на каждый
килограмм пара, прошедшего через испаритель
и ступень н. д.
Возможно получение полезного
охлаждающего эффекта при промежуточных
температурах (показано тонкими линиями при
температуре toi).
Практические пределы применения
одноступенчатого, двухступенчатого и трех-
Рие. 3. Принцршиальная схема трехступенчатой
холодильной машины
ступенчатого сжатия указаны в главе
«Поршневые и ротационные компрессоры».
При многоступенчатом сжатии в
турбокомпрессорах с числом ступеней, рав-
Щ
?
V
Ь
i
5 у in,Pn
А
/ \6 tof, Pot
1 l
t>02, Рог
, '->
9j з/г
' i
Рис. h. Принципиальная схема
холодильной машины с турбокомпрессором
ным числу колес, возможно применение
двух- или многоступенчатого
дросселирования жидкого агента с отбором пара к
соответствующему колесу компрессора.
Промежуточное охлаждение пара между
ступенями сжатия производится только при
большом числе колес (аммиачные компрес-

152
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
соры) в одном или двух промежуточных
холодильниках. На рис. 4 приведена
простейшая схема, применяемая обычно для
фреоновых турбокомпрессоров при уме-
менить водяной холодильник 77Х,
снижающий тепловую нагрузку конденсатора-
испарителя И—КД.
При длительных остановках и отеплении
igp
252423/
ренных температурах кипения. На каждый машины весь агент из нижнего каскада
должен быть спущен в
дренажный ресивер PC,
рассчитанный на достаточно
высокое давление, либо объем
этого каскада, в основном
стороны низкого давления,,
должен быть достаточно
большим (например, не
менее 10 л на 1 кг заряда фрео-
на-13), чтобы испарение
холодильного агента не
привело к чрезмерному
повышению давления.
Если последнее условие
не выполнено, то при
кратковременных остановках
отключается только нижний
каскад, а верхний
продолжает циклично работать,
поддерживая в конденсаторе
нижнего каскада низкое
давление, несмотря на
возможное повышение температуры
охлаждаемого объекта и испарителя
нижнего каскада.
В верхнем каскаде помимо указанного
теплообменника Т02 применяют и
обычные для фреоновых машин теплообменники
(пар — жидкость) Т04.
Выбор температур кипения
и конденсации
/26
\151V
;Г
16
1 1312'12
118 /11
>17 19
Рис. 5. Принципиальная схема каскадной холодильной машины
килограмм пара, всасываемого из
испарителя, в конденсатор нагнетается
1 + «:
- 1л —ll
Н — 1о
кг/кг.
A2)
Один из вариантов каскадной машины
приведен на рис. 5. Оба каскада
изображены одноступенчатыми. Для очень низких
температур применяют многоступенчатое
сжатие [3, 4]. В нижнем каскаде
используют холодильные агенты высокого
давления (фреон-13 и др.), в верхнем
каскаде — те же агенты, что и в
холодильных машинах с умеренными
температурами кипения (аммиак, фреон-22 и др.).
Пар, всасываемый в компрессор
нижнего каскада, должен быть сильно
перегретым, иногда до температуры выше 0°С,
для устранения вредного теплопритока
к компрессору, усиления отвода тепла от
цилиндров и уменьшения работы трения.
Для этого пар из испарителя проходит
обычный теплообменник Т01
(пар—жидкость), затем теплообменник Т02 (пар —
жидкость), где происходит переохлаждение
жидкого агента в верхнем каскаде
(повышается производительность верхнего
каскада), и, наконец, теплообменник (пар —
пар) ТОЗ между всасывающей и
нагнетательной линиями компрессора. Чем больше
поверхность (точнее значение kF)
последнего теплообменника, тем выше
температура всасываемого компрессором пара.
Холодильная машина должна
обеспечить поддержание требуемой температуры
охлаждаемого объекта или теплоносителя
tS2 при заданной температуре охлаждающей
среды, поступающей на конденсатор tWlm
Температуры кипения t0 и конденсации tK
можно при этом изменять в некоторых
пределах.
Выбор температур t0 и tn зависит от ряда
факторов, сочетание которых
обусловливает наименьшую стоимость
вырабатываемого холода. К числу таких факторов
относятся: первоначальная стоимость
холодильной машины и вспомогательных
устройств, определяющая величину
амортизационных отчислений; стоимость
электроэнергии и воды; зарплата обслуживающего
персонала; прочие эксплуатационные
расходы.
Повышение температуры кипения to
при заданной температуре охлаждаемого
объекта, как и понижение температуры
конденсации tK при заданной температуре
охлаждающей среды, может быть Д°~
При повышении температуры нагнетания стигнуто увеличением поверхности (точнее
в компрессоре нижнего каскада можно при- значения kF) основных и вспомогательных

ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
153
плообменных аппаратов и в некоторой
Ттепеви увеличением количества циркули-
с ющИх теплоносителя и охлаждающей
среды (уменьшение Ats и Atw). To и
другое приводит к росту капитальных затрат
некоторых эксплуатационных расходов.
С другой стороны, при повышении tQ
и понижении tK возрастает холодопроизво-
дительность и удельная холодопроиаво-
дительность машины, особенно при низких
температурах кипения (табл. 1), в
результате чего общий расход энергии
уменьшается.
Таблица 1
Прирост значения Q0 икал/час и Ке кнал/пвт-ч
аммиачных холодильных машин
<<к = + 30°; *и = + 25°)
Показатели
повышение t0 на 1°
понижение tK на 1°
/о=-30°; tec = -20°
повышение t0 на 1°
понижение tK на 1°
/о = -60°; fec = -40°
повышение t0 на 1°
понижение tK на 1°

Одноступенчатая
прирост
5,8
1,5
6,5
2,1
:
5,0
3,4
6,4
3,6
- -

Двухступенчатая
н
а о
со*
-
5,0
8,0
0,5
~
3,0
5,4
1,7
С помощью технико-экономического
расчета можно выбрать вариант выполнения
холодильной машины, при котором сумма
эксплуатационных расходов, с учетом
капитальных затрат, оказывается
наименьшей.
В ряде случаев (машины транспортные,
встроенные в охлаждаемые объекты) при
снижении веса или габаритов машины
уменьшаются поверхности основных
аппаратов и повышаются эксплуатационные
расходы.
При водяном охлаждении конденсатора
следует учитывать соотношение тарифов
на воду и электроэнергию. При
использовании водопроводной воды и большом
отношении стоимости 1 мг воды к 1 квпг-ч
электроэнергии обычно выгодно повышать
подогрев воды Atw, снижая ее расход [5].
В случае обратного охлаждения воды в
градирнях и других устройствах следует
увеличивать количество воды, что приводит к
снижению tn и экономии энергии.
Рис. 6. Значения разности температур в
испарителях: 1 — непосредственное охлаждение камер
до температуры tKaM; 2 — охлаждение
теплоносителем до температуры tg2.
При воздушном охлаждении
конденсатора учитывается расход энергии на
вентилятор [6].
Примерные значения разности
температур в испарителе приведены на рис. 6.
ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
Оценка работы действительного
компрессора производится путем сравнения его
с идеальным. В последнем не происходит
трения в движущихся частях, нет мертвого
пространства в цилиндрах, холодильный
агент сжимается адиабатически,
отсутствует теплообмен и потери давления в
каналах цилиндра и клапанах.
Давление и температура холодильного
агента у всасывающего патрубка и
давление у нагнетательного патрубка идеального
компрессора постоянны и соответствуют
величине, измеренной при испытании или
принятой в расчете. Часовые описанные
объемы обоих компрессоров Vh
принимаются одинаковыми. Если
производительность действительного компрессора
выражается в тепловых единицах (ккал/час),
то для обоих компрессоров одинаковы и
значения q0 и qv.
В действительном компрессоре имеется
мертвый объем, холодильный агент из
которого при обратном ходе поршня
расширяется и заполняет часть рабочего объема.
Температура холодильного агента к
началу сжатия отличается от температуры
во всасывающем трубопроводе, вследствие
нагревания от клапанов и стенок каналов
и цилиндра, а также и от смешения с
холодильным агентом, находившимся в
мертвом объеме.
При сжатии и обратном расширении
происходит теплообмен со стенками,
крышкой и поршнем цилиндра. Возможны не-

154
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
риодическая конденсация и испарение
холодильного агента на стенках, а также
растворение его в масле с последующей
возгонкой. Давление в цилиндре во время
всасывания и нагнетания отличается от
давления у патрубков вследствие
гидравлических сопротивлений (потерь давления)
в клапанах и каналах. Давление у
патрубков непостоянно в результате пульсации
потока в трубопроводах в процессе
всасывания и нагнетания. Количество
холодильного агента в цилиндре в процессе сжатия
изменяется вследствие потерь через
неплотности клапанов и поршневых колец.
Масло, возвращающееся в компрессор,
содержит холодильный агент, который,
испаряясь, заполняет часть объема цилиндра.
ности Кi ккал/квт-ч или по эффективной
мощности Ке ккал/квт-ч. Различия в
значениях этих величин оцениваются
основными рабочими коэффициентами \, чц, %
и р, а также механическим к. п. д. г\м.
Рабочие коэффициенты
Коэффициент подачи А — отношение
весовой производительности действительного
и идеального компрессоров или, что то же,
отношение их холодопроизводительностей,
так как значения q^ обоих компрессоров
одинаковы.
trciT С/ОТ
Рис. 7. Типичные индикаторные диаграммы компрессоров: а — аммиачного; б —
фреонового. Заштрихованные площадки составляют: а — 1,5%, б — 14,5% всей
площади диаграммы
В действительном компрессоре
затрачивается работа на преодоление трения
(механические потери).
Отмеченные отличия действительного
компрессора от идеального отражаются на
его производительности и затрате энергии.
Одни из них изменяют форму индикаторной
диаграммы (обратное расширение,
дросселирование в клапанах), другие влияния на
нее не оказывают (теплообмен и изменение
температуры холодильного агента). На
рис. 7 изображены типичные
индикаторные диаграммы действительного
компрессора для аммиака и фреона-12 [7].
При сравнении действительного и
идеального компрессоров обычно
рассматривают: весовую производительность Ga кг/час
и холодопроизводительность Q0 ккал/час;
затрату работы на 1 кг
холодильного агента I кгм/кг или А1 ккал/кг, среднее
индикаторное давление pi кг/см* и мощность
N кет; удельную
холодопроизводительность, рассчитанную по индикаторной мощ-
Коэффициент индикаторного давления
р — отношение средних индикаторных
давлений действительного и идеального
компрессоров или, что то же, отношение их
индикаторных мощностей, так как
значения часового описанного объема обоих
компрессоров одинаковы.
9=Л-="А. A4)
PiT JVT
Индикаторную мощность N,-
подсчитывают по часовому описанному объему
N;
•V*
р (ч
36,72
vec • 860
A5)
значение /нт — в кг/см2, a V^ — в мъ/час.
Значения pin для аммиака приведены на
рис. 8.
Индикаторный (адиабатический) к. п,д.
щ — отношение работы, затраченной на

ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
155
1 кг холодильного агента в идеальном
компрессоре, к индикаторной работе,
затраченной на 1 кг холодильного агента в действи-
ной на
тельном компрессоре.
/т 'т • Сг
ги
Ц 36,72 . iO'Ni'
860 • JVt
A6)
Индикаторным к. п. д. пользуются при
определении индикаторной мощности по ве-
PlJL
кг/см*\
6,0
5,0
4,0
3,0
2,0
W
у
ч^о
w
"и
\
*,
jV
Л
' г
^о
jS
JU-
0
ГО
О
Х^
-60 -50 -40 -JO
~Z0
-10 t0°C
Рис. 8. Среднее индикаторное давление pf-T для
совому количеству циркулирующего
холодильного агента
/т • Gn
N.
36,72 • 10* • щ '
A*2 — 10ад ' Ga
860 • уц
A7)
Три основных рабочих коэффициента
связаны соотношением
X = р - уц. A8)
Механические потери в компрессоре
оцениваются средним давлением трения ртр
Л„
. Ртр ' Y_h
36,72
A9)
К механическим потерям относят также
потери в ременной или иной передаче от
двигателя и затрату работы на привод
масляного насоса.
Эффективная мощность на валу
компрессора равна сумме мощностей
индикаторной и трения
N ~^N.Jl.N — (Pi + Ртр) ' Vh
е iV*+ *т» 36,7Т
- кет. B0)
Значение ртр почти постоянно при
различных условиях работы компрессора.
Механический к. п. д. т\м— отношение
индикаторной мощности к эффективной
Чм =
1
*¦v п
NP
B1)
Механический к. п. д. не сохраняет
своей величины при изменении условий
работы компрессора и понижается с
уменьшением эффективной мощности
Ртр = Pi (~ 1) кг/см*. B2)
Иногда при испытаниях нельзя
измерить индикаторную мощность. Отношение
эффективной мощности действительного
компрессора к мощности идеального
Я„ -п.. v«
860 • 0л
'h(h~ll)ad
B3)
Эффективный, к. п. д. г\е — отношение
работы, затраченной на 1 кг холодильного
агента в идеальном и действительном
компрессорах.
1т 1т • Gn
le 36,72 • 10* • Ne
^ — 4)ad'Ga
mwP
B4)
Потери в электродвигателе
оцениваются к. п. д. двигателя
Ne
уЛ -
B5)
где Ng — мощность, подводимая к
электродвигателю из сети.
В герметичных и бессальниковых
компрессорах часто не представляется
возможным отделить механические потери в
компрессоре от потерь в двигателе, в связи
с чем нельзя определить и эффективный
к. п. д.
Электрический к. п. д. ч\ —
произведение эффективного к. п. д. на к. п. д.
двигателя
% = % ' -Пов
/т • Gn
: \ ' %L ' -Пдв =
(h — h)adGa
36,72 • 104 • N.
860ДГ
B6)
Отношение индикаторной мощности к
электрической (забираемой из
электрической сети)
N-

156
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Отношение электрической мощности к
мощности идеального компрессора
*° - Р -N 86°-^ /28,
Коэффициент подачи
Коэффициент подачи X условно
представляют в виде произведения двух частных-
коэффициентов:
Ь^Кнд-Кпр, B9)
где \шд —индикаторный коэффициент
всасывания, определяемый по
индикаторной диаграмме (рис. 9)
C0)
X -?1
инд ?
инд может быть выражен также в виде
зведен]
г
произведения двух частных коэффициент
Р
Рис. 9. Определение рабочих коэффициентов
по индикаторной диаграмме
тов: объемного \с и дросселирования \д
"с
Кид^-Д *5г = Хс * 1др. C1)
При проектировании новых
компрессоров коэффициенты Хс и Хд можно
определять расчетом с удовлетворительной
точностью.
Второй частный коэффициент в
уравнении B9) X не может быть определен
непосредственно из индикаторной диаграммы
и является дополнением до значения X.
Условно он представляется в виде
произведения коэффициентов подогрева Х^, и плот-
ности Хпл
ККР=^'КЛ. C2)
Таким образом,
Х = \? ' х«р • Xw ' хпл.
C3)
Объемный коэффициент Хс. Объемный
коэффициент учитывает потери,
вызываемые обратным расширением холодильного
агента, оставшегося в мертвом объеме
цилиндров. Он является основным из всех
частных коэффициентов. Его значения
обычно низки и зависят от условий работы
компрессора. Если известна величина Хг,
то значение X может быть оценено с
удовлетворительной точностью, даже если
остальные частные коэффициенты определены
приближенно. Поэтому факторы, от
которых зависит значение Хс [—1L.; t —t0\ в
\Рвс " /
большинстве случаев определяют и X.
1
1<=1-сША (з4>
Показатель политропы обратного
расширения т определяется по крайним
точкам кривой и условно считается
постоянным в течение всего процесса расширения
(политропа конечных параметров).
Для упрощения расчетов вновь
проектируемых компрессоров в формулу C4)
следует подставлять не давление в точке 3
индикаторной диаграммы, а давление рп
в нагнетательном трубопроводе. При этом
значение т будет на 0,01—0,04 ниже.
Длительность обратного расширения
мала, порядка 0,01 секунды, однако
значения т невысоки вследствие ряда
побочных процессов. При высоких tn и низкой
температуре отдельных участков стенок
цилиндра возможна цикличная
конденсация холодильного агента при сжатии и
испарение при обратном расширении. Во
фреоновых машинах возможны процессы
цикличной растворимости фреона в масле
на стенках и на поршне при сжатии и
возгонки при обратном расширении. Оба
процесса увеличивают весовое количество
холодильного агента в цилиндре во время
обратного расширения и снижают
кажущийся показатель политропы расширения.
Высокая интенсивность теплообмена
между холодильным агентом и стенками
цилиндра в наиболее нагретой его части
в процессе обратного расширения
объясняется большой величиной поверхности,
приходящейся на единицу объема или веса
холодильного агента. В конце обратного
расширения тепло притекает к агенту и
показатель политропы уменьшается.
Значение показателя политропы
обратного расширения может быть принято при
проектировании новых аммиачных
компрессоров порядка 1,1 и фреоновых
компрессоров (при значительном перегреве
всасываемого пара) — 1,0. Применительно к
этим данным по формуле C4) определены

ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
157
значения объемного коэффициента при
различной величине мертвого объема
(рис, 10).
А,
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
ОАО
^
>^>
\^v
=====
^^
ХчЛ
==:
v^\
=====
^--.
==-_.
--^
\
^\
?:М1
N^>
dzzj
^^J
2 3 4 5 6 7 8 9 рн/рос
Рис. Ю. Значение объемного коэффициента
компрессора X при различных относительных мертвых
объемах с. Показатель политропы т = 1,0;
га =1,1
Коэффициент дросселирования \др.
Коэффициент дросселирования \др отражает
влияние снижения давления в цилиндре
в точке 1 индикаторной диаграммы, по
сравнению с давлением у всасывающего
патрубка.
Для работы компрессора имеет
значение не абсолютная величина потери
давления крвс, а относительная
^с=^. C5)
Потеря давления происходит в
результате влияния упругих элементов в
клапанах (пружины, пластины) и сил инерции
пластин в прямоточных компрессорах,
которые должен преодолеть поток
холодильного агента, а также влияния местных
гидравлических сопротивлений и трения
в проточных каналах полостей и клапанов.
Вторая слагающая потери давления
(^РвС)тр определяется по формуле
Для идеального газа, считая, что С и w
не зависят от его состояния,
№Рв6>тр = const • Т- •
Для реального газа
1
Dc)mp = constc-r»
ZT-
C7)
C8)
Pv
где ? = -jyjj — коэффициент сжимаемости.
Если сравнивать потери давления от
трения и местных сопротивлений в одном
компрессоре при разных холодильных
агентах, то
(-ЧЛ
: const |р,
C9)
где [х — молекулярный вес холодильного
агента.
Если значение &рвс при протекании
аммиака принять за 100, то при ф-12, ф-22
и ф-142 оно будет соответственно равно
711, 478 и 590. В связи с этим на
индикаторных диаграммах избыточные площади
над линией рп и под линией рос составляют
при аммиаке от 1,5 до 10% и при фреоне-12
от 12 до 30% от площади диаграммы (рис. 7).
С повышением температуры
всасываемого пара (&рвс)тр уменьшается.
Влияние ? в низкотемпературных
машинах не существенно, так как его
значения весьма близки к единице.
Коэффициент дросселирования
ориентировочно может быть определен расчетом.
Принимают, что линия сжатия до момента
выравнивания давления в цилиндре с
давлением в трубопроводе (отрезок 1—в на
рис. 9) является изотермой. При этом
. . A+')АЯс
хеР =4 1 <4°)
или приближенно
ч=4-
¦ЬРос- («)
Произведение Хс . Хд]) = \т9;
1
-{(.?f-A-д^]D2>
или приближенно
инд '
ьр,„
D3)
Значения Арвс в нижней мертвой точке
равны примерно 0,02—0,05.
В компрессорах с высоким числом
оборотов часто наблюдается запаздывание
посадки всасывающего клапана при
значительной потере давления. В этом случае
холодильный агент продолжает поступать
в цилиндр и после мертвой точки,
вследствие чего линия сжатия начинается весьма
круто и коэффициент Хд повышается.
При расчете по приведенным формулам
получается некоторый запас.
Коэффициент подогрева \w. На
индикаторной диаграмме отрезок $", равный
Хипд S, не отражает снижения
производительности действительного компрессора
против идеального, потому что температура
в точках а и в (рис. 9) не одинакова и не
равна tec.

153
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Уменьшение веса газа в цилиндре
вследствие повышения температуры
характеризуется коэффициентом подогрева Xw.
Повышение температуры всасываемого
холодильного агента происходит
одновременно по двум причинам: теплообмена со
стенками и смешения с холодильным
агентом, расширившимся из мертвого объема.
Температура в конце расширения выше
температуры всасываемого агента, потому
что при обратном расширении он получает
от стенок больше тепла, чем отдает им при
сжатии (на единицу веса).
При оценке \w следует учитывать только
повышение температуры газа от стенок.
Подогрев при смешении на
производительность компрессора не влияет.
Л*
0,9
о,8
0,7
1 ¦
^^
^4?//
/7У) 1
/
В Ph/Pl
Рис. 11. Значения коэффициента
подогрева в аммиачных прямоточных
компрессорах
При конструировании компрессора
стремятся уменьшить подогрев от стенок путем
сокращения поверхности контакта
всасываемого пара со стенками каналов и
клапанов или снижения температуры этих
поверхностей. Последнее достигается
сокращением пути нагнетаемого пара в каналах
и полостях, а также интенсивным
охлаждением поверхностей, находящихся в
контакте с этим паром.
Значения коэффициента подогрева для
аммиачных прямоточных компрессоров
средней и крупной производительности
приведены на рис. И.
Коэффициент плотности \ил. Этот
коэффициент характеризует снижение
производительности компрессора вследствие
потерь через неплотности в поршневых
кольцах, сальниках и клапанах, а также при
запаздывании посадки нагнетательного
клапана.
Введение в расчет нового компрессора
коэффициента плотности дает некоторый
запас в случае снижения
производительности (несовершенное выполнение машины
или ее износ).
При проектировании принимают \пх =
= 0,96-ь0,98.
G повышением числа оборотов \пл
обычно возрастает.
Значения коэффициента подачи А.
Коэффициенты подачи некоторых аммиачных
компрессоров показаны на рис. 12. При
одинаковых мертвых объемах и прочих
Л
0,8
0,0
ОА
02
'
J
г
г
Z
8 Ю Рк/Р0
Рис. 12. Коэффициенты подачи некоторых
аммиачных компрессоров: 1 — 4АУ-8,
960 об/мин; 2 — 4АУ-15, 720 об/мин; 3 —
2АВ-27, 480 об/мин
равных условиях коэффициенты подачи А
разных прямоточных компрессоров
примерно одинаковы. В компрессоре 4АУ-8
значение \ несколько ниже вследствие
усиленного подогрева всасываемого пара
в блоккартере, вызываемого значительным
теплообменом с нагнетаемым паром. В
современных конструкциях блоккартеров этот
вид теплообмена значительно ослаблен.
При увеличении мертвого объема
(например, вследствие изменения конструкции
клапанов) происходит уменьшение
коэффициента подачи примерно
пропорционально изменению объемного коэффициента.
На рис. 13. показаны коэффициенты
подачи некоторых фреоновых компрессоров.
0,8
0,6
ОА
0,2
ш
8 Ю Рк/Ро
Рис. 13. Коэффициенты подачи
фреоновых (ф-12) компрессоров: 1 — 2ФВ-6,5,
п = 1240 об /мин; 2 — 2ФВ-5, п =
= 850 об/мин; 3 — 2ФВ-6,5БС, п =
= 1440 об /мин
В этих компрессорах на величину А
оказывает также значительное влияние степень
перегрева всасываемого пара перед
всасывающим патрубком (рис. 14).

ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
159
С изменением числа оборотов величина
X не остается постоянной. При увеличении
числа оборотов повышаются коэффициенты
подогрева и плотности, но снижается
коэффициент дросселирования. В результате
• \
1
\
t
и
-JL
-15
Ср='
Д.
10 20 10 ЬО 50&t&r(krtJK
Рис. 14. Влияние перегрева всасываемого пара на
коэффициент подачи фреонового компрессора
2ФВ-5
этого при некотором значении п
коэффициент подачи достигает наибольшего
значения .
В многоступенчатых компрессорах
коэффициент подачи может быть вычислен
для каждой ступени, если известны Vh, Ga
и vec. Значение X зависит только от условий
работы ступени (рвс, tec, pH) и конструкции
компрессора. Схема холодильной установки
не оказывает влияния на X.
Работа ступени в. д. не отличается от
работы одноступенчатого компрессора.
Режим работы поджимающих ступеней
(н. д. и с. д.) характеризуется низкими
давлениями всасывания и нагнетания и
часто низкой температурой всасываемого
пара. При этом возрастают относительные
потери давления А/> и увеличивается
подогрев всасываемого пара, следовательно,
ухудшается коэффициент подогрева;
коэффициент подачи X уменьшается.
Ориентировочно можно принимать, при
Рн
равных с и —, Хнд =@,90 -Ь0,95)Х6 д
Рве
Коэффициент индикаторного
давления
Коэффициентом р пользуются для
определения индикаторной мощности
компрессора при известном часовом объеме и
заданных условиях работы. Кроме того, по
уравнению A8) можно определить
значение ГЦ.
Сравнение индикаторных диаграмм
действительного и идеального компрессоров
(рис. 9) показывает, что наличие мертвого
объема и снижение показателя политропы
сжатия (против показателя адиабаты)
уменьшают площадь диаграммы. Потери
давления при всасывании и нагнетании,
наоборот, увеличивают эту площадь.
Поэтому р может быть как больше, так и
меньше единицы.
При увеличении мертвого объема и
отношения^: р0 величина р уменьшается.
Повышение молекулярного веса
холодильного агента, скоростей в клапанах и
каналах, коэффициентов сопротивления
клапанов вызывает увеличение р.
В аммиачных компрессорах при рк : р0
порядка 3^5 и мертвом объеме 4-^-5%
коэффициент р примерно равен единице.
Во фреоновых компрессорах он имеет
более высокие значения.
Индикаторный (адиабатический)
к. п. д.
Значение индикаторного к. п. д. yj,- для
вновь проектируемого компрессора может
быть установлено с хорошим
приближением, если задано значение коэффициента р
и рассчитан коэффициент подачи X.
Чем больше потери давления в клапанах
и каналах и сильнее подогрев пара в
компрессоре до начала сжатия, тем меньше гц.
Утечки частично или полностью сжатого
пара во всасывающую полость также
снижают значение *],-.
В аммиачных компрессорах величина
гц определяется главным образом
значением Хскр , во фреоновых компрессорах
оказывает также заметное влияние потеря
давления в клапанах.
Изменение мертвого объема, при прочих
равных условиях, практически не влияет на
Ккр = *w • ^пл» а следовательно, и на щ.
Механические потери в компрессорах
Потери от трения зависят от
температуры и вязкости масла. •
При повышении температуры масла в
картере на 10° мощность трения
уменьшается примерно на 10%. Поэтому не
следует чрезмерно охлаждать картер.
С другой стороны, при повышении
температуры масла уменьшается его
вязкость, что может привести к увеличению
износа трущихся частей.
При повышении числа оборотов мощность
трения растет более интенсивно, чем число
оборотов.
Если увеличение числа оборотов
сопровождается повышением температуры
поверхностей трения и масла в картере, то
мощность трения растет незначительно и в
некоторых пределах (рис. 15) значение ртр
может быть постоянным [7].
Сравнение двух унифицированных
компрессоров с различными диаметрами ци-

160
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
линдров показывает, что при увеличении
диаметра цилиндра мощность трения
возрастает. Однако мощность растет менее
интенсивно, чем часовой описанный объем.
В результате этого значение давления
трения ртр уменьшается.
В аммиачных бескрейцкопфных
прямоточных компрессорах давление трения
равно примерно 0,5—0,7, а в
унифицированных с ними фреоновых — примерно 0,4-f-
0,6 кг /см2.
При изменении числа цилиндров в
блоккартерных унифицированных комп-
ртр кг/см*
W
0,8
0,6
ол
0,2
0
—
_
—
""
•z=
-8^
-12<
-16'
4
?
16.
ш
~
Э
ь?
^
—•
-г?
^
»-""
^-*ч
^'
^'
*+
j
J
*л
Мтрквт
16
12
600 800 1000 1200 1400 1600 п од/мин
Рис. 15. Механические потери в унифицированных
блоккартерных компрессорах при различных
числе цилиндров Z и оборотах: мощность
трения; давление трения
рессорах работа трения возрастает
непропорционально изменению числа цилиндров;
в многоцилиндровых машинах давление
трения меньше, чем в малоцилиндровых
(рис. 15).
Непрямоточные бескрейцкопфные
компрессоры имеют меньшие длину поршня и вес
движущихся частей, поэтому давление
трения в них ниже, чем в прямоточных. В
малых компрессорах, например типа 2ФВ-б,5,
давление трения ртр=0у2 -~ 0,35 кг/см2.
Работа трения поршневых колец
составляет заметную долю работы трения
бескрейцкопфного компрессора. С
уменьшением числа колец и их высоты снижается
и работа трения. Работа трения поршня
и поршневых колец частично передается
всасываемому газу, что снижает
производительность компрессора (уменьшает
коэффициент подогрева) и повышает затрату
работы на 1 кг газа.
Работа трения почти не зависит от
условий работы машины, поэтому мощность
холостого хода лишь незначительно ниже
мощности, расходуемой на трение при
полной нагрузке компрессора.
Удельные показатели
Удельная холодопроизводительность К
равна отношению холодопроизводитель-
ности компрессора к подводимой мощности.
Для идеального компрессора
<?от _ 8б0?о _с^ D4)
КТ
NT
(i2
: 860еТ.
¦1>)ад
Для действительного компрессора
индикаторная удельная
холодопроизводительность
Ki = -~- = tiiKt ккал/квпг-ч. D5)
Эффективная удельная
холодопроизводительность
'\ '^т
лГ = Члс * Ki =
Кт ккал/квт-ч. D6)
Электрическая удельная
холодопроизводительность
К* = ^ = -Пдв
К
•*» =
D7)
= % • КТ ккал/квт~ч-
Эффективная удельная
холодопроизводительность Ке , а для герметичных и бес-
сальниковых машин электрическая
удельная холодопроизводительность Кэ являются
основными величинами, характеризующими
экономичность компрессора.
Влияние отношения объемов ступеней
на показатели многоступенчатой
холодильной машины
Значения промежуточных температур
зависят от отношения произведений XV\
ступеней в. д. и н. д. или приближенно от
отношения часовых объемов ступеней С.
В двухступенчатых холодильных машинах
(не имеющих полезной холодопроизводи-
тельности при температуре t0l) увеличение
отношения объемов С при заданном Vhndm
приводит к возрастанию часового объема
ступени в. д. и понижению промежуточной
температуры t0l. Выбор С должен
обеспечить наивысшее значение Кр и близкие
отношения давлений в ступенях. Это не
относится к машинам с полезной холодо-
производительностью Q01 при заданном
значении t0l.
На рис. 16 приведена номограмма для
определения tolf температуры нагнетания tn
и отношения давлений по ступеням,
применительно к схемам а и б рис. 2,в зависимости
от выбранного отношения объемов
ступеней С [3].

ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
161
Рн/Рвс
Рис. 16. Значения
Рве
tQ1 и tn в двухступенчатых аммиачных холодильных
машинах: водяное промежуточное охлаждение (схема а, рис. 2); полное
промежуточное охлаждение агентом и двухступенчатое регулирование (схема б, рис. 2)
Кешл/кбт-ч
4000
3000
2000
1400
1000
800
600
500
<Ю0
~3
>/
*^
Р
' '
0
$s
ф
у
/
/
г
/
/
/•'
/
"у '¦¦¦ "I
р"*'
/
/
У |
к
-?5 -50 -55 -5? -45 -40 -J5 -Л? 5 -20 -15 -10 t„V
Рис. 17. Расчетные значения Я для аммиачных
холодильных машин с прямоточными
компрессорами: двухступенчатые;
одноступенчатые; теоретическое значение
для одноступенчатых машин
6 Энциклопед. справочник, кн. 1
tjt
Рис. 18. Значения промежуточной
температуры t0 в аммиачных двухступенчатых
холодильных машинах: полное
промежуточное охлаждение и двухступенчатое
регулирование (схема б, рис. 2); водяное
промежуточное охлаждение (схема а, рис. 2)

162
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
В диапазоне температур кипения от
—25 до —70° отношение t выбирают
соответственно в пределах от 0,35 до 0,20.
Таблиц а 2
Влияние величины С на показатели аммиачной
двухступенчатой холодильной машины
/ h п. д
= 100 м*/час и tr = -f 30°C
Рис. 19. Отношение весов аммиака A + а),
сжимаемого в ступенях двухступенчатых
холодильных машин: полное промежуточное
охлаждение только агентом и двухступенчатое
регулирование (схема б, рис. 2); водяное
промежуточное охлаждение и двухступенчатое
регулирование (схема а, рис. 2)
На рис. 17 приведены расчетные
значения Ке. При изменении С от 0,20 до 0,35
(t02 = —35°) Ке увеличивается на 10%;
при t02 = —40 -f- 50°Ze почти не изменяется;
Температура кипения
Отношение '(,
Температура f01)°C .
Ne h> q, кет ....
Ne в. д, квт ....
Ne, 7гвт
Ке, ккал1квт-ч . .
Нагрузка
конденсатора
I QK ккал/час . . .
Ga п. д, кг/час . .
Ga в. д, кг/час . .
Отношение весов
пара, сжимаемого
ступенями в. д. и н. д.
A+«)
-35°
0,20 | 0,35
+2,5°
5,15
2,45
14800
7,3
3,1
10,4
1424
20000
51,5
66,2
1,28
-7,95°
3,4
3,7
17650
5,8
5,4
11,2
1575
23300
57,3
73,4
1,27
—
0,20
-24.4°
7,25
7,35
3360
3,73
2,67
6,4
525
5640
10,9
15,9
1,46
50°
0,35
-30°
5.45
9.76
3860
3,45
4,25 1
7.7
501
6370
12,4
17,8
1,44
Q
ккал/час
30000
20000
рк—р01 И
механизм
ступени
Рис. 20. Расчетные значения Q02, QK, Ng для аммиачных двухступенчатых
холодильных машин при часовом описанном объеме ступени н. д.
^hn.d =Ю0 jw8/час
при t02 = —60° — уменьшается на 5%.
Практические значения могут превышать
указанные на рисунке на 10—15%.
Иногда при выборе ? не стремятся к
наивысшему значению Ке. При низких 1{J
и йгдля повышения коэффициента подачи
ступени н. д. увеличивают в допустимых
пределах отношение давлений в "ступени
в. д. и уменьшают его в ступени н. д.
Уменьшение
описанного объема цилиндра
н. д. сопровождается
увеличением его в
цилиндре в. д. При
умеренных to2 и
высоких tn снижают
отношение давлений в
ступени в. д., чтобы
уменьшить
разгрузить
движения
в. д.
Значение
промежуточной температуры
t0l при разных С
приведено на рис. 18;
отношение весов
холодильного агента в
ступенях A + а) —
на рис. 19 [1].
На рис. 20
показаны значения Qo2, Qk>
эффективной
мощности в ступени н. д.,
Ne н.д и суммарной
по обеим ступеням
(Ne H.d-\-Ne в.д) для
схемы б, рис. 2.
Влияние отношения С иллюстрируется
следующим примером применительно к
указанной схеме (табл. 2).

ТЕОРИЯ ПОРШНЕВОГО КОМПРЕССОРА
163
Тепловой расчет компрессора
При конструировании новых
компрессоров и проектировании холодильных
установок холодопроизводительность обычно
задают. Часовой описанный объем,
требуемая мощность приводного двигателя и
удельные показатели определяются
расчетом.
Весовая производительность
компрессора
Ga = — - кг, час , D8)
где QQ — общее количество тепла,
поглощаемого холодильным агентом,
включая теплоприток через изоляцию,
ккал/час\
д0 ккал/кг — изменение энтальпии
агента в той части холодильной машины,
где задан теплоприток Q0.
В расчетах компрессоров q0 —
изменение энтальпии агента на пути от
регулирующего вентиля до всасывающего патрубка
компрессора (за вычетом подогрева пара в
теплообменнике).
При проектировании установок обычно
задают Q0 — тепловую нагрузку
испарителя. В этом случае д0 определяется как
разность энтальпий у выхода из испарителя
и входа в него.При одной и той же весовой
производительности значения Q0 по обоим
расчетам могут несколько отличаться
соответственно значениям qn.
Часовой описанный объем определяется
по весовой производительности.
Vh = а — м*/час. D9)
Здесь иве м3/кг находят но давлению и
температуре пара у всасывающего
патрубка компрессора, а X принимают по
результатам испытаний или определяют
расчетом.
Если часовой описанный объем
компрессора известен, то его весовую
производительность определяют по заданным
условиям работы — давлению и температуре
пара у всасывающего патрубка и давлению
нагнетания
Ga = кг/час . E0)
vec
При расчете холодопроизводительности
следует задаться циклом, определяющим
значение д0.
Тепловые расчеты многоступенчатых
компрессоров производят раздельно по
каждой ступени. При этом задают значения
промежуточных давлений.
В случае, когда размеры и часовые
объемы ступеней заданы, значения
промежуточных давлений рассчитывают.
Если необходимо сделать расчет
многоступенчатого компрессора при различных
режимах, то строят характеристики
ступеней и по ним устанавливают общую
характеристику (см. «Агрегатирование») [2].
N
Г
0\ ! 'IZ^ !
-ю -э -з <г б t„e
Рис. 21. Определение
промежуточной температуры в
двухступенчатой холодильной машине
Расчет только при одном рабочем
режиме ведут следующим образом (рис. 21).
Задаются двумя знаяениями
промежуточной температуры, близкими к
ожидаемому, применительно к которым
рассчитывают циклы, и определяют отношение весов
холодильного агента по ступеням A + а).
Небольшое изменение промежуточной
температуры мало влияет на это отношение.
При тех же двух значениях
промежуточной температуры рассчитывают
действительную производительность
компрессоров обеих ступеней с учетом рабочих
коэффициентов. Понижение промежуточной
температуры сопровождается заметным
уменьшением производительности ступени в. д.
и отношения весов агента, сжимаемого
ступенями. Графическое решение дает
точное значение промежуточных давлений и
температуры.
После этого уточняют расчет и
определяют холодопроизводительность и
мощность.
При определении удельной
холодопроизводительности К следует учитывать
возможные различия в значениях q0 и,
следовательно, Q0.
Сравнительные температуры
Основные показатели компрессора (Q0,
Nе, Ке) зависят от условий его работы
(Рвс> 1вс> Рн)-Сравнение компрессоров между
собой можно производить только при
постоянстве этих условий, которые
определяются четырьмя «сравнительными
температурами»: кипения t0, конденсации tK
(соответствующие температуре насыщения при
давлении у патрубков компрессора рва
и рн), всасывания tec и перед регулирующим
вентилем tu.
6*

164
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
В табл. Зданы восемь групп
«сравнительных температур» для холодильных
установок с одноступенчатыми и
двухступенчатыми компрессорами.
Группа I — «стандартные»
сравнительные температуры для одноступенчатых
аммиачных компрессоров.
Группа II — «стандартные фреоновые»
и группа III — «плюсовые фреоновые»
сравнительные температуры для
одноступенчатых фреоновых компрессоров.
Группы IV—VI—для двухступенчатых
компрессоров, группы VII и VIII —
поджимающих компрессоров.
Группы I и II предусмотрены
ГОСТ 6492—53, остальные утверждены
ВНИТОХ [8].
«Нормальные» сравнительные
температуры (t0 = —10°, tK = 25°, tu = 15°) почти
не применяются.
Таблица 3
ппа
Я*
'"""'
I
1 II
III
IV
Гр>
ппы
сравнительных температур,
принятые в СССР
о
о
*ьо
-15
-15
+ 5
-35
о
о
*~
-10
4-15
415
-20
о
^
"*~
+30
Ч-зо
4-35
+30
о
?
¦^
+25
+25
+30
+25
ппа
>>
и
V
VI
VII
VIII
о
0
¦*¦¦'
-50
-65
—35
—50
о
о
"*"
-30
-40
—20
-30
О
5*
+30
+30
—5
-20
О
3
+25
+25 |
—5
-20
ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
Назначение и особенности
компрессоров холодильных машин
[5, 9, 10]
Условия работы компрессоров
холодильных машин имеют следующие особенности.
2. Давление нагнетания зависит от
температуры воды или воздуха, охлаждающих
конденсатор. Давление всасывания зависит
от температуры охлаждаемой среды (вода,
рассол, воздух) и тепловой нагрузки
испарителя. Отношение этих давлений для од-
\Ро
\с к
п
то
?рм
цио
ет
нн
ичь
ые
'CKL
Г
>е
7Р
1
LUHt
атящамся поршнем
\ i i i i i i
Малые компрессор
1
^вь
ы
Bt
ie t
тшт
?сс
Чс
Потребляемая мощность
10
am
кре
b HU
йщ
но
<01
вые
7фН
ые
С
Среоние
цпмппрггппы
1—
L_
1
4-
лал
и
ьни
1
ко
6 кдт —•»-
100
6bit
It
1
7ей
Чой
1
и
енп
щ
lii \
цкопфные
ног
0 i
1ейс
mi
Крупные кимпрессиры
М МММ I
1000
бе»
Ш
'НЬ
/е
0,1 0.2 0.3ОА 0,60,81 1.5 2 3 4 6 8 10 20 30 40 6080100200 300 Ш 600 1090 2000
Холодопроизбодительность б 1000 ст. к кал/час —^
то
Рис. 22. Диапазон применения различных типов и конструкций компрессоров по холодопронзводи-
тельности и потребляемой мощности
1. Всасываемый пар незначительно
перегрет. В некоторых случаях возможно
поступление в цилиндры насыщенного или
влажного пара. Во фреоновых машинах яти
пары обычно содержат смазочное масло с
растворенным в нем холодильным
агентом.
ноступенчатых компрессоров составляет от
2 до 12, двухступенчатых — 7—100,
трехступенчатых — до 160. Для сохранения
достаточно высоких коэффициентов подачи
при больших значениях рк/р0 стремятся к
максимальному уменьшению мертвых
объемов цилиндров.

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ 165
3. Замкнутая система циркуляции
холодильного агента, низкая температура
кипения и хорошие моющие
свойства фреонов
обусловливают необходимость
полной герметичности, чистоты
и сухости поверхности
внутренних полостей. Эти
требования еще более возрастают
в малых компрессорах,
4. Взаимная
растворимость масел и некоторых
холодильных агентов
обеспечивает работу
компрессоров без дополнительной
зарядки маслом.
Компрессоры по холодо-
производительности и
потребляемой мощности
разделяются на следующие:
Холодо-
Потреб-
ляемая
мощность,
кет
типом привода — с насаженным на вал
электродвигателем, непосредственным сое-
Малые .
Средние
Крупные


дительность,
тыс. ст.
ппал{час
'До 8
8—50
Свыше 50
До 5
5—20
Свыше 20
Заводы холодильного
машиностроения выпускают
компрессоры разнообразных
типов и конструкций.
Диапазон их применения
показан на рис. 22.
Поршневые компрессоры
Эти машины наиболее
распространены и
многообразны по своему
конструктивному выполнению. Они
различаются:
устро й ством кривоши пно-
гиатуиного механизма — бес-
крейцкопфные простого
действия и крейцкопфные
двойного действия;
способом прохождения
пара через цилиндры —
прямоточные и непрямоточные;
расположением
цилиндров — горизонтальные,
угловые, вертикальные V-, W-,
VV-образные и радиальные;
выполнением, цилиндров и
картера — блоккартерные (с
общей отливкой блока и
картера), с отдельными
блочными или индивидуальными
Цилиндрами;
числом ступеней сжатия и
цилиндров — одно- и многоступенчатые, одно-
и многоцилиндровые (до 16
цилиндров);
Рис. 23. Герметичный двухцилиндровый фреоновый компрессор
ФГК-07 холодопроизводительностью 700 ст. ккал/час; п —
1440 об/мин (Харьковский завод торгового оборудования): 1 —
герметичный кожух, 2—блок цилиндров и корпус компрессора,
3 — эксцентриковый вал, 4 — шатуны, 5 — поршень, 6 —
клапанная доска, 7 — статор электродвигателя, 8 — ротор
электродвигателя, 9 — пружина подвески компрессора в кожухе, 10 —
штуцер нагнетательный, 11 —вентиль всасывающий, 12 — электроввод
динением через муфту или ременной
передачей;
степенью герметичности и числом
разъемов компрессора — герметичные со

^.^jsd^
Рис 24 Бессальниковый фреоновый компрессор ФВ-6,5БС холодопроизводительностью 6 тыс. ст. ккал1час;п = 1440 об/мин (ЦКБХМ и завод ОЗХМ):
2 _ картер, 2 — коленчатый вал, 3 — шатун, 4 — поршень с пальцем и кольцами, 5 — блок цилиндров, 6 — пятачковые нагнетательные
клапаны, 7 —ленточные всасывающие клапаны, 8 — крышка цилиндров, 9 — корпус статора и статор электродвигателя, 10— ротор
электродвигателя,' 11 — разбрызгиватель масла, 12 — задняя крышка с масляным карманом, 13 — трубка
масла, 15 — герметичная коробка электровводов, 16
всасывающий вентиль,
подачи масла в вал, 14 — сальник уплотнения
2 f — газовый фильтр, 18 — нагнетательный вентиль

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ 167
устроенным электродвигателем в запаянном
ко;кухе без разъемов (малые до 2 кет);
бе с сальниковые со встроенным
электродвигателем, но отъемными крышками
и другими деталями; сальниковые
с картером, заполненным парами агента
под давлением и уплотнением приводного
конца коленчатого вала; с открытым
картером и сальниковым уплотнением
штока при выходе его из цилиндра (крейц-
конфные двойного действия).
Поршневые одноступенчатые
компрессоры малых холодильных
машин
Эти компрессоры выполняют
непрямоточными бескрейцкопфными
герметичными, бессальниковыми, сальниковыми.
Холодильные агенты ф-12, ф-22, ф-142. За
границей применяют ф-114 и каррен-7
(азоотропная смесь: 73,8% ф-12 и 26,2%
ф-152).
Герметичные компрессоры применяют
в домашних холодильниках и оконных
кондиционерах (мощность до 2 кет, диаметр
цилиндра до 50 мм). Общий корпус
компрессора и электродвигателя обычно
подвешивают на пружинах в герметично
заваренном кожухе, а вал устанавливают
вертикально на подшипниках скольжения. На
верхнем конце вала насажен
электродвигатель (с синхронным числом оборотов 1000,
1500, 3000 в минз^ту). Внизу на одной
кривошипной шейке в горизонтальной
плоскости размещены шатуны одного, двух,
реже трех и четырех цилиндров. Два
цилиндра установлены под углом 90° или оп-
позитно под углом 180° (первая схема по
сравнению со второй более уравновешена,
но в ней следует предусматривать
электродвигатель с большим пусковым моментом).
Три или четыре цилиндра обычно
располагают радиально с равными углами между
ними.
При вертикальном расположении одно-
коленчатого вала (рис. 23) сокращаются
габариты компрессора, создается
возможность установки электродвигателя вне
смазочной ванны, применения шатунов с
неразъемными головками и упрощения смазки
механизма движения.
Бессальниковые компрессоры обычно
выпускают для малых и средних машин
B-^20 кет). Их выполняют непрямоточны-
Ми с чугунными или алюминиевыми
корпусами и минимальным количеством
разъемов, число цилиндров от 2 до 8.
Эксцентриковые или коленчатые валы устанавливают
горизонтально на подшипниках скольжения
или качения.
Компрессоры выпускают с одним
подшипником, расположенным между
двигателем и кривошипно-шатунным
механизмом, и с двумя подшипниками (рис. 24).
В первом случае шатуны изготовляют с
неразъемными головками, во втором случае
с разъемными (коленчатый вал) и
неразъемными (эксцентриковый). Для удобства
монтажа ротора и герметизации мест ввода в
корпус статора силового электропровода,
электродвигатель располагают консольно.
Смазка компрессора разбрызгиванием или
принудительная (при мощности более 5 кет).
Охлаждение электродвигателя обычно
воздушное (корпус статора имеет ребра).
Для охлаждения обмотки электродвигателя
всасывающий патрубок устанавливают на
корпусе статора и поток холодильного
агента до цилиндров проходит через
электродвигатель. В некоторых случаях корпус
статора снабжают водяной охлаждающей
рубашкой.
Сальниковые компрессоры малых
машин выполняют с непосредственным или
клиноременным приводом. Число
оборотов от 500 до 1440 в минуту, число
цилиндров (с диаметром до 50 мм) обычно не
превышает четырех. В двухцилиндровых
моделях используют приставные
цилиндры и картеры без боковых и нижних
крышек. Эта конструкция успешно
заменяет блоккартерную (одинаковое
количество разъемов и сборка всего криво-
шипно-шатунного механизма вне
компрессора).
Валы компрессора коленчатые или
эксцентриковые (рис. 25 и 26), двухопор-
ные, преимущественно на подшипниках
качения. При числе оборотов 960 в
минуту и более обязательны противовесы.
Поршни непрямоточные, шатуны и
валы такие же, как у герметичных и бес-
сальниковых компрессоров. При
мощности более 3 кет обычно применяют
принудительную смазку шестеренчатым или
плунжерным насосами.
Характеристика ряда малых
фреоновых компрессоров герметичных бессаль-
никовых и сальниковых приведена на
рис. 27, 28 и 29. При использовании фре-
она-22 (рис. 27) в герметичном
компрессоре повышается электрическая
удельная холодопроизводительность Кэ [7] по
сравнению с работой его на фреоне-12.
Это обусловливается высокой объемной хо-
лодопроизводительностью фреона-22 и
меньшей мощностью трения компрессора ввиду
сокращения его размеров при указанном
агенте.
Значение Кд обоих герметичных
компрессоров невелико вследствие низких
значений к. п. д. электродвигателей малой
мощности (^0= 0,4-7-0,6).
С увеличением размеров компрессора и
следовательно, повышением мощности при

k75-
Рис. 25. Сальниковый четырехцилиндровый V-образный фреоновый компрессор ФУ-8 холодопроизводительностью 12 тыс. ст. ккал/час; п = 1440 об/мин
(ЦКБХМ и завод ОЗХМ): 1 — картер, 2 — блок цилиндров, з — торцовый шестеренчатый масляный насос, 4 — коленчатый вал, 5 — шатун,
E — поршень, 7 — всасывающие клапакы, 8 — нагнетательные клапаны, 9 — сальник уплотнения вала с графитовыми и стальными кольцами
'Греция, 10 — всасывающие вентили, ц — гэзоеый фильтр, 12 — нагнетательные вентили

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
169
—9Ъ?~-

Рис. 27. Характеристики герметичных
одноцилиндровых компрессоров с электродвигателем
(jVe = 0,245 кет; п = 1750 об/мин) и
конденсатором воздушного охлаждения: диаметр цилиндра
39,6 мм, ход поршня 25, 8 мм фреон-12; диаметр
цилиндра 31 8 мм, ход поршня 22 2 мм фре-
он-22 [7]
Рис. 28. Характеристика бессальникового
двухцилиндрового компрессора ФВ-6БС (диаметр цилиндра 67,5 мм,
ход поршня 50 мм, п = 1440 об/мин, мощность
электродвигателя 4 кет): фреон-12, фреои-
-142; /вс= /к - A5^20) °С
Q —
12000
11000
10000
9000
8000
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
15 L X

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
171
родного электродвигателя растет значение
К (рис. 28). Кэ компрессора ФВ-6БС в
области обычных температур кипения имеет
большую величину при фреоне-12 по
сравнению с фреоном-142 и лишь при
температуре кипения
выше —5° С
применение последнего
становится выгодным.
На рис. 28
и29приведены характеристики
бессальникового и
сальникового компрессоров
с одинаковыми
основными конструктивными
размерами (диаметр
цилиндров и ход поршня),
но с различным числом
цилиндров. К. п. д.
электродвигателей обоих
компрессоров
одинаковы (т\дв = 0,87).
Сравнение приведенных
характеристик показывает,
что несмотря на
наличие трения в сальнике
и работу масляного
насоса эффективная
удельная холодопроизводи-
тетьность Ке
сальникового компрессора выше,
чем бессальникового
Ке = К J t\QQ. Это
объясняется в основном
лучшим отводом тепла от
цилиндров
сальникового компрессора и
отсутствием подогрева пара,
охлаждающего
встроенный электродвигатель в
бессальниковом
компрессоре.
Поршневые
одноступенчатые компрессоры
средних холодильных машин
Эти компрессоры
(рис. 30 и 31) выполняют
бескрейцкопфными,
прямоточными и
непрямоточными с числом
оборотов до 1440 в минуту.
В качестве холодильных
агентов применяют
фреон ы и аммиак.
В прямоточных
компрессорах, по сравнению
с непрямоточными, при
одном и том же диаметре цилиндров
вредный теплообмен между паром и стенками
меньше (увеличивается \w ), клапаны рас-
возвратно-поступательно движущихся
частей, ухудшается уравновешенность
прямоточного компрессора, несколько
увеличиваются его габариты и работа трения и
уменьшается число оборотов.
Рис. 29. Характеристика сальникового четырехцилиндрового
компрессора ФУ-8 (диаметр цилиндра 67,5 дм, ход поршня 50 мм, п = 120,0
об/мин): фреон-12, фреон-142; tGC = tK — A5 -^ 20) °С
В компрессорах средних холодильных
машин расположение цилиндров V-, W-,
VV-образное и радиальное; число цилиндров
положены более свободно (повышается от 2 до 16; преимущественно применяют
^др)- Однако вследствие большого веса блоккартерные конструкции с вставными

172
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
е
§00
о m
а я
СО-—'
rt м
О Я
во
5 и
3 в
и
о ~
стз Я
« о

Рис. 31. Восьмицилиндровый блоккартерпый бескрейцкопфиый непрямоточпый VV-образный фреоновый компрессор холодопроизводителыюстыо
85 тыс. ст. ккал/час, S =70 мм, D = 100 мм, п = 1440 об/мин (ЦКБХМ и Читинский завод): 1 — всасывающий вентиль, 2 — полость
всасывания в блоккартере, з — камера нагнетания, 4 — фильтр щелевой тонкой очистки, 5 — алюминиевый поршень, 6 — шатун с косым разъемом,
7 — соленоид управления отшимом клапанов, 8 — масляный насос, 9 — кольцевой сальник уплотнения вала, ю — приемный масляный
фильтр, 11 — нагнетательный пятачковый клапан, 12 —устройство отжима всасывающих клапанов

174
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
•$<\
ю-
Рис. 32. Четырехцилиндровый блоккартериый бескрейцкопфный прямоточный V-образный
унифицированный фреоновый компрессор АУ-200 для фреона-22 и аммиака холодопроизводительностью
200 тыс. ст. ккал/час; п = 960 об/мин (ЦКБХМ и завод «Компрессор»): а — продольный и
поперечный разрезы компрессора: I — блоккартер, 2 — гильза цилиндра, з — поршень с кольцами
4 — шатун, 5 — коленчатый вал с противовесами, б — сальник уплотнения вала (пружинный
с графитовыми кольцами трения), 7 — всасывающий ленточный клапан, 8 — ложная крышка
с нагнетательным клапаном, 9 — шестерни привода насоса, ю — шестеренчатый затопленный масля-
ныи насос, 11 — заборный масляный фильтр, 12 — щелевой масляный фильтр; б — арматура vera-
новленная между цилиндрами компрессора: 1 — всасывающий вентиль, 2 — нагнетательный вентиль
с коллектором, з — нагнетательный патрубок, 4 — всасывающий патрубок, ,5 — трубка соединяющая
предохранительный клапан с нагнетательным коллектором, 6 — предохранительный пружинный
клапан, 7 — ручной пусковой байпас, 8 — всасывающий фильтр (грязевик), о — крышка 10 —
клапан уравнивания давления картера и всасывания
гильзами цилиндров; коленчатые валы —
двухопорные с противовесами; уплотнение
выходного конца вала — сальниковое (в
редких случаях бессальниковое -— для
компрессоров специального назначения);
смазка принудительная от насосов, приводимых
в движение непосредственно от
коленчатого вала (торцовые, незатопленные) или
через ряд шестерен (затопленные);
охлаждение цилиндров и верхних крышек
воздушное (выполнение с оребрением),
водяное (водяная рубашка) или путем
теплообмена со всасываемым паром,
проходящим через полости, расположенные вокруг
цилиндров.
Поршневые одноступенчатые
компрессоры крупных холодильных машин
Эти компрессоры выполняют бескрейц-
копфными простого действия и крейцкопф-
ными двойного действия.

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ ПОМП РЕССОРЫ
175
1315 ¦

Рис 33. Четырехцилиндровый V-образный прямоточный аммиачный компрессор 4АУ-15 холодопроизводительностью 150 тыс. ст. ккал[час, п ==
720"об/мин (ЦКБХМ и завод «Компрессор»): 1 — картер, 2 — коленчатый вал, 3 —блок цилиндров, 4 — поршень, 5 — шатун, 6 — клапан
всасывающий, 7 — клапан нагнетательный, 8 — масляный насос, 9 — сальник, ю — манометровый щит, 11 — бачок сальника, 12—фильтр тонкой
очистки масла

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ 177
Веспрейцкопфные поршневые
компрессоры (рис. 32, 33 и 34) производительностью
до 400 тыс. ст. ккал/час конструктивно не
отличаются от средних машин. Для смазки
применяют только затопленные масляные
ласосы. Число оборотов не превышает 960
р минуту, средняя скорость поршня до
Г» м/сск.
В последнее время наиболее
распространены многоцилиндровые блоккартерные
компрессоры. Применение блоккартера в
средних и крупных машинах (диаметр
поршней от 50 до 200 мм), кроме снижения веса
и габаритов, обеспечивает:
правильную и более точную геометрию
основных осей компрессора при его
изготовлении на заводе и сохранение ее при
эксплуатации;
герметичность;
большую жесткость и прочность
конструкции при меньшей толщине стенок блок-
картера;
простоту ремонта цилиндров и снижение
его стоимости, так как стоимость гильз
меньше, чем блоков цилиндров.
Для создания простой и надежной
конструкции компрессора применяют двух-
опорные (статически определимые)
двухколенчатые валы с разворотом шеек под
углом 180°; при этом обеспечивается:
использование подшипников качения,
удобных в эксплуатации и уменьшающих
механические потери;
большая компактность констрз^кции при
наличии до четырех шатунов на одной
шатунной шейке;
удобное расположение противовесов;
большую точность изготовления в
результате простой формы вала.
Некоторые заводы и заграничные
фирмы выпускают бескрейцкопфные
компрессоры холодопроизводительностью до
1,5 млн. ст. ккал/час, мощностью до
1000 кет.
Рис. 34. Восьмицилиндровый YV-образный прямоточный бескрейцкзпфный
унифицированный компрессор АУУ-400 для фреона-22 и аммиака холодопроизводительностью
400 тыс. ст. ккал/час, п = 060 об/мин (ЦКБХМ и завод «Компрессор»): 1 — блоккар-
тер, 2 — коленчатый вал, 3 — шестеренчатый масляный насос, 4 — приводные шестерни
насоса, 5 — шатун, б — поршень, 7 — клапан всасывающий, 8 — клапан
нагнетательный, 9 — гильза цилиндра, 10 — нагнетательный коллектор, 11 — всасывающий
патрубок

Рис. 35. Двухцилиндровый вертикальный беснрейцкопфный аммиачный компрессор 2АВ-27 холодопроизводительностью 300 тыс. ст. ккал/час;
п = 480 об/мин (ЦКБХМ и завод «Компрессор»): / — картер, 2 — блок цилиндров, з — шатун, 4 — поршень, 5 — кольцевой пластинчатый бес-
пружинный всасывающий клапан, 6 — нагнетательный кольцевой клапан с ложной крышкой, 7 — коленчатый вал с противовесами, 8 —
пружинный сальник вала, 9 — шкив-маховик, ю — буферная пружина; 11 — манометры аммиачные, 12 — манометр масляный, 13 — затопленный
масляный насос с вертикальным приводом, 14 — заборный масляный фильтр, 15 — щелевой масляный фильтр тонкой очистки, 16 — водяной
змеевик для охлаждения масла, 17 — всасывающий и нагнетательный коллекторы, 18 — ручной пусковой байпас, 19 — клапан для спуска воздуха,
20 —предохранительный клапан

ПОРШПЕР.ЫЕ II РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
179
Эти компрессоры (рис. 35) (диаметр
цилиндров до 500 мм) выполняют в виде
вертикальных и V-образных машин с двумя,
тремя, четырьмя, реже шестью цилиндрами.
Число оборотов не превышает 500 в ми-
нуту, но средняя скорость поршня
достигает б м/сек. Преимущественно
распространены прямоточные поршни и ложные
крышки, так как основным холодильным
агентом является аммиак, В компрессорах
с числом цилиндров более двух обычно
применяют многоопорные валы на
подшипниках скольжения. Цилиндры выполняют
индивидуальными или в виде блоков (по
два цилиндра) с водяными рубашками.
Всасывающие и нагнетательные коллекторы
выносные (сварные из труб).
К рейцпопфные непрямоточные
компрессоры двойного действия (диаметр
цилиндров до 1200 мм) выпускают холодо-
производительностью свыше 400 тыс. ст.
кнал/час, с расположением цилиндров: а)
горизонтальным — однолинейные (рис. 36),
двухлинейные (компаунд), с двумя рамами
и общим коленчатым валом; б) угловым
(рис. 37) — ось одного цилиндра
расположена по горизонтали, другого — по
вертикали; в) V-образным под углом 90°; г)
вертикальным. Кривошипно-шатунный
механизм размещен в открытой раме, состоящей
из одной ил pi двух частей — кривошипной
и крейцкопфной. Компрессоры этого типа
применяют для сжатия аммиака, этана и
пропана. Иногда цилиндры изготовляют с
водяным охлаждением.
Механизмы движения этих и газовых
компрессоров аналогичны. В кривошипных
валах при байонетных рамах применяют
шатуны с закрытыми нижними головками
(см. рис. 36), а в двухопорных валах при
вильчатых рамах — шатуны с нижними
разъемными головками.
В СССР на базе градаций
горизонтальных и угловых машин проведена
унификация газовых и холодильных компрессоров.
При этом рама и механизм движения
одинаковы, но в холодильных компрессорах
устанавливают другие цилиндры с
клапанами и сальниками и поршни со штоками.
При подборе диаметра цилиндра исходят
из величины усилия по штоку,
предусмотренному в базе.
Привод горизонтальных и крупных
вертикальных компрессоров осуществляют
от синхронных электродвигателей, ротор
которых насаживают на вал компрессора.
Применяют также привод от двигателей
внутреннего сгорания, при этом в угловых
машинах вертикальные цилиндры являются
силовыми, а горизонтальные —
компрессорными.
В крупных бескрейцкопфных и крейц-
копфных компрессорах масляные насосы и
лубрикаторы вынесены из картера.
Индивидуальный привод осуществлен от
электродвигателей. Масло охлаждается в выносном
теплообменнике.
Поршневые компрессоры
производительностью более 400 тыс. ст. ккал/час
постепенно заменяют центробежными машинами
(турбокомпрессорами).
Характеристики ряда блоккартерных
многооборотных современных бескрейцкоп-
фных компрессоров средней
производительности приведены на рис. 38 и 39.
При сохранении в унифицированной
конструкции равнопрочности механизма
движения (рис. 38), достигаемой
применением цилиндров разных диаметров при
одинаковОхМ ходе поршня (один и тот же
механизм движения),холодопроизводитель-
ность аммиачного и фреонового (ф-12)
компрессоров примерно одинакова [9].
Однако эффективная удельная
производительность Ке фреонового компрессора
значительно ниже, чем аммиачного, вследствие
увеличения работы трения при большем
размере поршней.
На рис. 39 дана характеристика [7]
быстроходного (ст= 4,45 м/сек)
16-цилиндрового фреонового (ф-12) компрессора.
При повышении температуры конденсации
в области низких температур кипения
снижаются затраты мощности. Это объясняется
уменьшением коэффициентов подачи 1 и
индикаторного давления р и общим
повышением температуры трущихся
поверхностей и, соответственно, масла,
в результате чего снижается его
вязкость и, следовательно, мощность
трения компрессора.
На рис. 40 [7] 41 и 42 приведены
кривые холодопроизводительности и
потребляемых мощностей компрессоров большой
производительности. При замене аммиака
фреоном-12 (рис. 40) холодопроизводитель-
ность Q0 и эффективная удельная холодо-
производительность Ке резко снижаются.
Последнее подтверждает целесообразность
применения увеличенных диаметров
цилиндров при сохранении одинакового
хода поршня в унифицированных
компрессорах средней и крупной
производительности, предназначенных для фреона-12.
На рис. 41 приведена характеристика
компрессора 4АУ-15 для аммиака и фрсо-
на-22;из которой очевидна целесообразность
применения фреона-22 для температур
кипения ниже —25° при одноступенчатом
сжатии; на рис. 42 — характеристики двух
аммиачных компрессоров большой
производительности — вертикального бескрейц-
копфного двухцилиндрового прямоточного
типа 2АВ-27 и горизонтального
однолинейного крейцкопфного двойного действия
типа ЗАГ. Эффективная удельная холодо-
производительность вертикального
компрессора значительно выше, вследствие

Ход 550'мм
Рис. 36. Горизонтальный однолинейный крейцкопфный аммиачный компрессор двойного действия АГ-600 холодопроизводи-
тельностью 600 тыс. ст. икал/час; п = 187 об/мин (завод «Компрессор»): 1 — баионетная рама, 2 — коленчатый вал,
з — коренной подшипник, 4 — кожух кривошипа, 5 — шатун, б' — крейцкопф, 7 — шток, 8 — предсальник, 9 —
многокамерный металлический кольцевой сальник штока, ю — цилиндр, 11— поршень с кольцами, 12 — подвижная опора цилиндра

Рис. 37. Угловой двухступенчатый крейцкопф-
ный аммиачный компрессор АДП-350 холодо-
производительностью 350 тыс. ккал[час при
/0 = —33° С и tK = +35° С, п = 375 об/мин
(завод «Компрессор»): 1 — угловая рама, 2—
шатун, 3 — крейцкопф, 4 — шток, 5 —
многокамерный металлический сальник штока с
разрезными кольцами, 6 — цилиндр ступени н. д. —
ц. н. д., 7— поршень ц.н.д., 8 — цилиндр ступени
высокого давления — ц. в. д., 9 — поршень ц. в. д.,
Ю — всасывающая полость ц. в. д.,
11—нагнетательная полость ц. в. д., 12 — водяная рубашка
ц. в. д., 13 — сальник рамы, 14 — затопленный
шестеренчатый масляный насос с вертикальным
приводом, 15—шестерни привода насоса, 16 —
коренной подшипник, 17 — палец крейцкопфа,
18 — фонарь сальников, 19 — пусковой байпас,
20 — коленчатый вал с противовесами
-jfiL
_^&_
А.
^^^щт1; is ii
^ШоШ
¦ш_д||
'ЖяД^Э^ЗЕ^
III |
ут
70\~\ "г
Щц^^^Ш
Щ\ 1
^У' IS
ш
\
' ' ' Т
1
Т
¦ i I
\l?J?ZzgLj
Ф6о\
чШ
13 j
¦№310
ЙС
^QW^-ч^Я
ни-
-3W0-

Ш
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
1 1
1
\
!
N
\
С-Э-V- С
*?^"
\ \
\
1
>v *"*
L° VJ^
АЛ ч
i1
N. ^
Y^ \ *~*
о?Л/
\ч
§
I
^о
« -J ^.
?§ =
CD^4IL
" ^ю
2 8°
Я у10
F cut"*
8 in
X=^
Я»? °^
~ fa tt1^
Sot
ow?h
ЯЯ Q,^
S9 00
^
4)
О О Я
о g
csSsft
? Of л
- ft
II-
ft ? (
?t tr (И
Kgo
ft10 tc
• m я
2? О Я"
WP,
« ttn,
а и н
a s cu
ftRS
1
*= <o <Г <\j
^> ^? v- vif
<g QO Qa
\
N
^ \
\ \
4
\
\
ъ?^~
\ \
\
\\
ч \.
N
nN
v.
V
V
\
\
\ \
4
4
S*
\
h
w
\
\
^o
III
8
csi fej
P. § О О И
s о о о g
ft О ft^ Я
2 о о ft о
sag**"
!3 * g 3 ft
к я 5
<** 2 l^ ?
И ft-*; со ^чо
ft Я ^ « ю
Я Soft-
ИР?со «О?»
д g X "*- о>
О Я" к Я ^ ^
Я <г> Я Я ° О
??*?&?
? х о те я о>
Я 2 И Я X ;?
я, я °5^
CD СГ X Яг~
Ё g »J ^
<я 2 я^ ftm
«5 DC о JJ си т-
я, Нй.н«2
S л я я я
X 2 ^ Ew ев
«SO I
ft <D a | ;~ч
о »я , о*
к д р^со д
Рн х осп я

ПОРШНЕВЫЕ II РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
ш
§,«?»¦
с = |
о о
ftgS
«О'
v-HI 1 1
s»

184
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
икал
чао
200000
-25 -20
Рис. 42. Сравнительные характеристики крупных
аммиачных компрессоров: 2АВ-27 —
вертикального прямоточного двухцилиндрового бес-
крейцкопфного (диаметр цилиндров 270 мм,
ход поршня 250 мм, п = 480 об/мин),
ЗАГ — горизонтального однолинейного крейцкоп-
фного двойного действия (диаметр цилиндров
450 мм, ход поршня 550 мм, n = 167 об/мин)
большего значения индикаторного к. п. д.,
обусловливаемого прямоточностыо,
наличием водяных рубашек и меньшей
работой трения.
Ротационные компрессоры
Ротационные компрессоры выполняют
с катящимся поршнем, пластинчатыми и
роторными.
Компрессоры с катящимся поршнем
(рис. 43, 44) имеют пластину в статоре,
эксцентрично расположенный на валу ротор
с вращающимся в нем эксцентриком
центрального вала, размещенным в корпусе
статора. Иногда устанавливают две
пластины друг против друга.
Рис. 43. Герметичный ротационный компрессор
с катящимся поршнем: 1 — герметичный кожух,
2 — электродвигатель, з — статор компрессора,
4 — катящийся поршень, 5 —„пластина, 6 — вал
Эти компрессоры используют в
качестве одноступенчатых для холодильных
машин мощностью до 1 кет (холодильные
шкафы, оконные кондиционеры, торговые
прилавки). По своим показателям они
близки к поршневым машинам.
Пластинчатые компрессоры (рис. 45)
имеют эксцентрично расположенный в
статоре ротор, концентричио и неподвижно
насаженный на вращающийся вал. В
роторе сделаны прорези, в которых скользят
пластины, прижимающиеся центробежной
силой к статору.
Статор выполняют двух конструкций:
в одной из них трение пластин происходит
непосредственно по поверхности статора,
в другой — по свободно вращающимся в
нем кольцам (рис. 45).
Этот тип машин часто применяют в
качестве поджимающих компрессоров
ступеней низкого давления в крупных
многоступенчатых холодильных машинах.
Роторные компрессоры выпускают с
двумя вращающимися роторами,
соединенными шестеренчатой передачей. Роторы
выполняют двухлопастными или
многолопастными с прямолинейными и винтовыми
лопастями. Между роторами и статором, а
также между роторами сделаны постоянные
зазоры, которые поддерживаются при
вращении приводными шестернями. Роторы
выполняют также в виде обычных шестерен.
Роторные компрессоры применяют в
качестве одноступенчатых, а также поджи-

Рис. 44. Сальниковый ротационный фреоновый компрессор с катящимся поршнем РКФ-0,9 холодопроизводительностью 900 ст. ккал1час,
п = 720 об/мин (рижский завод «Компрессор»): J — статор, 2 — вал, з — подшипник катящегося поршня, 1 — катящийся поршень,
л — крышка статора, б' — сальник, 7 — нагнетательный клапан, 8 — пластина, 9 — пружина пластины, 10 — всасывающая трубка,
II — вентиль всасывающий, 12 — вентиль нагнетательный, 13 — шкив-маховик

186 ТЮМПРЕССНОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
db
Вид по стрелке Л
Рис. 45. Поджимающий ротационный многопластинча-
тый компрессор Vh = 2000 м*1час, п = 720 об/мин, хо-
лодопроизводительность 300 тыс. югалЧчас, t0 — —40° С,
tn — +35° С, при наличии ц.в.д. с V. = 530 м3/час
(ЦКБХМ и сумский завод им. Фрунзе): 1—статор,
2 — крышки статора с подшипниками, 3 — ротор, 4 —
вал, б — пластины, 6 — вращающиеся кольца статора,
7 —сальник вала пружинный с графитовыми кольцами
и масляным затвором, 8 — нагнетательный клапан,
9 — масляная рубашка, ю — масляный насос, II —
масляный бачок

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ НОМПРЕССОРЫ [gj
HS
1355~
мающих компрессоров в
низкотемпературных холодильных машинах. На рис. 46
показан компрессор завода «Норсей»
Англия.
Конструктивной особенностью всех
компрессоров ротационного типа является
отсутствие всасывающих клапанов. В
роторных и пластинчатых машинах
нагнетательный клапан часто заменяют обратным,
устанавливаемым на линии нагнетания
перед конденсатором.
Несмотря на простоту конструкции
ротационных компрессоров, при их
изготовлении предъявляются большие
требования к механической обработке деталей
(меньшие допуски на несоосность,
неперпендикулярность,точные размеры зазоров).
Ротационные компрессоры имеют
меньшую металлоемкость и габариты, чем
поршневые. Коэффициенты подачи их высоки
(малые мертвые объемы и большие
проходные сечения всасывающих каналов)
несмотря на повышенные потери через
торцовые и радиальные зазоры.
Энергетические показатели (Ке), вследствие
значительных потерь на трение (особенно в
крупных машинах) обычно ниже, чем в
поршневых компрессорах.
Сравнительная характеристика двух
сальниковых компрессоров малой
производительности (поршневого
двухцилиндрового 2ФВ-5 и ротационного с катящимся
поршнем РКФ-09) приведена на рис. 47.
По мере возрастания рк/ро эффективная
удельная холодопроизводительность Ке
ротационного компрессора надает быстрее,
чем поршневого, — через зазоры статора
и ротора возрастают утечки, величина
которых резко увеличивается по мере роста
перепада давления.
Диапазон работы одноступенчатых
и многоступенчатых
компрессоров
Основными факторами, определяющими
предел применения одноступенчатого
сжатия в компрессоре холодильной машины,
являются: максимальная величина
разности давлений на поршень рп—/>0> не
превышающая в зависимости от
холодильного агента 12 и 8 кг/см-, максимальная

188
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Рис. 46. Роторный одноступенчатый аммиачный
компрессор фирмы «Норсей» (Англия): 1 —
статор, 2 — роторы, з — вал, 4 — приводные шестерни
роторов, 5 — лубрикаторные масленки, 6' —
сальники уплотнения, 7 — рабочая камера, 8—
крышка подшипника, 9 — маховик, ю —
боковая крышка, а — всасывающие каналы, 12 —
коробка шестерен, 13 — всасывающий патрубок,
14 —нагнетательный патрубок, 15 — вход
охлаждающей воды, 16 — выход воды
- J к о
величина отношения давлении —- =о, мак-
Ро
симальная температура нагнетания не
выше 130°С и давление всасывания не ниже
1 агпа (отсутствие вакуума в картере) [9].
Пределы применения
одноступенчатого сжатия для различных
холодильных агентов (аммиака, фреона-12, фрео-
на-22 и фреона-142) приведены на рис.48.
Целесообразность перехода от
одноступенчатого к многоступенчатому сжатию
оценивается в каждом случае. В малых
лабораторных и транспортных установках,
где заданная низкая температура
достигается периодически, а затрата энергии
не является решающей, допустимо
повышение рк/р0 в одной ступени до 12. В
промышленных крупных установках, где
низкие температуры поддерживаются
длительное время, а энергетические
показатели компрессоров являются
определяющими, целесообразно переходить на
двухступенчатое сжатие даже при р%/р0 = 3,5
в 'одной ступени, особенно при высоком
давлении конденсации.
Значения Ке двухступенчатого и
одноступенчатого (см. рис. 41) компрессоров
приведены на рис. 49.
Для достижения низких температур
(_50 ч 70° С) обычно ограничиваются
двухступенчатым сжатием и только в
крайнем случае применяют трехступенчатое
сжатие.
Области применения одноступенчатого
и многоступенчатого сжатия, а также
использование каскадного охлаждения
приведены в табл. 4.
Область применения многоступенчатых
машин ограничивается температурами
кипения до -—80° С, а при каскадном
охлаждении до —115°С, при этом разность
давлений рк—Ра не превышает 16 кг /см2, а
отношение давлений рк/р^— 160. При
условии правильного выбора холодильного
агента это дает возможность применить
схемы не более чем с трехступенчатым
сжатием.
Ступени н. д. в многоступенчатых
компрессорах работают с вакуумом на
всасывании.
Минимальное давление всасывания
зависит от величины дроссельных потерь
во всасывающих каналах и клапанах,
лимитирующих возможность создания
вакуума' выше определенного предела.
Минимальное давление всасывания принимают
для поршневых компрессоров 0,1—0,15 ятя,
для ротационных — 0,05 ата (отсутствие
всасывающих клапанов).
В соответствии с данными пределами
в табл. 5 приведена минимальная
температура кипения для различных холодильных
агентов.

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
189
ОЛ
ккап
3000
2500
гооо
1500
1000
500
i^-
%
V
г"*""*
У^
\
?^*
¦""""
|
I j !
Д а . : ! |
Ч-Г^^-—*г" i
/
/
_/.—
i
)*,
^
»»
3000
2000
1000
/Ve квт
7.4
/.0
06
ол
-25
-зо
-15
-10
О
Ко'О
Рис. 47. Сравнительные характеристики одноступенчатых
сальниковых компрессоров длп фреона-12: ротационного
РКФ-0,9 (длина ротора 50 мм, п — 720 об /мин. VV = 4,4 м3]час),
поршневого 2ФВ-5 (ход поршня 40 мм, п = 850 об/мин,
1'л = 7,95 м31час). Температура конденсации +40° С
tKX
80
50
30
го
\
1
0-2i
? у
Ф-1с
1
ч
nvw,
Ф-Ь
%г\у'
л
/ргЪгкЛ
Р«-Ро
=8^
-ЬО -35 -30 -25 -20
-15
-10
-5
О
г Л
Рис. 43. Обычные границы применения одноступенчатых холодильных
компрессоров, работающих на различных холодильных агентах. Ниже
кривых — область применения одноступенчатых компрессоров; выше
кривых — многоступенчатое сжатие

190
НО МПРЕССИОННЫЕ X ОЛОД ИЛЬНЫЕ MA III И НЬТ
180000,
760000 V-
140000\
120000
юооооХ
I I
<^х^
yS
i
i
I i
i I
5^
\
-i+Q -38
-36
-J4
квтч
2800
zm
2000
1600
NeK6m
60
50
-26 tQcC
Рис. 49. Характеристика аммиачного двухступенчатого агрегата
АДС-150, скомпонованного из двух компрессоров. Ступень низкого
давления — четырехцилиндровый V-образный компрессор 4БАУ-1У
(диаметр цилиндра 190 мм, ход поршня 140 мм, n ~ 720 об /мин,
у = 684 м3/час); ступень высокого давления — двухцилиндровый
вертикальный компрессор 2АВ-15 (диаметр цилиндра 150 мм, ход
поршня 140 мм, п = 720 об/мин, Vh = 214,5 лг/час). Температура
конденсации 30° С
Т а -б л и ц а
Области применения одноступенчатого и многоступенчатого сжатия и каскадного охлаждения
Холодильный агент
ф-142
ф-12
Аммиак
ф-22
ф-13 и ф-22
(каскад)
Число
ступеней
сжатия
1
1
1
3
1
2
3
1 и 1
1 и 2
2 и 2
Температура конденсации, °С
30 | 40 | 50 | . 80
температура кипения, °С
i 1 i 1 1 i 1
от | до j от ! до 1 от | до 1 от j до
-
4-Ю
-30
0
—25
-50
0
-30
-70
-
-30
-60
—25
-65
-70
-35
-80
-80
-60 -80
—80 —100
-90 -115
-
-НО
-15
0
-10
-40
0
-10
-60
—
-
-15
—55
-10
-50
—70
—10
-65
—80
—
+15
+15
4-5
4-ю
—
-10
4-5
—40
_
0
-
+ 15
-
-
_
-
0
-
-
-
-

ПОРШНЕВЫЕ РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ 191
Т а 0 л и ц а
Минимальные температуры кипения в
многоступенчатых компрессорах
Холодильный
агент
Ф-I^
ф-^
ф-13
Ф-1»
Поршневой
компрессор
Ро = 0,1 ата
-72
-73
-8о
-116
-154
Ротационный
компрессор
Ро — 0,05 ата
-76
-83
-89
-125
Многоступенчатые компрессоры
Многоступенчатое (главным образом
двухступенчатое) сжатие в холодильных
машинах может быть осуществлено:
одноступенчатыми компрессорами,
скомпонованными в агрегат
двухступенчатого сжатия. В качестве ступени н. д.
применяют компрессор обычный, либо
рассчитанный на пониженную разность
Рп—Рве (поджимающие), либо ротационный.
Привод осуществляют отдельными
электродвигателями или одним с двух концевым
валом;
многоступенчатыми компрессорами.
При одинаковом количестве пара,
сжимаемого в обеих ступенях, объемы,
описываемые поршнями ступени в. д. и н. д.,
связаны между собой соотношением
С:
h в. д
ив. д
• К
h н. д
vn. д ' К. д
а при различных весовых количествах пара
С:
he. д
h п. д
~Сг„
ив.д. 1н. д
UU. д. 1в. д
где vnd и ve д — удельный объем пара
во всасывающих
патрубках соответствующих
ступеней, м3/кг\
А — коэффициент подачи ступени;
Ga — весовое количество пара, кг.
Отношение объемов в двухступенчатых
компрессорах изменяется от 0,4 до 0,2;
большие значения относятся к высоким
температурам кипения, меньшие — к низким.
Поджимающие компрессоры используют
в схемах холодильных машин с двух- и
трехступенчатым сжатием. Конструктивно
их выполняют в виде поршневых и
ротационных машин; первые — для малых и
средних, вторые — для средних и больших
произво дител ьностей.
Поршневые поджимающие компрессоры
обычно выпускают на базе
одноступенчатых компрессоров с применением тех же
картеров, деталей кривошипно-шатунного
механизма, но с увеличенными диаметрами
цилиндров, так как их рассчитывают на
меньшую разность давлений на поршень
D—G кг /см2).
При использовании общих баз с
одноступенчатыми компрессорами
увеличивается серийность производства и упрощается
ремонт (унификация запасных частей).
Другим достоинством поджимающих
компрессоров является гибкость работы
холодильной машины при переменных
нагрузках. Недостаток этих компрессоров —
увеличенные по сравнению с двухступенчатыми
компрессорами габариты и вес. На рис. 50
[7J приведена характеристика одного из
поджимающих компрессоров.
Эффективная удельная холодопроизво-
дительность (рис. 51) агрегата ФДС-1,
в котором в качестве поджимающего
использован фреоновый компрессор 4ФУ-10
при фреоне-22 значительно выше, чем при
фреоне-12. Это связано с более низкими
дроссельными потерями (большее
давление, меньший удельный вес) и снижением
мощности трения (меньшие размеры
цилиндров). В низкотемпературных машинах
более целесообразен фреон-22 по
сравнению с фреоном-12.
Схемы многоступенчатых компрессоров.
В горизонтальных и угловых крейцкопф-
ных компрессорах двухступенчатого
сжатия наиболее распространенной схемой
расположения цилиндров является схема
компаунд.
В горизонтальных машинах
объединяют два одноступенчатых компрессора,
один из которых является ступенью в. д.,
другой ступенью н. д. Рамы и кривошипно-
гаатунные механизмы одинаковые (см. рис.
36), но цилиндр и. д. большего диаметра
Оба компрессора соединены общим
коленчатым валом, на средней части которого
установлен ротор синхронного
электродвигателя. В угловых компрессорах (см. рис
37) цилиндр н. д. располагают по
вертикальной оси, цилиндр в. д. — по
горизонтальной.
При конструировании двухступенчатых
машин используют базовые модели
одноступенчатых компрессоров. Диаметр
цилиндра н. д. выбирают с таким расчетом,
чтобы в обеих ступенях по возможности
обеспечивалось равенство усилий по штоку.
Эти компрессоры по сравнению с
машинами с дифференциальным поршнем имеют
меньшие щелевые потери, но большие
габариты.
Двухступенчатые компрессоры с
дифференциальным поршнем являются
компактными машинами. К их недостаткам
относятся:
большой вес поршней,
обусловливающий увеличение сил инерции, ограничение
которых достигается уменьшением числа
оборотов;

192
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Ш Щ Ш %
<1г 55 § §
S 2 к я "" ° 3^-
С ft й&с е3о
^cb В Я Н"«* о 5^
'В о
D <х> л а; ?н
Ив*
3 I S.^Soo
1 СС> "
ftc^i § в «а" §|^
*-??§е°Д sb в
^©og^O SB^
в в
«ft64
s ^ В
go 8°?3
аз, . ^г • cu *oo под «s
^ g^ » ft %»
„; 0) SOO4 Oo
So. BftOfcc оси
r1 P- ее oJ о 3 ft
ft со f о o> x m В
«=*•?&=
o°||§l

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
193
перетекание паров холодильного агента
из цилиндра в. д. непосредственно в
цилиндр н. д. (особенно неблагоприятное при
низкой температуре кипения);
необходимость установки
дополнительных лубрикаторов для подвода масла в
цилиндр в. д. ввиду низкого давления в общей
системе смазки компрессора.
В последнее время выпуск крейцкопф-
ных и бескрейцкопфных компрессоров с
дифференциальными поршнями за
границей резко уменьшился. В СССР этот тип
холодильных компрессоров не выпускают.
Вескрейцкопфные компрессоры с
одинаковыми или разными диаметрами
цилиндров н. д. и в. д. наиболее
распространены. Их унифицируют обычно с
одноступенчатыми компрессорами.
При увеличении диаметров цилиндров
н д. по сравнению св. д. уменьшается число
цилиндров, обеспечивается лучшее
выравнивание нагрузок на кривошипно-шатун-
ный механизм в обеих ступенях,
уменьшаются металлоемкость и габариты
машины. Однако вследствие различного веса
возвратно-поступательно движущихся масс
(в ступенях н.д. и в. д.) уравновешенность
компрессора ухудшается.
В двухступенчатых компрессорах с
одинаковыми диаметрами цилиндров н. д. и
в. д. (рис. 52) достигается: полная
унификация механизма движения с
одноступенчатыми компрессорами, что упрощает их
производство и эксплуатацию (одинаковые
запасные части); лучшая уравновешенность
сил инерции; возможность работы одно-
it двухступенчатым сжатием (переключения
во внешней или внутренней
коммуникации); отсутствие перегрузки ступени н. д.
при пусковом режиме.
Трехступенчатые поршневые
компрессоры для весьма низких температур
кипения обычно выполняют в виде крупных
промышленных горизонтальных крейцкопф-
ных однолинейных или компаунд-машин
с дифференциальными поршнями.
Холодильными агентами являются аммиак,
пропан и другие.
Этот тип машин заменяют: более
компактными турбокомпрессорами;
компоновками компрессоров с использованием в
качестве ступени н.д. ротационных, а
ступеней с. д. и в. д. — поршневых
компрессоров; каскадными холодильными
машинами.
Компрессоры каскадных
холодильных машин
В верхней ветви каскада обычно
применяют двухступенчатые бескрейцкопфные
машины или последовательное соединение
одноступенчатых и поджимающих
компрессоров.
7 Эшшклопед. справочник, кн. 1
Для нижней ветви каскада (ф-13, ф-23,
ф-14 и этан) используют одноступенчатые
компрессоры с цилиндрами обычными или
меньшего диаметра, который определяется
расчетом по разности давлений нагнетания
и всасывания.
Компрессоры для транспортных
и судовых холодильных машин
Компрессоры выполняют одно- и
двухступенчатыми; их конструктивные формы
мало отличаются от вышеописанных,
однако специфика объектов охлаждения
другая. При изготовлении картеров,
цилиндров (с гильзами), крышек и поршней
применяют легкие сплавы; схемы
расположения цилиндров V-, W-, VV-образные, с
углом между осями, обеспечивающим
полное уравновешивание сил инерции первого
порядка возвратно-поступательно
движущихся масс; для уменьшения веса и
габаритов машин допускаются повышенные
числа оборотов; нижний предел
применения одноступенчатого сжатия, особенно
для компрессоров средней и малой
производительности, доходит до —40°С,что
ухудшает экономичность, но упрощает и
повышает надежность автоматической защиты
и управления.
В компрессорах, используемых в
автомобильном и железнодорожном транспорте,
для снижения пусковых моментов
применяют центробежные муфты, встроенные в
маховик. Охлаждающей средой служит
воздух, поэтому для улучшения условий
охлаждения выполняют с оребрением
цилиндры, верхние крышки и картер, а в
бессальниковых конструкциях — корпус
статора электродвигателей.
В судовых холодильных установках
охлаждающей средой служит морская вода.
Для защиты металлических поверхностей
водяных рубашек компрессоров от
коррозии применяют цинковые и другие
протекторы. Неизбежные крен и дифферент
кораблей учитывают при конструировании
компрессора. Ось вала компрессора
устанавливают параллельно оси корабля для
уменьшения влияния жироскопического
эффекта на коренные подшипники при
качке судна и защиты масляных заборных
фильтров от оголения при бортовой качке.
Фильтры устанавливают в центре
углубленных масляных ванн, расположенных в
нижней части картера.
Исходные данные для расчета
компрессоров холодильных машин
Расчетные режимы. Для
одноступенчатых компрессоров (аммиак и фреон-12)
ГОСТом 6492—53 предусмотрены
предельные давления, которые учитывают при

!2 13
Рис. 52. Двухступенчатый прямоточный V-образный блоккартерный
четырехцилиндровый компрессор ДАУ-80 (работающий на аммиаке
и фреоне-22) холодопроизводительностыо 80 тыс. кксл1час^0 = —40°С
и 1п = +35° С (ЦКБХМ и завод «Компрессор»); три цилиндра
низкого давления, один — высокого, с одинаковым диаметром
200 мм, ход поршня 150 мм, п = 720 об /мин; 1 — блоккартер,
2 — поршень, з — шатун, 4 — коленчатый вал, 5 — сальник,
6 — всасывающий вентиль н. д., 7 — нагнетательный вентиль н. д.,
S — всасывающий вентиль в. д., 9 — нагнетательный вентиль в. д.,
10 — пусковые байпасы, и — водопровод, 12 — масляный насос,
13 — заборный масляный фильтр, 14 — щелевой фильтр тонкой
очистки, 15 — маховик, 16 — ложные крышки с нагнетательными
клапанами, 17 — клапан всасывающий

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
195

196
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
расчетах. В аммиачных компрессорах при
максимальной температуре конденсации
40°С установлена предельная разность
давлений на поршень рк — р0 = 12 кг/см2}
о РК О.
предельное отношение давлении —г- = о,
во фреоновых компрессорах(ф-12)
соответственно tK — 50°С, /?к — j90 = 8 кг/см2 и — =8.
Давления конденсации ф-22 и аммиака
примерно одинаковы, поэтому для
компрессоров, в которых применяется ф-22,
принимают те же расчетные условия, что и для
аммиачных машин.
При использовании фреона-13 в нижней
ветви каскада низкотемпературных машин
расчетные условия те же, что и для
аммиачных, но степень сжатия — до 10.
Расчетные условия для компрессоров, в
которых используются другие холодильные
агенты, принимают с учетом их свойств.
Расчетные условия для компрессоров,
работающих на фреоне-142, различны, в
зависимости от давления конденсации. До
температуры конденсации 65°С расчет
ведут так же, как компрессоров,
работающих на фреоне-12, при более высокой
температуре конденсации (тропические
условия, тепловые насосы) — как аммиачных
машин.
Ротационные многопластинчатые
поджимающие компрессоры рассчитывают на
разность давления не более 4 кг/см2 и
степень сжатия не более 8.
При расчете /деталей холодильных
компрессоров для любых холодильных агентов
различают три расчетных режима (табл. 6).
Первый расчетный режим (силовой),
при котором на поршень компрессора (или
ротор), детали кривошипно-шатунного
механизма и механизма движения действует
максимальная разность давлений
нагнетания и всасывания.
Детали движения — поршни, шатуны,
поршневые пальцы, коленчатые валы,
роторы, штоки, крейцкопфы, подшипники —
рассчитывают по силе, возникающей
вследствие разности давлений, действующих
на площадь поршня.
Второй расчетный /?еа/смж(мощноетной),
при котором компрессор потребляет
максимальную мощность. Этот режим
соответствует максимальному значению
среднего индикаторного давления и является
исходным для расчета всех трущихся частей
компрессора. Если компрессор
предназначен для работы при нескольких числах
оборотов, то расчет ведут по наивысшему
из них.
Третий расчетный режим (пробные
давления) применяют для чугунных и
сварных деталей компрессора, работающих под
давлением паров холодильного агента.
Таблицаб
Расчетные условия для одноступенчатых
холодильных компрессоров
Режим
I
II
III
Параметры
Температура
конденсации tK, °С . . . .
Давление
конденсации рк, ати . . .
Разность давлений
рк — Ро, кг/см2 . .
Среднее
индикаторное давление р.Т
при давлении
конденсации рк^
ата
температуре
кипения, °С . . .
давлении
кипения Ро, ата . .
Пробные давления
деталей и узлов,
работающих под
давлением, ати:
а) всасывания:
гидравлическое.
воздушное . . .
б) нагнетания:
гидравлическое.
воздушное ...
То же, для водяных
рубашек и
встроенных масляных
насосов, ати:
гидравлическое .
Холодильные агенты

аммиак,
ф-22
40
15
12
6,45
15,8
0
4,4
16
10
16
6
ф-12,
ф-142
50
11,5
8
4,85
12,4
5
3,7
12
10
16
14
6
ф-142
85
11,5
12
5,05
12,5
15
2,51
16
10
24
16
6
ф-13
!
-20
10,5
12
4,6
11,66
-60
2,87
16
10
24
16
6
Расчетная сила, действующая на
поршень,
Ppac^^-iPn — Ро) ™ , E1)
где D — диаметр поршня, см,;
рк и р0 — давления конденсации и
кипения (по первому
расчетному режиму), кг/см2.
Силы, вызываемые депрессией во
всасывающих и нагнетательных клапанах,
незначительны, а силы инерции возвратно-
поступательно движущихся частей
действуют в обратном направлении силе РрасУ
поэтому ими при расчете пренебрегают
(повышается запас прочности деталей).
Среднее усилие на поршень за один
цикл определяют по теоретическому
среднему индикаторному давлению второго
расчетного режима. Силы трения не
учитывают, коэффициент индикаторного
давления принимают равным единице:
Pco^^-f-PiT кг, E2)

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
197
где р^ — расчетное теоретическое
индикаторное давление, кг/см2.
При известных ходе поршня S,
числе цилиндров z, числе оборотов
компрессора п максимальная мощность
(с сохранением умеренной средней ско-
рости) уменьшается отношение у^ хода
поршня к диаметру цилиндра («коротко-
ходовые» машины).
макс 60 . 102
расчетный крутящий момент
М = 974 -- = Z* ~ " -
Расч п 2тс
E3)
= 0,159
E4)
Выбор основных размеров
и конструктивных параметров
компрессора
Часовой объем V^, описываемый
поршнями в единицу времени:
поршневой компрессор простого
действия
vh = m^.s.z
п мъ\час\ E5)
компрессор двойного действия
= 60TBD«-
- d2) S • z - n мъ1час,
E6)
d — диаметр штока, м.
Для ротационного компрессора с
катящимся поршнем [10]
Vh = 60 —-— т B — т) • L • п мъ\час,
E7)
где D — диаметр статора, м\
т и L — эксцентриситет и длина
ротора, м.
Часовой объем ротационного
многопластинчатого компрессора [11]
V h = 30 D • т • L j An - ? A + 4 ~) ~ -
20 30 40 50 60 80 100 150 200 300 400SMM
Рис. 53. Рекомендуемые числа оборотов п и средние ско-
" щ ст в зависимости от хода пори
прессорах холодильных машин
D
п м°/час,
E8)
где i — число пластин;
й — толщина пластины, м.
Или с точностью 0,5—2% [9]
V h == 120 • mL (izD — Ъ i) • п м*!час. E9)
На основании анализа конструкций
современных компрессоров, выпускаемых
ведущими иностранными фирмами, а также
опыта конструирования, накопленного
отечественными машиностроительными
заводами, приняты следующие положения для
выбора основных конструктивных
параметров компрессора.
При увеличении числа оборотов для
получения более компактных конструкций
Это отношение для одноступенчатых
компрессоров принимают:
компрессоры бескрейцкопфные: о//>>
аммиак, ф-22, ф-13 в нижнем каскаде . . 0,8—0,9
ф-12 иф-142 0,6—0,8
крейцкопфные аммиачные двойного
действия 1—1,5
Зависимость числа оборотов и средних
скоростей поршня от его хода показана
на рис. 5'3.
Силы "инерции
возвратно-поступательных масс механизма движения
пропорциональны ускорению.
Ускорение возвратно-поступательных
масс
^ J • -у (cos а ± A cos 2а) м/сек2. F0)
/:
где Л — отношение радиуса кривошипа к
длине шатуна (обычно л = 0,18
-Ь0,22).
Ускорение достигает наибольшего
значения в верхней мертвой точке поршня
= 6,6 Sn2 • 10 3 MjCeK2
F1)

198
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Следовательно, максимальное ускорение
характеризуется фактором Sn2.
Динамические качества конструкции
компрессора определяются не столько
максимальным ускорением или фактором Sn2,
сколько удельными силами инерции на 1 см2
площади поршня
отношение наружного диаметра ротора
внутреннему диаметру статора
?=0.8.
-0,9;
q = 8,6
G'¦ - S . п2
• 10 8 кг/см*.
F2)
отношение длины ротора к его диаметру
4- = 1.5 -Ь 2,2;
а
где G
вес возвратно-поступательно
движущихся масс шатунно-поршне-
вого механизма, кг.
В компрессорах разных размеров, но
одного типа, связь между ходом поршня и
ширина пластин
h = @,2 -Ь 0.3)
D
20 30 40 50 60 80 100 150 200 300 400 500 8005 ММ
Рис. 54. Рекомендуемые удельные давления qMax
мальные ускорения поршня jMax в зависимости
поршня холодильных компрессоров
числом оборотов, обеспечивающая
равенство удельных* сил инерции [12, 13],
?Ь5 . П2 = const
F3)
Для уменьшения удельных сил инерции
при повышении числа оборотов поршневого
компрессора необходимо стремиться к сни-
S
жению отношения -jj и веса
возвратно-поступательных масс, в основном веса поршня
(рис. 54).
Для ротационных пластинчатых
компрессоров обычно применяют следующие
конструктивные соотношения основных
размеров [11]:
эксцентриситет ротора
т= @,1+0,15) •
D
толщина пластин зависит от материала,
размер их колеблется от 1 до 3 мм для
стальных и от 4 до 12 мм — для
пластмассовых;
число пластин зависит от
размера машины, в крупных
компрессорах — 20-ьЗО;
число оборотов ротационных
компрессоров выбирают исходя
из допускаемой скорости конца
пластин
С = ( — + m ) • -зд- м/сек. F4)
Эта скорость не должна
превышать 10—15 м/сек.
Принципы унификации
компрессоров холодильных
машин
Правильный выбор
холодильных агентов и унификация
компрессоров одного ряда
обеспечивают возможность сокращения
до минимума количества
типоразмеров машин. Последнее
создает предпосылки для серийного,
более технически оснащенного
производства, обеспечивающего повышение
качества изготовления компрессоров при
одновременном снижении трудовых затрат.
Уменьшается также количество размеров
запасных частей, что снижает стоимость
производства и ремонта в условиях
эксплуатации.
Унификация холодильных
компрессоров проводится по следующим
направлениям.
а) Отбор минимального числа типов
машин для определенных холодопроизво-
дительностей и областей применения.
б) Составление рядов компрессоров,
производительность которых удовлетворяет
требованиям эксплуатации во всем
диапазоне тепловых нагрузок (поля
производительности).
в) Создание серии компрессоров на одной
базе, в качестве которой обычно принимают
кривошипно-шатуниый механизм, но с раз-
и макси-
от хода

ПОРШНЕВЫЕ И РОТАЦИОННЫЕ КОМПРЕССОРЫ
199
личным количеством цилиндров и числом
оборотов.
В крейцкопфных компрессорах
двойного действия такой базой является рама
с механизмом движения, рассчитанная на
одно усилие по штоку.
В бескрейцкопфных компрессорах при
вертикальном расположении цилиндров
(многоопорный вал) ряд комплектуют из
2-, 3-, 4- и 6-цилиндровых машин с одним
числом оборотов; при V- W-, VV-образном
расположении цилиндров (двухопорный
вал с несколькими шатунами на одной
шейке) ряд составляют из 2-, 4-, 8- (иногда
6- и 16-)цилиндровых компрессоров,
каждый с двумя или одним числом
оборотов.
Выбор скоростного режима и числа
цилиндров зависит от шага градации, т. е.
отношения холодопроизводительности
каждого последующего компрессора к
предыдущему. Стремятся выдержать шаг гра-
дации равным }/~2, практически он
колеблется от 1,3 до 1,6.
г) Конструирование компрессоров для
различных холодильных агентов на общих
базах, с сохранением расчетных усилий
за счет изменения диаметра цилиндра.
При этом должно соблюдаться условие
иа~и6 I/ т г- ,
У (Рк-Ро)а
а также
в -в i+^ilk
« 6J/ (PlT)a'
где индексы а и б относятся к двум
различным холодильным агентам.
Соотношение размеров диаметров
цилиндров, например для аммиака, фреона-12
и фреона-22, составляет
Таблица 7
Основные данные унифицированных крейцкопфных горизонтальных аммиачных компрессоров
двойного действия, серийно выпускаемых заводом «Компрессор» на трех базах
ев
VO
1
11
III
Марка
компрессора
ЗАГ
4АГ
ЗАГТ
4АГТ
АГК-73
АДК-73/40
АДК-85/40
АГ-600
АГ-1200
АГК-47
АГК-56
Количество
ступеней
1
1
1
1
2
2
2
1
1
2
о
Ход поршня,
мм (база)
550

(вильчатая рама)
550
(байонет-
ная рама)
450

(вильчатая рама)
Диаметр ц. н. д.,
мм
730
730
650
470
-560
Диаметр ц. в. д.,
мм
450
2X450
400
2X400
450
400
400
420
2X420
300
300
Число оборотов
в минуту
167
167
167
167
167
167
167
187
187
187
187
Объем,

описываемый
поршнями,
jh3 /час
п
и
4570
4570
3620
1730
2440
и
и
1710
3420
1340
2680
1710
1340
1340
1660
3320
690
690
Холодопроизво-
дительность
компрессора,
ккал/час
650000
1300000
400000
800000
900000
400000
1100000
600000
1200000
245000
150000
о
—15
+30
+25
—15
+30
+25
-15
+38
+35
-15
+38
+35
—30
+35
+30
-43
+38
+35
—20
+ 38
+35
-15
+30
4-25
—15
+30
+25
-33
+35
+ 30
—50
+35
+ 30
Мощность
электродвигателя, 7. em
280
625
280
625
625
625
625
300
625
240
240
Длина, мм
5570
5570
5570
5570
5800
5800
5800
7000
7000
5100
5100
Ширина, мм
3600
6000
3500
5950
5300
5300
5300
3300
4400
5600
5700
Высота с
электродвигателем,
мм
2500
2500
2500
2500
2400
2400
2400
2500
2500
2200
2200
Вес, кг
11000
19200
10600
19100
22600
23700
22200
9200
15300
11500
13300

Основные данные унифицированных бескрейцкопфных компрессоров, серийно выпускаемых в СССР
Таблица8
Конструктивные параметры баз
№ базы
I
II
III
IV
V
VI
ТИП,
ход поршня,
МЛ1
Ротационный

Непрямоточный
45

Непрямоточный
40

Непрямоточный
50
Прямоточный
80
Прямоточный
J 140
Прямоточный
250
расположение
цилиндров
В
В
В
У
колпчество
цилиндров
2
Компрессоры фреоновые (ф-12)
число оборотов
в минуту
850
450
650
1000
о 650
850
2
4
1
1
В Ч 2
У
В
У
4
2
650
850
650
850
720
960
720
960
480
720
, 480
4 720
1 1 1
В 2 - 360
480
марка
компрессора
РКФ-0,9
2ФВ-4
2 СРВ-5
2ФВ-6,5
4ФУ-6.5
2ФВ-10
4 ФУ-10
2ФВ-19
4 ФУ-19
1 -
диаметр
цилиндра, мм
40
50
67,5
67,5
100
100
190
190
-
объем,
описываемый поршнями,
м* /час
4,4
3,05
4.41
6,78
6,1
7,95
13,8
18,2
27,6
36,4
54,4
72,5
109
145
228
342
456
684
1
холодопроизво-
дительность,
ст. ккал/час
900
700
1100
1500
1300
1800
3000
4000
потребляемая
мощность, кет
при ст.
режиме
1,0
0,6
1,0
1,7
0,62
0.90
1,08
1,53
5900 2.2
7700 2,95
11250
15000
22500
30000
4,80
6.2 ._
9,5
12,5
1 44000 1 17,5
65000 27,0
88000
130000
, ----
35
54
-
габариты, мм
я
Я
а
п.
315
320
275
355
470
635
660
1150
1300
-
ГО
1
340
270
255
315
530
600
600
860
1150
-
го
н
о
о
340
360
345
400
420
570
640
1200
1700
-
го
6
СО
И
28
24,6
30
48
77
200
280
1150
1400
-
Компрессоры аммиачные и фреоновые (ф-22)
го
ft
та
2АВ-8
4АУ-8
2АВ-15
4АУ-15
2АВ-27
диаметр
цилиндра, мм
объем,
списываемый поршнями,
мЗ /час
холодопроизго-
дительность. ст.
ккал/час (аммиак)
потребляемая
мощность, кет
(аммиак)
1
1
80
80
150
150
270
34,7
46,3
69,4
92,6
143
214,5
11500
16000
23000
32000
50000
75000
1 286 1 100000
429 150000
618
824
230000
300000
4.65
6.3
8.6
11,5
16.5
25
33
51
76
100
габариты, мм 1
та
а
а
635
го
а
ft
а
в |
585
1 650 580
1150
1220
1850
935
| 1120
1180
та
о
о
и
691
650
1200
1460
1950
со
с" 1
И
200
275
1100
1350
4100

Холодапроизводительность7в ккал/час
Рис. 55. Поля холодопронзводительности унифицированного ряда одноступенчатых и комплектуемых из них двухступенчатых машин (аммиак, ф-12, ф-22 и ф-142)

*
Фреоновые с ф 100
мм,
непрямоточные.
<
Прямоточный
сальниковый
130
^ << ее
ОО it- tO
СО -О СО ¦<! СО «<]
CD ГО CD tO СП tO
ОООО ОО
ФВ-85
ФУ-175
ФУУ-350
СО
о
CD tO ОО CD ?- СО
СО ^J *- СО tO ь^-
CD OOOCD,?- OO
СЛ CD ^Л СО 00 CD
ООСЛО<1СЛ
оооооо
оооооо
оооооо
»Р-О-4 СЛ СО СО
О СП tO *- j<1 00
"ел
1120
1370
1735
730
1315
1560
1185
1115
1320
850
1200
1800
АВ-100
АУ-200
АУУ-400
150
О —ЗСЛ СО tO н>
CD5DCO СО CDCO
О Сл О 00 СЛ СО
»?-СОСО^ь*.
ОООСЛО»]
О О О О О СЛ
000H00
ОО ОООО
оооооо
tO CO CD *-- CO tO
СЛ СО 0^ ОО СО СЛ
1120
1370
1660
730
1315
1560
1185
1100
1320
800
1150
1760
~
Прямоточный
сальниковый
70
^ v я
оо *> tc
4>CO^Oj>©
|?^ CD .?¦- CD *- CD
ОООООО
ФВ-20
ФУ-40
ФУУ-80
О
о
*
сосо^ь».
ОО СЛ СО tO CO CD
О >t- О —1 CnJiO
ОО СЛ 4^ tO СО »-*¦
О CDO 000 »Р-
ОО ОООО
ОО ОООО
О ООООО
coco»-* >— _
f^JO OO^JD^CD
"сл'-О Ъо~Со"^
СЛ
810
660
1100
CD CD ь-*
н* tO CO
О СЛ О
ОО -Л -Л
СО н^ CD
О О О
»Р^ СО ь->.
О СЛ ОО
о. о о
АВ-22
АУ-45
АУУ-90
ОО
о
.?- ГО СО ОО CD >С~
*>СО CDh->-h^O
V- CD
ОО CD С- СО СО t-^-
ОО (О hP~ 0> ЕО СЛ
оооооо
оооооо
оооооо
СОО^О—ЭСЛ
"сосоо'соТо
СЛ |
810
660
1100
СО CD -^ \
^ со со
О Сл О
ОО -О «О
tO к^ CD
о о о
СО СО •"*¦
СП tO CD
о о о
1 ^
Непрямоточный
бессальниковый
и сальниковый
50
*< ^ rt
«* К Си
CO *- СО
>С- СО >С- СО it- СО
4>- CDwS-OhP- CD
оооооо
ФВ-6
ФУ-12
ФУУ-25
67,5
tO OO CD ,с- СО tO
*~JO tOH^ ь^-O
CD *~ CD
to*-*-1-^
tt- OO to CO CD rf>
*- О tO О >"" сл
ОООООО
ОООООО
СО jji (t- COJO^-»-
О "сл ~"~j"tf> V Vl
СЛ СЛ ^|
СЛ CD СЛ
СЛ О СЛ
CD СЛ СО
со >t- со
о о о
СЛ СП ,?-
-*J н*- ОО
о сл сл
СЛ СО >С-
О О СЛ
1
Непрямоточный
герметичный
40
ч
со
960
1440
ФГ-2,5
сл
о
8,8
13,6
2000
2700
0,90
1,30
320
320
520
со
со
№ базы
тип,
ход поршня,
мм
расположение цилиндров
количество цилиндров
число оборотов в минуту
марка
диаметр цилиндра, мм
объем, описываемый
поршнями, м*1час
холодопроизводительность,
ст. ккал/час (ф-12)
потребляемая мощность
при ст. режиме, кет (ф-12)
длина
ширина
высота
габариты, мм
вес, кг
марка
диаметр цилиндра, мм
объем, описываемый
поршнями, м3/час
холодопроизводительность,
ст. ккал/час (аммиак)
потребляемая мощность
при ст. режиме, кет
(аммиак) |
длина
ширина
высота
габариты, мм
вес, кг
Конструктивные параметры баз
о
?
а
та
CD
о
О
1е
«та
О CD
ил 8
°°§
»Е
СО CD
^е
ю
1
to
о
а
та
CD
°
О
о
та
•в §
* я
1 ^
1 л
^ Й
© Е
|1Ля
*^
со CD
^"я
«*ю
CD
е
СО
СО
е
^to
ш
шаоээзаиион зшпнонпуюа и зшаяншаоп

202
КОМПРЕСС ИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
д) Выполнение поджимающих
компрессоров путем увеличения диаметра
цилиндров базовых машин или подбора
компрессоров, работающих на
холодильных агентах пониженного давления.
е) Компоновка двухступенчатых и
каскадных машин из одноступенчатых
компрессоров одной серии.
ж) Создание двухступенчатых
компрессоров с цилиндрами обеих ступеней в одном
блоккартере (или на одном картере).
з) Унификация узлов и деталей
(цилиндров, шатунов, поршней, пальцев,
поршневых колец, масляных насосов,
сальников, клапанов) в компрессорах одной серии.
В табл. 7 и 8 приведены основные
данные для унифицированных компрессоров,
серийно выпускаемых в СССР.
Основные узлы и детали поршневых
компрессоров
Рама, картер и блоккартер. Являются
базовыми деталями компрессора, в
которых расположен кривошипно-шатунный
механизм. На них крепят цилиндры и все
вспомогательные узлы компрессора. Эти
детали воспринимают силы, возникающие
при сжатии паров холодильного агента,
и передают на фундамент вес компрессора,
крутящий момент, неуравновешенные силы
и моменты сил инерции движущихся масс.
Основные требования, которым должны
удовлетворять конструкции рамы, картера
и блоккартера, — прочность и жесткость.
Последняя определяет точность и
сохранение взаимного расположения осей
механизма движения компрессора.
Рамы крейцкопфных компрессоров
находятся под атмосферным давлением.
Имеющиеся в них проемы, люки и отверстия
уплотнены легкими крышками и
кожухами.
В горизонтальных компрессорах
преимущественно применяют одноподшипнико-
вые(байонетные) рамы (см. рис. 36). При
таких рамах упрощаются конструкция и
укладка вала и создается возможность
применения неразъемного шатуна.
Вильчатые рамы с двумя коренными
подшипниками сложны в монтаже, менее удобны в
эксплуатации и более дороги.
Картеры и блоккартеры бескрейцкопф-
ных компрессоров (см. рис. 32, 33, 34 и 35)
находятся под давлением всасываемых
паров холодильного агента. Это давление при
работе компрессора не превышает 3,5 кг /см2
для большинства холодильных агентов.
Однако во время остановок машины при
В настоящее время внедряется в
производство новая градация холодильных
компрессоров (табл. 9), которая отражает
повышенные требования народного хозяйства,
предъявляемые к диапазону работы
холодильных машин, а также технические
возможности машиностроительных заводов. На
рис. 55 представлены поля
производительности компрессоров, входящих в новую
градацию.
Экономическая целесообразность
унификации машин зависит от размеров их
выпуска. При массовом производстве, т. е.
выпуске более 10 тыс. в год (для
компрессоров мощностью до 2 кет), более
выгодной является специализация
применительно к определенной модели
машины.
неплотности клапанов и нагнетательных
вентилей давление в картере может
сравняться с давлением в конденсаторе (8—
12 кг/см2).
Герметичность картеров улучшается с
уменьшением числа разъемов, поэтому в
последнее время, особенно в средних и
крупных компрессорах, применяют блок-
картеры.
В многоцилиндровых V-, W- и VV-об-
разных блоккартерных компрессорах
в связи с отсутствием привалочных
фланцев можно уменьшить углы между осями
цилиндров. Этим достигается наибольшая
компактность машины.
Рамы, картеры и блоккартеры обычно
изготовляют литыми из чугуна, в редких
случаях сварными из стального листа.
В малых компрессорах транспортных
машин для уменьшения их веса применяют
алюминиевые сплавы.
Основным требованием к механической
обработке этих деталей является:
соблюдение соосности, параллельности и
перпендикулярности осей коленчатого вала,
крейцкопфа и цилиндров.
Допустимые отклонения на несоосность,
неперпендикулярность, эллиптичность,
конусность посадочных размеров рам,
картеров и других деталей компрессоров, а
также чистота обработки основных
посадочных поверхностей указаны в табл. 16.
Цилиндры. Стенки цилиндров
воспринимают силы от давления паров
холодильного агента, упругости поршневых колец
и веса поршней (последние полностью или
частично). В бескрейцкопфных
компрессорах, кроме того, они воспринимают
нормальные силы кривошипно-шатунного
механизма.
ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ ПОРШНЕВЫХ И РОТАЦИОННЫХ
КОМПРЕССОРОВ

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
203
В крейцкопфных компрессорах
цилиндры выполняют в виде самостоятельных
отливок, в которых размещают
нагнетательные и всасывающие клапаны (см. рис.
36 и 37). В многоцилиндровых машинах
цилиндры для уменьшения расстояния
между ними выполняют блоками (рис. 25
и 33) в одной отливке.
Цилиндры блоккартерных средних и
крупных компрессоров обычно имеют
вставные сменные гильзы (на скользящей
посадке), что значительно уменьшает
стоимость ремонта машин (см. рис. 30, 31,
32). В крупных крейцкопфных
компрессорах гильзы применяют для исправления
брака литья (их устанавливают на
легкопрессовой посадке, при замене
растачивают). Наружную поверхность для
удобства установки обрабатывают уступами.
В прямоточных компрессорах, особенно
двухступенчатых (см. рис. 52), гильзы
уплотняют по верхнему и нижнему
наружным поясам резиновыми кольцами.
Верхнее кольцо препятствует перетеканию пара
из полости нагнетания, а нижнее —
проникновению масляного тумана из картера в
полость всасывания.
Компрессоры, в которых используются
аммиак и фреон-22, имеют водяные
рубашки, размещаемые в верхней части
цилиндров. В прямоточных компрессорах
они охватывают также нагнетательные
камеры. Крышки цилиндров выполняют
иногда с водяной полостью.
В компрессорах,работающих на фреоне-
12 и фреоне-142, при температуре
нагнетания не более 90° С, применяют воздушное
охлаждение цилиндров и крышек. Это
достигается их оребрением (см. рис. 30).
В бескрейцкопфных компрессорах с
чугунными поршнями и поршневыми
кольцами зазор между цилиндром и поршнем
составляет 0,001 диаметра цилиндра. Это
соответствует второму классу точности «А»
и посадке «Л» поршня (системы отверстия).
При отсутствии поршневых колец
(диаметры цилиндров менее 50 мм) зазор между
поршнем и цилиндром должен составлять
0,0003 диаметра цилиндра.
Цилиндры компрессоров и гильзы
выполняют из высококачественных и
легированных чугунов с присадкой никеля от
1 ДО А /о-
Поршни. Дисковые и
дифференциальные скользящие поршни применяют
в крейцкопфных компрессорах.
Высота дисковых поршней в вертикальных
машинах определяется из условия
размещения на нем уплотнительных колец, а в
горизонтальных компрессорах, кроме того,
и необходимой опорной поверхностью,
воспринимающей давление от веса поршня
(см. рис. 36 и 37). При средней скорости
поршня до 4,5 м/сек допускаются удельные
давления на стенку цилиндра: для поршней
чугунных до 1 кг/см2 (учитываются
плохие условия смазки), при заливке боковых
поверхностей баббитом до 2 кг /см2.
При горизонтальном расположении
цилиндра поршень опирается на его зеркало
х/з нижней части боковой поверхности. Эту
часть поверхности обрабатывают по
посадке «Д» второго класса точности, а у
верхних 2/3 боковой поверхности поршня
уменьшают радиус на 0,5—0,8 мм для
предохранения поршня от заеданий при его износе.
В вертикальных крейцкопфных
компрессорах зазор между цилиндром и
поршнем обычно составляет от 0,01 до 0,02
диаметра поршня.
Тронковые поршни с сильно развитой
боковой поверхностью (для восприятия
нормальных сил кривошипно-шатунного
механизма) применяют в бескрейцкопфных
компрессорах. Допустимые удельные
давления на стенку цилиндра: для поршней
чугунных до 1,5 кг/см2, при заливке
баббитом до 3,0, алюминиевых до 2,5 кг /см2.
Тронковые поршни выполняют из
высококачественных чугунов или
алюминиевых сплавов (без присадок магния).
Изготовление алюминиевых прямоточных
поршней затруднительно ввиду сложности
крепления всасывающих клапанов.
Для малых непрямоточных поршней
диаметром до 50 мм без уплотнительных
колец применяют чугун или
низкоуглеродистую автоматную сталь.
Поршневые кольца. Поршневые уп-
лотнительные кольца служат для
предотвращения утечки пара из полости сжатия
цилиндра. Уплотнение обеспечивается
собственной упругостью колец, давлением
пара, проникающего в канавку поршня
за кольцом, и лабиринтным действием
набора колец.
Поршневые кольца выполняют с
прорезью (замком), и в свободном состоянии
диаметр их больше, чем цилиндра. Замок
может быть прямым, под углом 45° и
внахлестку. Для компенсации теплового
расширения кольца замок имеет зазор,
который при правильном выполнении колец
и цилиндров является основным
источником потерь через неплотности. При
некачественном изготовлении цилиндра и
колец резко возрастают утечки между
цилиндром и кольцом или между кольцом
и боковыми плоскостями поршневой
канавки.
Утечки через поршневые кольца зависят
также от изменения давления в цилиндре
по времени.
В холодильных компрессорах разность
давлений рп—р0 не превышает 12 кг/см2.
Для этих условий поршни выполняют со
следующим числом уплотнительных колец,
являющимся функцией числа оборотов

204
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
компрессора: до 300 об/мин — четыре, от
300 до 750 — три, от 750 до 1000 — два и
свыше 1000 об/мин — одно.
В бескрейцкопфных компрессорах для
снижения уноса масла из картера, кроме
уплотнительных колец, на юбках поршней
устанавливают маслосъемные кольца. В
прямоточных одноступенчатых компрессо-
Рис. 56. Схема кривошипно-шатунного механизма поршневых
компрессоров: а — бескрейцкопфного; б — крейцкопфного; в —
действующие силы: I — поршень, 2 — палец, з — шатун, 4 —
крейцкопф, 5 — ШТОК
Удельное давление на зеркало цилиндра
(от сил упругости колец) должно быть не
более 1,5—2 кг/см*. Зазор в замке при
установке кольца в контрольный калибр или,
в крайнем случае, в цилиндр составляет
0,004 диаметра цилиндра. Отношение
высоты кольца к его ширине т- = 0,64-0,7.
Поршневые кольца
выполняют из чугуна,
отливаемого в виде маслоты или
отдельных колец с
последующей механической
обработкой и термической
фиксацией замка.
Основными
требованиями к материалу поршневых
колец являются соблюдение
твердости в пределах 91 —
102 Rfy и модуля упругости
10—12 тыс. кг /мм2 для колец
диаметром до 200 мм и 9—
11 тыс. кг /мм2 для колец
диаметром 200—500 мм.
Высоту поршневого
кольца выполняют по посадке
«Ш», высоту канавок в
поршне изготовляют с
допуском Аъ C класс точности),
а наружный диаметр
колец — по посадке «П».
Детали
кривошипно-шатунного механизма. Схема
кривошипно-шатунного
механизма крейцкопфного и
бескрейцкопфного
компрессоров представлена на
рис. 56.
Нормальная сила
давления поршня на цилиндр или
крейцкопфа на параллели
рамы N = Р . tg P (кг).
Максимальная величина угла Р
соответствует а = 90°.
В этом случае sin Р =
VMW/////S/Jffl/X
pax маслосъемные кольца помещают у
нижней кромки поршня; при этом кромка
кольца в нижней мертвой точке выступает
в полость картера, а в верхней мертвой
точке не доходит до нижней кромки
всасывающих окон на величину высоты
кольца. Маслосъемные кольца в непрямоточных
тронковых поршнях расположены
непосредственно за уплотнительными,
В двухступенчатых прямоточных
компрессорах для уменьшения уноса масла из
картера в нижней части поршня, кроме
маслосъемных, предусматривают одно или
два уплотнительных кольца. В этом
случае также верхнее кольцо не должно
доходить до всасывающих окон.
г
= Ux
принимают 0,18 -Ь0,22.
Нормальное удельное
стенку цилиндра
N
А. В компрессорах
А
давление
k =
Ь- L
кг! см",
где Ь — проекция ширины опорной части
поршня или крейцкопфа;
1п — длина опорной части (у поршня
без учета колец).
Сила, действующая по шатуну,
р =_?_
ш cosp*
Шатун рассчитывают по максимальной
величине силы Рш

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
205
Удельное давление на поршневой (крейц-
копфный) палец, втулку шатуна, шатунную
шейку и вкладыш определяется также по
этой силе
*ка*с= -Т7Т КФМ°~'
где d — диаметр пальца или шатунной
шейки;
/ — длина опорной части втулки или
вкладыша без фасок и галтелей.
Силы, действующие на кривошип
коленчатого вала:
радиальная
z==jPcos(a + P)
cos р
направленная к оси вала —
положительная, от оси вала — отрицательная;
тангенциальная
r = psin(a + P)
cos р
направленная против вращения вала—
положительная, по вращению вала —
отрицательная;
радиальная сила инерции вращающихся
масс
^р- g [ЗО] 2 ьг'
направленная от центра — отрицательная.
Фактор трения k . v определяют по
средней скорости. Для поршня и крейц-
S .п
копфа v = Ст — -отт м/сек.
Для цапф коленчатого вала
71 • d - п
v = —™— м сек.
60
Максимальная величина — фактор трения
k . v достигается при kMaKC, среднее
значение при
ь — Р°Р —п ' D* ' Pi к?1 см*
Палец поршня (крейцкопфа).
Основными требованиями, предъявляемыми к
пальцу, являются: точность изготовления,
прочность, жесткость и высокая твердость
рабочей поверхности. Поршневые пальцы
компрессоров холодильных машин
закрепляют в бобышках поршня (крейцкопфа^
или не закрепляют (плавающие).
Ступенчатый палец затягивают в
бобышках поршня винтом, который надежно
фиксируют (контрят). В крейцкопфах
палец обычно помещают в конусных
отверстиях бобышек; он удерживается от
проворачивания шпонкой Сем. рис. 37).
В большинстве многооборотных бес-
крейцкопфных компрессоров (см. рис. 2>Щ
применяют плавающие пальцы. От осевого
перемещения в бобышках поршня их
удерживают пружинные кольца. В малых
непрямоточных поршнях в торцовые
отверстия пальца вставляют пробки из
антифрикционных материалов (алюминий,
бронза). Допускаемое удельное давление
кмапс на палец поршня при бронзовых
втулках составляет 504-100 кг/см-.
Пальцы выполняют из цементируемых
легированных сталей с последующей
закалкой цементированного слоя (толщина
0,4—0,6 мм) до твердости 56—62 Rc.
Зазор между пальцем и втулкой 0,001 —
0,0015 диаметра пальца.
Шатун. Основными требованиями,
предъявляемыми к шатуну, являются:
жесткость при продольном изгибе,прочность,
минимальный вес. При серийном и
массовом производстве шатуны штампуют
(обычно двутавровое сечение). При
индивидуальном производстве (для крупных
машин) их изготовляют из поковки
точеными, со стержнем круглого сечения.
Верхние головки шатунов неразъемные
с запрессованными бронзовыми втулками;
нижние головки при коленчатом вале —
разъемные, скрепленные шатунными
болтами; для эксцентриковых валов —
неразъемные, как и в случае открытых
кривошипов горизонтальных крейцкопфных
компрессоров.
При диаметре шатунных шеек до 50 мм
обычно применяют заливку баббитом
нижней головки шатуна и крышки или
тонкостенные вкладыши; в этом случае набор
регулирующих прокладок не ставят. При
больших размерах нижних головок
шатунов устанавливают вкладыши, залитые
баббитом, и набор регулирующих прокладок,
что создает ряд удобств и упрощает ремонт
машин. Для изготовления шатунов
применяют конструкционные углеродистые
стали. Возможна также конструкция
шатунов и вкладышей из антифрикционных
алюминиевых сплавов без втулок.
Допустимые давления в верхних
головках шатунов при наличии бронзовых втулок
50-Ь100 кг/см2. В нижних головках, при
баббитовой заливке вкладышей и
закаленной шатунной шейке коленчатого вала,
максимальные давления kMaKC= ЗО-Ь-40 кг/см2,
средние давления kcp = 15—-24 кг/см2.
Удельная максимальная работа трения в
шатунных подшипниках kManc. v = 150-f-
~- 200 кгм/см2 сек. При использовании
эксцентрикового вала и бронзовых шатунов
не рекомендуется превышать окружную
скорость шейки важа более 15 м/сек.
Зазор между шатунной (эксцентриковой)
шейкой вала и вкладышем шатуна в
случае принудительной емазки подшипников
0,001—0,0015 диаметра шатунной шейкж

206
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
(посадка «А/Х»), а при смазке
разбрызгиванием (малые машины) от 0,0015 до 0,0025
диаметра шейки (посадка «А/Ш»).
Крейцкопф. Корпус крейцкопфа малых
машин изготовляют из чугуна, крупных —
Штоки изготовляют из
высококачественных углеродистых калящихся сталей
с упрочнением наружной поверхности. Для
регулирования линейного мертвого объема
их крепят к крейцкопфам на резьбе спе-
Рис. 57. Схема расположения цилиндров и кривошипов в поршневых
холодильных компрессорах
из стальной отливки. Башмаки
крейцкопфов выполняют из чугуна или с заливкой
баббитом. Удельные давления для чугуна
до 3 кг/см2, для баббита до 6 кг/см2.'
Шток поршня. Предъявляемые
требования: продольная жесткость, прочность,
минимальный допустимый диаметр и
большая износоустойчивость.
циальными фиксируемыми гайками.
Наружный диаметр штока выполняют по
посадке «Д».
Коренные валы. Коленчатый
(эксцентриковый) вал является одной из самых
ответственных деталей компрессора. Вал
должен быть жестким и прочным, а его
трущиеся поверхности износоустойчивыми.

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
207
Схема вала зависит от расположения
цилиндров компрессора. Последнее в
многооборотных компрессорах определяется
необходимостью наилучшего
уравновешивания сил инерции и достижением
наименьшей неравномерности вращения вала.
Наиболее распространенные в
компрессорах холодильных машин схемы
расположения цилиндров и коленчатых валов
приведены на рис. 57.
В одном цилиндре компрессора массы
возвратно-поступательно движущихся
частей — поршня, колец, пальца и х/3 веса
шатуна — создают силу инерции.
Gn S fiznV f . , 0 .
J„ = -p._f_j . (cos a + X cos 2 а) кг,
где Gn — вес возвратно-поступательных
движущихся частей, кг\ g = 9,81 м/секг.
Эта сила может быть разложена на силы
инерции I порядка
Gn S /тш\2
Jm=f -tW 'C0Sa*a
и силы инерции II порядка
Gn S fun у
Силы инерции II порядка меньше сил
1 порядка в 4—5 раз.
Силы инерции возвратно-поступательно
движущихся масс II порядка в поршневых
компрессорах не уравновешиваются.
Вращающиеся части — шатунная шейка
вала, часть щеки и 2/з веса шатуна —
создают силу инерции вращающихся масс
Jev-~J' 2 \30) '
которая может быть полностью
уравновешена.
Т а б л и ц а 10
Степень уравновешенности сил инерции и
моментов сил инерции I порядка
1 5
а>
X
%
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
XIII
в
Ч
о
о
Я
s
1
1
1
2
2
2
2
2
3
3
4
4
4
г=[ се
К 5 •
й5й
r§^
Уго
кри
ми,
—
—
90
180
130
180
180
120
120
90
90
180
§я
о*
ч —
1?ч
1
2
2
2
2
J U
Т
8
3
6
4
4
4
О) Си
SK
RSk
Гид
90
180
0
0
¦ -90
60-
45
0
90
0
0
0
Степень
уравновешенности,
%
ч
Д,
о о
50-1
100
50
50
100
100
100
100
50
100
100
100
100
—
_ i
— |
50
100
100
100
—
—
50
50
100
Степень уравновешенности сил инерции
I порядка и их моментов в различных
схемах компрессоров ^см. рис. 57) приведена
в табл. 10.
На рис. 58 показаны моменты,
создаваемые силами инерции вращательных и
возвратно-поступательных масс I порядка,
а также моменты сил инерции противовесов
компрессора, выполненного по схеме VI,
но с углом между цилиндрами не 90°, а 75°.
Неуравновешенные моменты сил инерции
здесь незначительны.
Рис. 58. Диаграмма изменений моментов от сил
инерции четырехцилиндрового V-образного
компрессора с углами между цилиндрами 75° и
коленами вала 180°. Моменты инерции: Mjep — от
вращающих масс, Mjnj—
возвратно-поступательно движущихся масс I порядка,
Mjnp—противовесов, Mjp — результирующий момент после
уравновешивания противовесами
Уравновешивание сил и их моментов
инерции вращательных и
возвратно-поступательно движущихся масс 1 порядка
производится
противовесами,устанавливаемыми на щеках коленчатых валов.
Противовесы крепятся болтами из легированной
стали с контрящими устройствами.
Противовесы двух- и многоцилиндровых
компрессоров балансируются вместе с
коленчатым валом. Дисбаланс не должен
превышать 0,5—1% от веса противовеса и
проверяется грузом, приложенным к
наружному радиусу противовеса.
Степень неравномерности вращения
вала. Величина крутящего момента
компрессора изменяется в течение одного оборота,
что оказывает влияние на угловую скорость
вращения вала. Для нормальной работы

208
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
приводного двигателя изменение угловой
скорости допустимо лишь в определенных
пределах.
При расчете махового момента (GD2Max)
необходимо располагать данными о
допустимой степени неравномерности.
Момент сопротивления вращению вала
компрессора
„- _ S ^ S sin (а -А- В)
ер 2 2 соь р
Маховой момент маховика
где степень неравномерности
-, ^макс °*мин
избыточная работа L определяется по
диаграмме тангенциальных усилий.
В случае переменного числа оборотов
компрессора степень неравномерности
выбирают для минимального скоростного
режима работы.
Для различных приводов компрессоров
применяют различную степень
неравномерности (табл. 11).
Таблица 11
Допустимая стенень неравномерности вращения
вала компрессора
При жестком соединении
электродвигателя с валом или общем вале компрессора
и двигателя ротор последнего используют
в качестве маховика. Если маховой момент
недостаточен, ротор утяжеляют
специальными грузами.
При соединении через эластичную
муфту часть ее, жестко насаженную на вал
компрессора, используют в качестве
маховика. В случае ременной передачи
маховиком является утяжеленный шкив
компрессора. Все маховики балансируются.
Центробежные силы, вызываемые
дисбалансом маховика, не должны превышать
1% от его веса. Биение наружной
образующей обода маховика допускается не более
0,1 мм на 100 мм радиуса. Торцовое
биение обода маховика не более 0,2 мм для
любого диаметра.
Маховики обычных стационарных и
транспортных установок выполняют
литыми из чугуна, окружная скорость обода
допускается не выше 25 м/сек.
Конструкции коренных валов
разнообразны. Валы выполняют: цельноковаными
(мелкие серии), штампованными (крупные
серии) или литыми; с открытыми
(кривошипные) и закрытыми кривошипами
(коленчатые), а также с эксцентриками.
В крупных крейцкопфных компрессорах
наиболее распространены сборные
кривошипные валы. При этой конструкции
упрощается технология изготовления вала, но
необходима высокая точность обработки
сопрягающихся между собой деталей (щек
и цапф кривошипа).
Эксцентриковые валы применяют только
в малых компрессорах. Вал обычно
выполняют из стали, а эксцентрики из
чугуна. Иногда их изготовляют литыми.
Окружные скорости на образующей
эксцентрика не превышают 10—15 м/сек.
Для коленчатых валов применяют
высококачественную или легированную
калящуюся сталь. Термообработку вала
производят до твердости 240—300 Нб, а
поверхности шатунных и коренных шеек
(последние только при скользящих
подшипниках) — до твердости 56—62 Rc. При
двухопорных валах в средних и крупных
компрессорах целесообразнее коренные
подшипники качения (уменьшение потерь
на трение).
. Для уменьшения шума в малых
высокооборотных машинах (особенно
герметичных) применяют коренные подшипники
скольжения.
Максимальные удельные давления к макс
на коренных скользящих подшипниках
допускаются не более 35 кг/см2, а фактор
трения кмакс v до 150 кгм/см* сек.
Коренные подшипники качения
подбирают по средним суммарным нагрузкам.
Продолжительность их работы должна
быть не менее 10000 часов.
Уплотнения приводного конца вала
и штоков (сальники). Сальники являются
ответственными узлами холодильных
компрессоров. От их работы зависит
герметичность и надежность машины.
Сальники с мягкой набивкой в
настоящее время не применяют. Они изнашивают
вал (шток), в многооборотных машинах
перегреваются, непригодны для
автоматизированных установок ввиду необходимости
их периодической подтяжки.
Штоки крейцкопфных компрессоров
уплотняют многокамерными оаль-
Тип привода
Степень

неравномерности
Поршневые двигатели с
непосредственной передачей
Асинхронные электродвигатели
(ременная передача или
эластичная муфта)
Асинхронные электродвигатели
(передача непосредственно от
двигателя или через жесткую
муфту)
Синхронные электродвигатели
(передача непосредственно от
двигателя или через шесткую|
муфту)
1 ^ 1
10 * 25
1
40"
1
120
1
120"
1
250 I

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
209
ликами (рис. 59) с разрезными металли-
чзскими кольцами (жесткая набивка).
Разрезные кольца сальников
выполняют из чугуна или алюминия. Удельное
давление колен сальника на шток должно
В бескрейцкопфных компрессорах для
уплотнении приводного вращающегося
конца вала применяют сальники с
кольцами трения. Наиболее
распространены сальники с упругим элемен-
? д г 2 3 i 5
Рис. Ь^. Многокамерный металлический сальник уплотнения штока: 1 — уплотняющее
кольцо, 2 — кольцо, 3 — пружина разрезного кольца, 4— обойма камеры, 5 —
смазочный канал, 6 — фонарь сальника, 7 — грунд-букса, 8 — упругое кольцо, 9 — пред-
сальник, 10—подвод смазки к камерам
быть в пределах 0,5—1,0 кг /см2. Сальники
смазывают маслом при помощи
лубрикатора через фонарь.
Число камер в сальнике для аммиачных
компрессоров при диаметре штока 50-f-
-г- 150 мм от 3 до 4.
том (сильфонные и мембранные) и
пружинные с уплотнительными кольцами.
Сильфонные сальники применяют для
диаметра вала до 40 мм и выполняют по
одной из трех схем ориентации
расположения средней окружности уплотаительного
Рис. 60. Схема сильфонных сальников с различным расположением осевой окружности уплотнитель-
ных поясков колец трения dK по отношению к средней окружности сильфона d : 1 — действует только
сила пружины, 2 — сила пружины суммируется с силой давления в картере, 3 — сила пружины
и сила давления в картере взаимно противодействуют
Хорошее уплотнение сальника зависит
от степени прилегания (без зазора)
трущейся поверхности колец к штоку, а
также торцов колец друг к другу и к
обоймам, осевой зазор между поверхностями
колец и обоймой не должен превышать
0,03-ь0,05 мм.
пояска по отношению к осевой окружности
диаметра сильфона (рис. 60).
Схема] — давление на плоскость
трения сальника не зависит от давления
в картере и определяется силой
предварительного поджатия пружины. Такие
сальники применяют в одноступенчатых коми-

210
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
рессорах с избыточным давлением в
картере.
Схема 2 — сила от давления в
картере суммируется с силой пружины (при
ного, сильфон в данном случае выполняет
также функции предохранительного
клапана.
При давлении в картере выше опре-
вакууме в картере давление на уплотни- деленного предела он открывается и сбра-
Рис. 61. Сальник дьухмембранный с масляным затвором: а — разрез; б, в — узлы и детали; 1 —
крышка, 2 — наружная мембрана с внутренним кольцом, з — проставочное кольцо, 4 — внутренняя
мембрана с наружным кольцом, 5 — подеижное кольцо, 6 — регулировочные прокладки сальника,
2 — упругий манжет, 8 — крышка манжета, 9 —прокладка уплотнения подвижного кольца, К) —
шариковая шпонка подвижного кольца
тельный поясок сальника уменьшается).
Эту схему применяют в
низкотемпературных компрессорах, работающих при
вакууме в картере. Во время работы трение
в сальнике уменьшается, а при остановке
компрессора после повышения давления
в картере плоскости трения прижимаются
с большей силой,
Схема 3 применяется в компрессорах
с давлением в картере больше атмосфер-
сывает излишки в атмосферу. Схему
применяют иногда для защиты компрессора
низкой ступени каскадных машин
(холодильные агенты высокого давления, фреон-13,
фреон-14 и др.).
При коренных подшипниках
скольжения мембранные сальники выполняют с
одной мембраной, а при подшипниках
качения — с двумя (рис. 61). Такие сальники
с масляным затвором применяют для сред-

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
211
них и крупных аммиачных и фреоновых
компрессоров с диаметром вала до 150 мм.
Мембраны сальника при сборке
устанавливают с натяжением 0,2—0,4 мм.
В последнее время широко применяют
пружинные сальники с масляным затвором
и упругими кольцами уплотнения (рис. 62).
пасла
Рис. 62. Сальник пружинный с упругими
кольцами: 1 — шайбы, 2 — упругие
кольца, з — подвижное кольцо трения, 4 —
пружина, 5 — крышка сальника, б —
промежуточная крышка
Преимущество этих сальников: простота
монтажа и эксплуатации, небольшая
трудоемкость изготовления основных деталей
(подвижного и уплотнительного кольца).
При диаметре вала до 50 мм сальники
выполняют с одной центральной пружиной;
при большом диаметре вала обычно
устанавливают несколько пружин,
заключенных в сепараторе (рис. 63.)
Таблица 12
Допустимые
удельные давления и окружные
скорости поверхностей трения
Тип
сальника
Сильфонный
пружинный
Мембранный
Пружинный


навливающийся
То же
» »
Материал
трущейся пары
Закаленная
сталь — бронза
То же
Закаленная
сталь — чугун
Закаленная
сталь — бронза
Закаленная
сталь — графит

металлизированный
тля сальников
2 к
§s-?
>>*?
14-20
8-10
2- 6
8-10
4— 6
? о
acS-Si
О о S
До 3,5
» 4
» 2,5
» 5
» 25
Для изготовления трущейся пары в
сальниках применяют высокооловянистую
фосфорную бронзу (твердость 100—120 НБ),
специальный металлизированный графит
(марок 6EG и 15ЕС) и цементируемую
закаленную углеродистую или легированную
сталь твердостью 56-ь64 Rc. Подвижное
кольцо сальника выполняют, как правило,
из стали. Его з^плотняют на валу
резиновым кольцом, стойким к фреону, аммиаку
и смазочному маслу.
Допустимые удельные давления на
трущиеся поверхности сальников приведены
в табл. 12.
Удельное давление на резиновое уплот-
нительное кольцо допускается в пределах
3—5 кг /см2.
Отверстие подвижного кольца
выполняют по посадке «Д».
Клапаны всасывающие и
нагнетательные. Рост сопротивления, создаваемого
клапанами при протекании через них паров
холодильного агента, является основным
фактором, лимитирующим дальнейшее
увеличение быстроходности современных
компрессоров. Это сопротивление
пропорционально квадрату средней скорости пара
F„ tzD2 - Sn
wcp = --&¦ cm = — м! сек.
7кл iZU ' Ыл
Значения допустимых средних скоростей
пара в различных проходных сечениях
одноступенчатых компрессоров даны в табл. 13.
Таблица 13
Допустимые средние скорости пара в проходных
сечениях компрессора и клапанов
Проходные сечения
Допустимые средние
скорости пара, м/сек

аммиак!
ф-22
ф-142
ф-12
Всасывающие патрубки
Окна цилиндра . . . .
Всасывающие клапаны:
седла и розетки . . .
щели
Нагнетательные клапаны:
седла и розетки . . .
щели
патрубки
20-25)
14-17
25-30
30-35,
29-331
35-40
24—30
18-20
13-151
25-29;
30-35!
1-24J
16-18
12-131
17-20
20—25
19—23
23-28
19-21
14-16
10-12
17-21
20-251
16—19|
Значение wcp, определенное по средней
/Sn\
скорости поршня I "on), является условным,
так как оно не учитывает ряда факторов,
оказывающих влияние на протекание
процессов. Чем меньше размеры компрессора
выше отношение давлении
рк/ро

212
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
фреоновых компрессорах, работающих при
t0 '= — 25°С и ниже и рк/р0 = 6-f-8,
допускаются средние скорости в щели
клапана до 45 м/сек (компрессоры домашних
холодильников).
Основными требованиями,
предъявляемыми к клапанам, являются: максимальное
проходное сечение; минимальные мертвые
объемы, вносимые клапанами; наибольшая
прямолинейность потока холодильного
агента; небольшие перемещения и малый
вес замыкающих органов (уменьшение
силы удара при посадке); герметичность,
простота конструкции и малая
трудоемкость ее изготовления.
Наиболее сложным в конструктивном
отношении является обеспечение
максимальных проходных сечений в клапанах
при малых мертвых объемах в цилиндрах.
Чем больше диаметр цилиндра и средняя
скорость поршня, тем сложнее выполнение
этого требования.
В малых непрямоточных компрессорах,
где даже при числе оборотов 1500 в
минуту средняя скорость поршня не достигает
2 м/сек, возможно, за счет отсутствия ро-
Рис. 63. Сальник пружинный с упругими и графитовыми кольцами
трения: 1 — неподвижные кольца с графитовыми уилотнительными
вставками, 2 — подвижные уплотнительные кольца, 3 — наружная крышка,
4 — промежуточная крышка, 5 — пружина сальника, 6 — сепаратор
пружины, 7 — спускная пробка, 8 — упругие кольца уплотнения вала,
9 — манжет, ю — крышка манжета, 11 — трубка для контроля утечек
масла из сальника

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ЛЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ 213
Рис. 64. Клапаны кольцевые: а — всасывающий; б — нагнетательный с ложной крышкой: 1 — розетка,
2 — седло, з — кольцевые пластины, 4 — винт крепления, 5 — контрящий колпачок, б — ложная
крышка — седло нагнетательного клапана, 7 — розетка, 8 — пружина клапана, 9 — корончатая
гайка, Ю — шплинт, и — шпилька, 12 — буферная пружина
розеток всасывающих и седел
нагнетательных клапанов. В низкотемпературных
одноступенчатых компрессорах и ц. н. д.
двухступенчатых машин стремятся к
выполнению клапанов с мертвым объемом
не более 1—2%.
Наиболее распространены в крупных
компрессорах кольпевые клапаны (рис. 64).
Толщина пластин клапанов от 1 до 2,5 мм,
подъем принимают в зависимости от числа
оборотов компрессора (рис. 65).
В прямоточных компрессорах во
всасывающих клапанах поршней обычно
применяют беспружинные кольцевые клапаны,
имеющие незначительный мертвый объем.
Открытие и закрытие замыкающих органов
этих клапанов (рис. 64,а) происходит под
действием сил инерции.
В малых бескрейцкопфных
компрессорах распространены клапаны из
тонколистовой холоднотянутой стали толщиной
от 0,2 до 1 мм. Форма пластин разнообразна
(рис. 66).
В холодильных компрессорах широко
применяют также полосовые самопружи-
няшие клапаны (рис. 67). Форма розетки
клапана соответствует линии прогиба рав-
зеток всасывающих клапанов, довести
общий мертвый объем цилиндра до 2%. В
6,0 -
5.0 -
4,0-
.15 -
3.0
2,5
2,0
1,5
1.2
1,0
0.8 ¦
0,6
ч[
\Ш\\
| I ITfvT ггп I
I Гч| I I | I | | III
Ml I In, l i I i j ¦ I Mi
I INL '
Ll| N—U I i4^ l Ml
i I ——niH—i rtrJJi M
j-i I lTrii '
[рк
100120 160 200 300 №500600 800 WOO 12001Б00П
off
мин
Рис. 65. Зависимость рекомендуемой высоты
подъема пластин h кольцевых клапанов от числа
оборотов п компрессора
современных быстроходных компрессорах
мертвые объемы цилиндра составляют 3-^
5%. Из них 70~~85% — мертвые объемы

214
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
номерно нагруженной балки на двух опо- В малых непрямоточных фреоновых
pax. Допустимый прогиб пластины в сред- компрессорах всасывающие и нагнетатель-
ней части обычно равен двойной величине ные клапаны обычно размещают на одной
подъема кольцевых пластин (см. рис. 65). плите, покрывающей цилиндры (рис. 68).
Рис. 66. Конструкция пластин из светлой холоднотянутой листовой стали
для всасывающих и нагнетательных клапанов
Пластины, кроме прогиба, имеют
вертикальный подъем 0,2-^-0,4 мм. Посадка
на седло клапана происходит на
Рис. 67. Клапаны полосовые самопружинящие: а —
всасывающий, б — нагнетательный: 1 — седло, 2 — розетка, 3 —
пластины полосового клапана, 4 — контрольный штифт, 5 —
розетка, 6 — клапанная плита, 7 — винт крепления
счет упругой деформации пластины,
стремящейся принять прямолинейную
форму, и обратного давления пара.
Статическая плотность клапана (при
остановке компрессора) является
показателем его исправности — отсутствие
перетечек холодильного агента.
Последнее имеет особое значение
для нагнетательных клапанов
автоматизированных машин. В
малых и средних
компрессорах этому требованию
удовлетворяют пятачковые
пружинные клапаны. Их
статическую плотность проверяют в
собранном компрессоре.
К всасывающим клапанам
предъявляется требование
только динамической плотности —
отсутствия перетечек через
щели клапана во время хода
нагнетания.
Седла и розетки клапанов
выполняют из углеродистой
стали, термически
обработанной до твердости 240—320 Нб,
а также из высококачественного
чугуна СЧ 244-44 (метод
коркового литья) или из стального
литья по выплавляемым
моделям. Кольцевые пластины
клапанов изготовляют из листовых
хромистых легированных
сталей марок ЗОХГСА или 3X13 с
термообработкой до твердости
52-Г-62 Rc. Для клапанов полосовых
применяют светлые холоднотянутые стали марок
70 С2ХА или У10А, твердость по Виккер-

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
215
су более 500 единиц. Пружины клапанов расположении вала с помощью винтовой
навивают из стальной пружинной прово- прямоугольной нарезки на его конце, а
локи типа «П» и «В». при горизонтальном расположении вала —
Смазочные устройства. В компрессорах ротационным однопластинчатым насосом,
мощностью до 5 кет принудительная Ротором насоса является эксцентричная
Разрез по ЕЕ
9 3
Разрез по Дй-ББ-ВВ
$ отд. 03
Рис. 68. Клапанная плита непрямоточного двухцилиндрового компрессора
со всасывающими полосовыми и нагнетательными пятачковыми клапанами:
1 — плита, 2 — седло всасывающего клапана, 3 — пластина полосового
клапана, 4 — розетка нагнетательного клапана, 5 — пятачковая пластина
нагнетательного клапана, б — пружина клапана, 7 — буферная пружина, 8 —
траверса упорная нагнетательных клапанов, 9 — буферная пластина
смазка почти не применяется: головки
шатуна или противовесы погружаются на 10 —
15 мм в масляную ванну картера (смазка
разбрызгиванием) либо уровень масла
в картере поддерживается на высоте оси
коленчатого вала (затопленная смазка).
Принудительную смазку малых машин
можно осуществлять при вертикальном
проточка на шейке вала, а его корпусом —
вкладыш коренного подшипника.
Применяют также центробежную смазку за счет
подвода масла к центру вала и отвода его
по сверлениям к периметру шеек.
В средних и крупных компрессорах
принудительную смазку в большинстве
конструкций осуществляют от шестеренчатого

216
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
насоса, в редких случаях — от плунжерного.
Наиболее надежен насос, затопленный в
масляной ванне компрессора.
Привод насоса осуществляется от
закрытого конца коленчатого вала или
посредством косозубчатой передачи и
вертикального вала, или цилиндрической парой
шестерен (см. рис. 33 и 32).
На всасывающей линии насоса
устанавливают сетчатый фильтр (грубой
очистки); сетку располагают на высоте 10-1-15мм
от дна картера. Число ячеек в 1 см2 сетки
от 150 до 300. Проходное сечение сетки в
свету подбирают из расчета 5-ь10-кратного
поперечного сечения всасывающей трубки
масляного насоса. На нагнетательной
линии масляного насоса в средних и крупных
компрессорах устанавливают щелевые
пластинчатые (тонкой очистки) фильтры (см.
рис. 32). Очистку этих фильтров
производят периодическим проворачиванием их
вручную. Зазор между пластинами 0,03-Ь
0,10 мм. Щелевые фильтры снабжены
перепускными пружинными клапанами. При
загрязнении фильтров, приводящем к резкому
повышению давления масла у его выхода
(выше 3-ь4 кг/см2), клапаны
открываются.
Сечение трубопроводов для масла
подбирают по его скорости не более 0,7-М м/сек.
Давление масла поддерживают на 0,6-4-
1,2кг/см2 выше давления в картере
компрессора. Давление регулируется перепускным
клапаном, сбрасывающим масло из
нагнетательного трубопровода в картер.
При использовании коренных
подшипников скольжения к ним обычно подводят
все масло, подаваемое насосом, которое
затем по масляным каналам коленчатого
вала поступает к шатунам и сальнику.
При коренных подшипниках качения масло
подводится к сальнику, из которого по
каналам вала поступает к другим объектам
смазки (рис. 69).
Применяют также раздельную смазку
сальника и коленчатого вала. Масло
поступает в торец вала через трубку и
пружинный сальник или скользящую на
концевой шейке вала обойму.
В компрессорах средней
производительности втулки верхней головки шатуна,
пальцы и бобышки поршней смазываются
брызгами, попадающими из картера. В
компрессорах большой производительности для
смазки верхней втулки и пальца
предусматривают специальные сверления или трубки
в стержне шатуна, через которые масло
поступает из шатунной шейки вала. Зеркала
цилиндров, поршень и поршневые кольца
в бескрейцкопфных компрессорах
смазываются маслом, разбрызгиваемым из
торцовых зазоров между нижними головками
шатуна и галтелями шатунных шеек вала.
В крейцкопфных компрессорах смазку
механизма движения (коренные и шатунные
подшипники вала, пальцы и ползуны
крейцкопфов) производят с помощью
шестеренчатого насоса; зеркал цилиндров, поршней,
поршневых колец и сальников штоков —
многоплунжерными лубрикаторами. Каж-
Рис. 69. Схема принудительной циркуляционной смазки бескрейцкопфного компрессора: 1 —
масляный фильтр, 2 — шестеренчатый насос, з — шестерни привода насоса, 4 — щелевой фильтр тонкой
очистки, 5 — перепускной клапан для регулирования давления в масляной системе, 6 — обратный
шариковый клапан масляной магистрали (к сальнику), 7 — смазочные каналы коленчатого вала,
8 — к масляному насосу, 9 — к масляному фильтру, 10 — линия в сальник и к механизму
движения, 11 — к мановакуумметру, 12 — к реле давления масла

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
217
дое место подвода смазки обслуживается
отдельным плунжером лубрикатора.
Лубрикаторы приводятся в движение
от крейцкопфа при помощи рычажного
механизма или от торца коленчатого вала
через понижающий редуктор.
В крейцкопфных и бескрейцкопфных
компрессорах с приводной мощностью более
500 кет применяют выносные масляные
насосы и лубрикаторы с индивидуальным
приводом от специальных
электродвигателей. Здесь обязательна электрическая
блокировка компрессора, не допускающая
его включения до запуска масляных
насосов и лубрикаторов и выключающая
двигатель компрессора в случае отключения
масляного насоса или лубрикатора.
В компрессорах с приводной мощностью
более 200 кет применяют водяное
охлаждение смазочного масла. Охлаждающие
устройства монтируют непосредственно в
масляной ванне компрессора (см. рис. 35)
или выполняют в виде выносных аппаратов.
Корпуса масляных насосов изготовляют
из чугунного литья, шестерни — из
углеродистой калящейся стали с термической
обработкой до твердости 240—-280 Нб,
валики — из цементируемой углеродистой
стали, закаленной до твердости 48-К52 Rc,
Отверстия в корпусе насоса и шестернях
выполняют по посадке «А3», наружные
диаметры шестерен и валиков — по посадке «Д».
Торцовые зазоры между шестернями,
корпусом и крышкой выдерживают 0,05 мм
на 100 мм длины шестерен.
Основные узлы и детали
ротационных компрессоров
Основными узлами и деталями
ротационных компрессоров, в отличие от
поршневых машин, являются: статор, ротор и
пластины.
Статоры выполняют литыми из чугуна
с охлаждающей рубашкой и торцовыми
отъемными плоскими крышками, в
которых расположены коренные подшипники
(в малых машинах подшипники
скольжения, в больших — качения). Статоры
компрессоров с катящимся ротором обычно не
имеют охлаждающих рубашек.
Статоры крупных многопластинчатых
компрессоров выполняют с
подвижными кольцами или без них. Во втором случае
для уменьшения перетекания пара в
радиальном зазоре между ротором и статором,
последний растачивают дополнительно в
нижней части — концентрично центру
вала ротора. Диаметр расточки статора
должен быть на 0,1—0,2 мм меньше, чем
обычно Dcm = dp -\- 2 т,
т — эксцентриситет расположения ротора
в статоре.
Проточку статора концентрично валу
ротора выполняют по дуге равной 60-т-30°.
Статор может иметь от двух до четырех
подвижных колец для уменьшения трения
лопаток о корпус.
Лопатки перемещаются относительно
подвижных колец, вращающихся в
статоре (см. рис. 45). Внутренний диаметр
подвижных колец меньше внутреннего
диаметра статора на 0,0007-~0,001 Dcm.
Радиальные зазоры между ротором и
статором составляют в малых
компрессорах с катящимся поршнем 0,0003-ь0,0005
dp (ротора), в крупных пластинчатых
компрессорах без подвижных колец —
0,0005—0,0007 dp, а с подвижными
кольцами -0,001-^0,0012 dp.
Торцовые зазоры с одной стороны между
ротором и крышками статора составляют
0,0002—0,0005 длины ротора. В
пластинчатых компрессорах они в 1,4 раза больше,
чем в компрессорах с катящимся поршнем.
Чистота обработки зеркала статора
в компрессорах с катящимся поршнем
и многопластинчатых с подвижными
кольцами должна быть не ниже VW7, в
многопластинчатых без подвижных колец
при трении пластины о стенку статора —
не ниже V W 8.
Роторы малых пластинчатых
компрессоров и вал часто объединяют в одну деталь;
в компрессорах с катящимся поршнем и
крупных пластинчатых их выполняют
раздельно.
Ротор компрессора с катящимся
поршнем устанавливают по посадке движения на
валу или подшипнике качения (см. рис. 44).
Рис. 70. Ротор с валом пластинчатого
ротационного компрессора
В пластинчатых компрессорах ротор
устанавливают на валуе помощью шпонки
по неподвижной посадке «II» или «Т»
(рис. 70).Роторы изготовляют из стали или
чугуна, валы—из углеродистой калящейся
стали.
Чистота обработки наружных и
торцовых поверхностей ротора должна быть не
нижеУ W7. Чистота боковых поверхностей
пазов для пластин — не нижеУУб» а Для
лопаток — не ниже WV9.
Основными требованиями к
геометрическим формам ротора являются:
концентричность поверхности ротора по отношению
к коренным шейкам вала в пределах
половины допуска 2 класса точности на их
изготовление; шейки вала выполняют по посадке
«Н» (подшипники качения) или «Д»
(скольжения), наружный диаметр ротора — по по-

218
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
садке «Д»; неперпендикулярность торцовых
поверхностей ротора к его оси — не более
0,02 мм на 100 мм радиуса.
Пластины в компрессоре с катящимся
поршнем изготовляют из стали или чугуна;
в пластинчатых компрессорах — из
холоднотянутой светлой полосовой стали
с обработкой только торцовых
поверхностей по длине пластин и заправкой
трущейся кромки. Пластины выполняют также
из листового текстолита толщиной от 4
до 10 мм или асбестовой ткани,
пропитанной графитом, и специальных пластмасс.
Продолжительность работы
пластмассовых пластин на асбестовой основе по
заграничным данным равна 25 000 часов.
По конструкции нагнетательные
клапаны компрессоров с катящимся поршнем,
работающие с пульсирующим потоком пара,
не отличаются от клапанов поршневых
машин. Для крупных пластинчатых
компрессоров их выполняют в виде обратных
клапанов, так как подача пара здесь
происходит почти без пульсаций.
В пластинчатых ротационных
компрессорах, работающих в качестве
поджимающих машин, отношение давления
нагнетания к давлению всасывания почти не
изменяется, в связи с чем перепускные
клапаны в них не устанавливают. Однако в
некоторых случаях, когда возможно
колебание Рк/Poi Для Двух — трех последних
камер предусматривают перепускные
клапаны (рис. 71).
Сальники уплотнения вала по своей
конструкции аналогичны сальникам
поршневых компрессоров. В ротационных
поджимающих компрессорах, работающих при
давлении всасывания ниже атмосферного,
во избежание подсосов воздуха часто
камеру сальника соединяют с нагнетательной
камерой.
В пластинчатых крупных компрессорах
смазку сальников производят под
давлением от шестеренчатого масляного насоса,
а смазку подвижных колец статора, пластин
ротора и коренных подшипников
(принудительная, капельная) — от
многоплунжерных лубрикаторов.
Охлаждение корпусов статоров крупных
одноступенчатых компрессоров
осуществляется проточной водой (см. рис. 46). В
поджимающих ротационных компрессорах
для предохранения от замерзания воды у
всасывающего патрубка статора
охлаждение производят маслом (см. рис. 45),
циркулирующим через сальник от того же
масляного насоса. Для охлаждения масла
служит водяной или воздушный
теплообменник.
Защита компрессоров
Для защиты от недопустимого
повышения давления нагнетания в компрессорах
производительностью до 15 тыс. era. ккал/час
применяют реле высокого давления (мано-
контроллеры), при большей
производительности — предохранительные клапаны.
Реле давления (см. «Автоматические
приборы») и предохранительные клапаны
устанавливают на нагнетательном
патрубке, между компрессором и
нагнетательным вентилем, что обеспечивает защиту
компрессора от аварии даже в случае
пуска его при закрытом нагнетательном
вентиле.
В холодильных компрессорах
применяют пружинные, самодействующие
предохранительные клапаны. Ранее
использовались клапаны, в которых при
повышенном перепаде давлений пластина
разрушалась и полости высокого и низкого
давлений соединялись. Применение таких
клапанов в компрессорах автоматических
холодильных установок недопустимо.
При расчете проходного сечения
пружинного предохранительного клапана ис-
Рис. 71. Индикаторные диаграммы ротационного пластинчатого компрессора: а —
Vk > Рн; б — рк < рн при отсутствии перепускных клапанов; в — рк = рп или рп <; рп
при наличии перепускных клапанов. Заштрихованная площадь изображает излишнюю
затрату работы; на рис. в она равна работе перепускных клапанов

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
219
ходят из условия перепуска всего
количества пара, подаваемого компрессором,
со скоростью, близкой к критической
(табл. 14).
Давления указаны для наиболее
тяжелых условий работы (пуск, аварийное
повышение давления конденсации при
высоких температурах кипения и др.). Давление
конденсации не превышает пределов,
принятых для гидравлического испытания
деталей (см. табл. 6).
Проходное сечение предохранительного
клапана должно быть не менее
1
где fx = 0,6 — коэффициент истечения;
vec и v н — удельные объемы пара во
всасывающей и
нагнетательной линиях.
Следовательно,
/пкл = CVh мм^
<?пкл = У -~ ' /ппл ^ А V^h мм.
Значения А и С даны в табл. 14.
При расчете пружин
предохранительных клапанов принимают начало их
открытия при указанной в табл. 14 разности
давлений Ар = рк—р0 (округленное значение).
Полное открытие при A,1 ч- 1,15) А/?.
Полное закрытие — давление не менее
90% от начального.
В пружинных предохранительных
клапанах (рис. 72,а) с металлическими рабочими
органами (клапан, седло) часто не
обеспечивается полное их уплотнение после
первого же сброса давления. В последнее
время применяют мягкое уплотнение
клапана. Седло и наперсток выполняют из
стали, в наперсток помещают уплотни-
Таблица 14
тельный поясок из маслостойкой резины,
выдерживающей высокую температуру
нагнетания (рис. 72, б).
Предохранительные клапаны, до
установки на компрессор, регулируют и
испытывают воздухом на заданную разность
открытия, закрытия и плотности посадки
клапана на седло (последнее производят
под водой).
В автоматизированных компрессорах
средней и большой производительности,
кроме предохранительных клапанов,
устанавливают реле высокого давления (мано-
контроллеры). Последние в зависимости
от применяемого холодильного агента
настраивают на следующие давления
отключения: аммиак и фреон-22 от 18,5 до
19 ати; фреон-12 от 12,5 до 13 ати;
фреон-142 при нормальных условиях
от 10,5 до 11 ати, при тропических
условиях от 16 до 16,5 ати.
Таблица 15
Давление отключения маноконтроллеров
фреоновых компрессоров
Холодильный
агент
Фреон-12
Фреон-22
Фреон-142
Фреон-142
(тропические
условия)

Охлаждение
конденсатора
Водой
Воздухом
Водой
Воздухом
»
»

Давление

ключения,
ати
И
13
15
20
10
16

Температура

конденсации,
°С
48
54
40
50
70
85
Расчетные условия для предохранительных клапанов одноступенчатых
компрессоров (для различных агентов)
Исходные данные
Холодильные агенты

аммиак!
ф-12
ф-22
50
20,4
-5
4,32
16
0,055
0,0113
156
0,7
0,683
0,934
ф-142
72,5
12,15
+ ю
2,15
10
0,105
0,0183
153
0,6
0,513
0,81
ф-142

(тропические
условия)
Температура конденсации, °С . .
Давление конденсации рк, ата .
Температура кипения, °С ....
Давление кипения р0> ата . . .
А V = Рк — Ро
Удельный объем vec, м^/кг ....
Удельный объем vH, м3/ггг ....
Критическая скорость wKp, м\сек
Коэффициент подачи А
С
А
50
20,7
0
4,4
16
0,29
0,065]
384
0,75
0,334|
0,65
55
13,9
+ Ю
4,3
10 !
0,042 |
0,0125
137 ;
0,6
0,975
1,11
90 "
17,7
+ 15
2,55
15
0,089
0,012
148
0,55
0,375
0,69

220
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
В компрессорах малых холодильных
машин, в которых отсутствуют
предохранительные клапаны, при настройке реле
высокого давления пользуются данными
табл. 15.
Зау^ита компрессора от недопустимого
понижения давления всасывания для машин
производительностью до 400 тыс. ст.
ккал/час осуществляется реле низкого
давления (см. «Автоматические приборы»),
которое отключает электродвигатель
привода компрессора. В одноступенчатых ма-
тательных клапанов (рассчитанных на
высокие скорости пара). В качестве
ложных крышек используют в прямоточных
компрессорах нагнетательные клапаны,
которые прижимаются к уплотнителыюму
буртику цилиндра буферной пружиной
(см. рис. 35).
Буферные пружины должны
обеспечить подъем ложной крышки примерно на
высоту 0,1 диаметра цилиндра при
разности давлений 2,5—3,5 кг /см2, При частых
подъемах крышки возникают остаточные
деформации буферной пружины и
уплотните льных поясов цилиндра, в результате
которых происходит перепуск пара из
нагнетательной полости в цилиндр и
снижение производительности компрессора.
Рис. 72. Клапаны предохранительные: а — шариковый; б — наперстковый: 1 — седла,
2 — корпус, з — пружина, 4 — клапан, 5 — уплотнительное резиновое кольцо
шинах реле настраивают на отключение
при давлении всасывания 1,1—1,2 ата —
компрессор не должен работать при
вакууме в картере.
Защита от прекращения подачи смазки
производится для машин
производительностью более 100 тыс. ст. ккал/час. В бес-
крейцкопфных компрессорах защита
осуществляется реле давления, отключающим
приводной электродвигатель при падении
разности давления масла и давления
в картере.
Защита аммиачных компрессоров от
гидравлических ударов (попадание в
цилиндр жидкого холодильного агента)
производится с помощью ложных крышек.
Ложная крышка обеспечивает сброс
жидкого холодильного агента, не
прошедшего через проходные сечения нагне-
Во фреоновых компрессорах, где вместе с
парами агента в цилиндры поступает
значительное количество масла, иногда также
применяют ложные крышки; в малых
компрессорах устанавливают вторую, более
жесткую, пружину для нагрузки
ограничителя подъема клапана. Такие
дополнительные устройства гарантируют
безопасность при резком вскипании масла в
картере, что возможно при пуске
компрессора после длительного перерыва работы.
Устройства для облегчения пуска
компрессоров холодильных машин
После длительной остановки и
отепления холодильной машины компрессор
при пуске потребляет значительно
большую мощность, чем при рабочем режиме.

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
221
Поэтому мощность электродвигателя для
аммиачных и фреоновых компрессоров
малой и средней производительности (до
20 кет) должна соответствовать второму
расчетному режиму (см. табл. 6). Пусковой
момент этих электродвигателей вьибирают
в пределах
Компрессоры мощностью до 20 кет
обычно не имеют специальных устройств
для разгрузки пуска.
В аммиачных и фреоновых компрессорах
холодопроизводительностью выше 75 тыс.
ст. шал/час предусматривают ручные или
автоматические байпасы, перепускающие
нар из нагнетательной линии во
всасывающую, благодаря чему уменьшается
разность давления на поршень при пуске.
Мри расчете проходного сечения байпаса
принимают скорость пара до 100 м/сек.
В качестве исполнительного механизма
автоматического байпаса обычно
используют соленоидный вентиль; на
всасывающем трубопроводе устанавливают
обратный клапан, и пуск компрессора
производят при открытых всасывающем и
нагнетательном вентилях. При пуске
электродвигателя автоматически открывается
байпас и выравниваются давления во
всасывающей и нагнетательной полостях
компрессора (до обратного клапана). Закрытие
соленоидного вентиля происходит по
импульсу от реле времени, после того как
электродвигатель будет работать с
нормальной скоростью.
Если компрессор имеет пусковой
байпас, то можно выбирать электродвигатель с
пусковым моментом:
М
пуск
М = 1,4 4-1,6.
пом
В непрямоточных (обычно крупных)
компрессорах для облегчения пуска
применяют ручной или автоматический отжим
всасывающих клапанов. Пуск
компрессора прл ручном управлении производят
при закрытом всасывающем вентиле. При
автоматическом управлении оба запорных
вентиля открыты.
Для облегчения пуска компрессора
используют также центробежные муфты
(непосредственное соединение с двигателем
или ременная передача). Центробежные
муфты обычно включают при достижении
двигателем 2/3 -г- 3/4 от полного числа
оборотов (рис. 73).
В случае привода компрессора от
двигателя внутреннего сгорания необходимы
автоматически включающиеся
центробежные муфты или муфты трения с ручным
включением.
Регулирование
холодопроизводительности
компрессоров
Регулирование производительности
холодильных машин осуществляют
различными способами.
Способ пуска и остановок наиболее
распространен в машинах малой производи-
Рис. 73. Центробежная муфта привода компрессора: 1 — корпус муфты компрессора,
2 — пружина отжима башмаков, з — центробежные башмаки, 4 — фрикционная
прокладка из медно-асбестовой ткани, 5 — корпус муфты двигателя

222
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
тельности (мощностью до 5 кет), а также
в средних и крупных холодильных установ-
* 2
Рис. 74. Схема регулирования отключением
одного блока цилиндров четырехцилиндрового
компрессора: I — неотключаемый блок
цилиндров, 2 — отключаемый блок цилиндров, 3 —
всасывающий вентиль, 4 — нагнетательные вентили,
5 — обратный клапан, б — соленоид для
перепуска из нагнетательной линии во всасывающую,
7 — всасывающая линия, 8 — нагнетательная
линия
ках, обслуживаемых несколькими
компрессорами, работающими параллельно.
Холодопроизводительность компрессоров
подбирают таким образом, чтобы
число пусков не превышало 4—6 в час.
Изменение числа оборотов компрессора
для регулирования производительности
осуществляют при переменном токе путем
использования многоскоростных
электродвигателей (обычно с двумя числами оборотов),
при постоянном токе — включением
сопротивления в цепь возбуждения двигателя.
Дросселирование на всасывании
применяют сравнительно редко в машинах
малой и средней производительности. Оно
значительно снижает экономичность
работы компрессора. Этот метод
осуществляется путем установки на всасывающем
трубопроводе автоматических клапанов,
поддерживающих заданное давление «до себя»,
т. е. в испарителе (см. «Автоматические
приборы»).
Отключение отдельных цилиндров
(рис. 74) применяют только в
многоцилиндровых компрессорах для ступенчатого
уменьшения холодопроизводительности до
50%. Потребляемая кохмпрессором
мощность снижается непропорционально
уменьшению производительности. При снижении
производительности на 50% потребляемая
мощность уменьшается на 10-ь35% [7].
Длительная работа компрессора при
выключенных цилиндрах вызывает
значительное его нагревание.
Отжим всасывающих клапанов
применяют для всех компрессоров, за
исключением прямоточных. Отжим клапанов
можно производить тремя способами:
электрическим — при помощи соленоидов, воз-
Рис. 75. Схема пневматического устройства отжима всасывающих клапанов для
регулирования производительности: 1 — толкатели клапанов, 2 — поршень толкателя, 3—
цилиндр компрессора, 4 — поршень компрессора, 5 — катушка соленоида, 6 — сердечник
соленоида, 7 — переключающий механизм, 8 — линия от нагнетательной полости, 9 —
перепускная линия ко всасывающей полости

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ
223
действующих через толкатели на пластины Интенсивность уменьшения произво-
кдапанов; гидравлическим — давлением дительности зависит не только от величины
масла (подаваемого насосом компрес- мертвого объема, но и от отношения давле-
сора) на плунжер и толкатели клапанов; ншрк/р0. При одной и той же величине мерт-
р ата
3 -^ ^Закрыт
а)
ff)
Открыт
%
1
\
\
\
г
\
\
\
\*
V
\
ь.
N
К
к
1
\
\
\
\
\± ип,и
050
\
\
<j
Ч
\
\
^
¦>
^а
'v.
ч
\
^>
=J
130 150
130 120 110 100 90 80 70 60 50 40 30
ю
Рис. 76. Схема регулирования
производительности крупных
крейцкопфных компрессоров:
а — полная производительность;
б — сниженная; в—
индикаторные диаграммы; 1 — цилиндр,
2 — поршень, з — соленоидный
вентиль перепуска, 4 — байпас,
5 — дроссельный вентиль для
подвода давления нагнетания
под поршень байпаса, б—фильтр,
* •— линия всасывания, 8 —
линия нагнетания
пневматическим — давлением нагнетания
на поршень, отжимающий клапан (рис. 75).
Этот способ регулирования
экономичнее отключения отдельных цилиндров.
При снижении производительности до 50%
Мощность уменьшается на 25—35%, нагрев
Цилиндров ослабляется.
Включение дополнительных мертвых
объемов применяют в крупных
крейцкопфных компрессорах. Отжим вентилей,
включающих дополнительные мертвые объемы,
производят вручную. Эти объемы обычно
расположены только во внешней крышке
Цилиндров.
вого объема увеличение отношения рк/Ро
приводит к более резкому уменьшению
холодопроизводительности.
Изменение производительности
регулирующими байпасами осуществляют
путем перепуска пара из полости цилиндра
на сторону всасывания (рис. 76). В
зависимости от расположения окон в цилиндре
отключается весь объем цилиндра или его
часть (обычно 50%). В многоцилиндровых
компрессорах большой производительности
с числом цилиндров более четырех при
таком методе регулирования значительно
усложняется конструкция компрессора.

224
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Т а о л и ц а 16
Допустимые отклонения от правильной геометрической формы, взаимного расположения осей
и чистоты обработки поверхностей основных деталей холодильных компрессоров
Детали
Отклонение от геометрической формы
и взаимного расположения осей
наименование
наибольшая
допустимая величина
Чистота поверхности
наименование

наименьшая
допустимая
величина
Рама, картер,
блоккартер
Цилиндры,
гильзы
Поршни,
крейцкопфы
Овальность и
конусность отверстий
под коренные
подшипники,
посадочных отверстий
цилиндров или их
гильз
Несоосность
отверстий под коренные
подшипники
качения
Несоосность рабочих
поверхностей
направляющих
крейцкопфа и
центрирующей поверхности
под цилиндр или
фонарь
Непараллельность
привалочных
плоскостей под
цилиндры с осью
отверстий под
коренные подшипники

Неперпендикулярность осей
отверстий под гильзы
цилиндров оси
отверстий под
коренные подшипники
Овальность и
конусность зеркала
цилиндров (гильз)
диаметром до 300 мм
То же, диаметром
свыше 300 мм

Неперпендикулярность привалочной
плоскости цилиндра
к оси его зеркала
Непараллельность
осей цилиндров в
блоке или любом
ряду блоккартера
Овальность и
конусность наружной
цилиндрической
поверхности тронко-
вых поршней
(крейцкопфов)
То же, для дисковых
и
дифференциальных поршней
В пределах допуска
по 2 классу
точности
0,01 мм на
100 мм
0,02 мм
0,02 мм на 100 мм
длины привалочной
плоскости
0,03 мм на 100
длины вала
В пределах половины
допуска на
диаметр по 2 классу
точности
В пределах допуска
на диаметр по
2 классу точности
0,03 мм на 100 мм
радиуса по
привалочной плоскости
Не более 0,015 мм
на 100 мм длины
цилиндра
В пределах половины
допуска на диаметр
по 2 классу
точности
В пределах половины
допуска по 3 классу
точности
Рабочая поверхность
направляющих
крейцкопфа
Отверстия под
коренные подшипники
качения
Отверстия под
подшипники
скольжения
Привалочная
плоскость под
цилиндры
Зеркало цилиндра
диаметром до 50 мм
Зеркало цилиндра
бескрейцкоифных
машин
Зеркало цилиндра
крейцкопфных
компрессоров
То же, при диаметре
поршня свыше
600 мм
Торцы привалочных
плоскостей или
поясков гильз
Наружная
цилиндрическая поверхность
тронковых поршней
(крейцкопфов)
То же, дисковых
поршней

ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ И ДЕТАЛИ КОМПРЕССОРОВ 225
Продолжение
Детали
Поршневые
кольца
Пальцы поршня
(крейцкопфа)
Шатуны
Шатунные болты
[
Отклонение от геометрической формы и
взаимного расположения осей
наименование

Неперпендикулярность оси отверстия
под поршневой
палец к оси трущейся
поверхности
поршня (крейцкопфа)

Неперпендикулярность опорной
поверхности под
посадку штока к оси
отверстия для
штока
Радиальный зазор
между кольцом и
цилиндром для
колец диаметром, мм:
до 250
от 250 до 500
свыше 500
Коробление торцовых
поверхностей для
колец с наружным
диаметром, мм:
до 150
от 150 до 400
свыше 400
Овальность и
конусность наружной
поверхности
плавающих пальцев и
участка пальца,
сопрягаемого с
шатуном в крейцкопф-
ном компрессоре
Овальность и
конусность отверстий под
палец и шейку вала
Непараллельность
осей отверстий под
палец и шейку вала
Отклонение от общей
плоскости осей
отверстий под палец
и шейку вала
Непараллельность
осей отверстий под
шатунные болты
Разностенность
втулки (под палец)
Овальность и
конусность посадочного
места стержня болта
Биение крайних
точек опорной
поверхности головки болта
относительно
посадочной поверхности
Для болтов с
наружным диаметром
резьбы, мл1:
до 15
свыше 15
наибольшая
допустимая величина
0,02 мм на 100 мм
длины
0,03 мм на 100 мм
длины отверстия
На дуге 45° не более
чем в двух местах
и не ближе 30° от
замка, мм
0,03
0,05
0,08
0,04
0,05
0,07
В пределах половины
допуска на диаметр
по 2 классу
точности
В пределах половины
допуска на диаметр
по 2 классу
точности
0,03 мм на 100 мм
длины отверстия
0,05 мм на 100 мм
длины отверстия
0,02 мм на 100 мм
0,1 мм на 100 мм
длины
В пределах 2/3
допуска на диаметр
стержня по 2 классу
точности
0,005 мм
0,©2 мм
Чистота поверхности 1
наименование
1
1 Торцовые
поверхности канавок под
поршневые кольца
Поверхность отвер-
1 стия под палец
Наружные
поверхности колец
Торцовые
поверхности колец
диаметром, мм:
до 250
от 250 до 700
свыше 700
Наружная
поверхность плавающего
пальца и
сопрягаемая поверхность
с шатуном в крейц-
копфном
компрессоре, диаметр, мм:
до 150
свыше 150
Отверстий под-втулку
и вкладыш
Поверхность
центрирующей части
отверстий под
шатунные болты
Поверхность
отверстий втулок под
палец
Поверхность
отверстий вкладышей под
шатунные шейки
Поверхность
посадочного места стержня
болта
Поверхность торца
опорного буртика и
всех галтелей

наименьшая допу -
стимая
величин а
VV 6
VVV8
VV6
VVV 8
VVV 7
VV6
VVV 9
VVV 8
VV 6
VVV 7
VVV 8
VVV 7
VVV 8
VVV 7
8 Энциклопед, справочник, кн. 1

226
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Продолжение
Детали
Шток
Коленчатый вал
Сальник
уплотнения вала
Сальник штока
Клапаны
Отклонение от геометрической формы и
взаимного расположения осей
наименование
Несоосность
цилиндрической
поверхности сопряжения
<• поршнем и
трущейся частью штока
Овальность и
конусность шатунных и
коренных шеек
Непараллельность
осей шатунных
шеек оси коренных
шеек
Несоосность
коренных" шеек друг
другу
Не
перпендикулярность трущихся
поверхностей
сальника оси
отверстия,
центрирующего его по валу
То же, к оси
отверстия
центрирующего его по штоку
Коробление и
волнистость уплотни-
тельных
поверхностей седел и
пластин
наибольшая
допустимая величина
В пределах допуска
на диаметр по
2 классу точности
В пределах половины
допуска на диаметр
шеек по 2 классу
точности
0,02 мм на 100 мм
длины
В пределах допуска
на диаметр шеек
по 2 классу
точности
В пределах половины
допуска на
центрирующее отверстие
по 3 классу
точности
В пределах половины
допуска на
центрирующее отверстие
по 2 классу
точности
Не допускается
просветов по
лекальной линейке
Чистота поверхности 1
наименование
Наружная
поверхность части штока,
трущейся в
сальнике
Остальные
поверхности штока и его
галтели
Наружная
поверхность шатунных,
коренных шеек и их
галтелей под
подшипники
скольжения
Наружная
поверхность коренных
шеек под
подшипники качения
Торцовые
поверхности стальных тер-
мообработанных
колец сальника при
диаметре вала до
30 мм
То же, от 30 до
150 мм
Уплотнительная
поверхность седел
клапанов и
кольцевых пластин
Уплотнительная
поверхность
полосовых и пятачковых
пластин
Упорная
поверхность розетки
клапана под пластину

наименьшая
допусти-
мая
величина
VVVV Ю
VVV7
VVV 9
VVV 8
VVVV 12
VVVV 101
VW 9
WW ю
VV6
ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ (ТУРБОКОМПРЕССОРЫ)
Общие сведения
Основными типами лопаточных
компрессоров являются центробежные
(радиальные) и осевые, различающиеся
направлением потока газа в проточной части.
В холодильной технике применяют
центробежные компрессоры, объемная
производительность которых наиболее
приемлема для холодильных машин.
Минимальная производительность по
всасыванию стационарных центробежных
компрессоров составляет 50 ~- 60 м3/мин,
осевых — 400-^-500 ль3/мин. Центробежные
компрессоры по сравнению с осевыми имеют
более широкий диапазон изменений произ-

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
227
водите л ьности и режимов работы, в
котором сохраняются высокие к. п. д. Это осо-
0Л\
120 \
100 \
80 \
60
| | | | | | | | | | | | I Ne%x | | | | |
"II Lxj^r^l lbU\
li-HiT 1 щ Ш Ц>
ь4'*>^гГ М /?/? Т Ufi I
>Т1 1 1 Г
И 1 1 1 1 1 11 11 1 1 х»1 N111
i L4^Ti
L^riJ—L-J
1 1 N 1 1 1
-4 -г
W
4 -г
*
<ь%
да
/Й0
я?
,00
Hfe%
Я?
•00
# 30 32 34 36 38 ЬЛ
б)
28 30 32 34 36 38t/C
Рис. 77. Характеристики компрессоров (в % от
номинальных значений): а — при tK = const; б — при t0 — const
центробежного,——поршневого
бенно важно для холодильных машин,
температурные режимы и холодопроизво-
дительности которых широко изменяются.
В центробежном компрессоре в отличие
от поршневого процесс сжатия протекает
с непрерывным подводом энергии к
газовому потоку. Характеристики
центробежного и поршневого компрессоров [14]
показаны на рис. 77.
Центробежные компрессоры имеют
следующие достоинства:
малые габариты и небольшой вес на
единицу холодопроизводительности;
отсутствие поступательно движущихся
масс и, следовательно, инерционных
усилий, передаваемых на фундамент;
отсутствие быстроизнашивающихся
деталей;
автоматическое регулирование в
сравнительно широкой области изменения
производительности ;
простота осуществления схем
многоступенчатого сжатия и регулирования;
смазочное масло не попадает в
холодильный агент.
Центробежные компрессоры в
зависимости от требуемых температурных режимов
выполняют с одним или несколькими
колесами (ступенями). Многоступенчатое
сжатие и дросселирование в последнем случае
Используют даже для температур, при
Которых поршневые компрессоры
целесообразно применять только
одноступенчатыми.
Наиболее распространена схема
холодильной машины с двух- или трехколесным
8*
центробежным компрессором и
двухступенчатым дросселированием агента (рис. 78).
При большом числе ступеней
компрессоры выполняют в двух
и более корпусах. Промежуточное
охлаждение применяют после
нескольких ступеней сжатия.
На рис. 79 приведена схема
холодильной машины с двухкор-
пусным компрессором. В схеме
применено промежуточное
охлаждение агента и
четырехступенчатое дросселирование [15].
Многоступенчатые
конструкции центробежных компрессоров
можно строить для
холодильных машин с двумя или
несколькими температурами кипения.
Центробежные компрессоры
используют и как поджимающие
(с поршневыми и
ротационными), а также для каскадных
низкотемпературных установок.
Экономичность центробежных
компрессоров возрастает по мере
увеличения холодопроизводитель-
ности. Однако в ряде случаев,
благодаря малым габаритам, весу,
надежности и другим особенностям, их
выполняют даже для сравнительно неболь-
и
1
щ\
у
РВ1
-Flrdfc!
Щз
2см\
КМ
Ч
ПС
5lJ aL^_j<
РВ2
igp
Ш ступень
И ступень
I ступень
Рис. 78. Холодильная машина с трехступенчатым
центробежным компрессором и двухступенчатым
дросселированием: а — схема; б — изображение
цикла в г, lg р-диаграмме
шой производительности, порядка 150 тыс.
ккал[час. Особенно экономичны эти ком-

228
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
прессоры в низкотемпературных установках,
в которых необходимое увеличение объем-
КМнд.
Рис. 79. Холодильная машина с одним
промежуточным охлаждением и четырехступенчатым
дросселированием: а — схема; б — изображение
цикла в i, lg р-диаграмме
ной производительности приводит к
повышению к. п. д. компрессора.
Основные положения теории
центробежных компрессоров
Теоретический процесс сжатия в
компрессоре без охлаждения протекает по
адиабате (изоэнтропе).
Энергия, затрачиваемая и сообщаемая
1 кг рабочего тела,
ЛЬа = Ма = (i2a — ii) ккал'кг.
Адиабатическая работа La кгм/кг или
адиабатический напор, измеряемый в
метрах столба сжимаемого газа,
La = Ha м.
Действительный процесс сжатия
сопровождается потерями механической
энергии (на трение, диффузорные потери,
перетекания). Работа, затрачиваемая на сжатие
в заданном интервале давлений,
A i = i2 — i'i > Д ia.
Часть механической энергии
превращается в тепло, поэтому действительный
процесс сжатия можно рассматривать как
условный политропическии с показателем
политропы сжатия п большим, чем
показатель адиабаты k.
Выделяющееся тепло частично
расходуется снова на повышение энергии
потока, поэтому получаемый напор #па/1> #а.
Для характеристики эффективности
работы компрессора пользуются
коэффициентами полезного действия:
адиабатическим (изоэнтропическим) % и
политропическим
%0
отношения создаваемого
напора к затраченной работе
АНп A in AHn
'Па'-
М
М
1пол~
отсюда
Ча Ча
Для компрессора, имеющего х ступеней
различными весовыми расходами агента,
¦Па:
i = l
S д*< • Gt
Политропический напор приближенно
определяют также по формуле
тт
¦"¦пол
k~~ 1
fe-1
X
хнтА
Р_1_)Ъ-Ппол.
Pi J
-1 кгм/кг F6)
или
X
р?-
Pi
' п — 1
RTt X
кгм/кг,
где п — показатель политропы;
__ n(k—l)
Пользуясь формулой F6) и известным
выражением для адиабатической работы,
получим
fe-1
' р.Л k
Pi
"Па'-
1
-1
F7)
-1
'Р*\ь7у1пол
Pi 1
Обычно 1)^=1,02^1,04-1,^
Ступень центробежного компрессора
состоит из рабочего колеса и неподвижных
элементов: диффузора и обратного напра-

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
229
вляющего аппарата (ОНА). Рабочие колеса
подводят энергию к потоку, в
неподвижных элементах энергия потока лишь
преобразуется.
Преобразование кинетической энергии
в давление происходит главным образом в
диффузорах. Обратный направляющий
аппарат служит для подвода потока к колесу
следующей ступени.
На рис. 80 представлена схема проточной
части ступени и планы скоростей в
сечениях входов и выходов колеса и диффузора.
Обозначения скоростей имеют цифровые
индексы по номеру сечения.
Абсолютная скорость элементарной
частицы в рабочем колесе с слагается из окру-
где а = 2цс/:>. — коэффициент
закручивала
ния потока при
бесконечном числе лопаток.
При конечном числе лопаток поток у
выхода из колеса имеет угол $2 в среднем
меньший, чем угол выхода лопаток р2-
Следовательно, с2и <С с2ию.
V* = —^— — коэффициент, учитывающий
с2нс/з
конечное число лопаток.
Произведение ajj. обозначают а2 [16]:
1
sinp2 -
С2г
и2
Ctg Pa,
QfeSVS-eyc^J
Рис. 80. Схема ступени компрессора: I — рабочее колесо; II — диффузор; III — обратный
направляющий аппарат
жнои скорости движения ее вместе с
колесом и и скорости относительного движения
по межлопаточному каналу w.
Часть кинетической энергии обычно
переходит в давление уже в колесе ш2<ш,.
Проекции скорости с на
соответствующие оси называются окружной си и
радиальной сг составляющими.
Создаваемый колесом теоретический
напор определяют по формуле Эйлера
(основное уравнение турбомашин)
Н
теор •
(и2 • с2и — щ • сш) м.
Действительный напор ступени,
называемый эффективным, или
политропическим, при обычно принимаемом условии
радиального входа в колесо с1и = 0
выражается уравнением
Коэффициент напора ф определяет
способность колеса подвести энергию к потоку
с учетом потерь в ступени
ф = 9 • р. • тпл,
F9)
где z — число лопаток;
т]Л— коэффициент, учитывающий
газодинамические потери в
проточной части ступени, кроме трения
газа о боковые поверхности
дисков колес и протечек, т. е. все
потери, снижающие напор.
Поэтому газодинамический или
гидравлический коэффициент i\h называют также
напорным к. п. д.
у\н/у1пол=1+$пр + $тр>
где РЛп и $тр— коэффициенты,
учитывающие потери от
перетеканий газа и трения дисков
рабочих колес.
Необходимое число ступеней находится
по формулам F5) и F8)
g \гол
Д i„
G0)
где Ып — работа сжатия компрессора.
Эффективная мощность
компрессора, имеющего х ступеней и механиче-

230
НО МП PEC С И ОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШ ИНЫ
*_>
скии к. п. д. t\
мех*
выражается фор- где Т (°К)
температура потока в рас-
мулои:
¦X
N
1
860
V Gj ' к igj
'Ч
мех .
г== 1
ш
G1)
Для общей оценки работы компрессора
применяют характеристики,
представляющие изменение политропического напора в
Нполм
4800
4600
4400 V
4200
4000
3800
3600
1
<
'
1
^"лол
ш
л\
Упал
\0,9
0,85
0,8
0,75
0,7
0,65
0,6
м
з
3000 3400 3800 4200 4600 Ущс
Рис. 81. Характеристика трехступенчатого цен
тробеншого фреонового компрессора
зависимости от объемной
производительности по всасыванию (рис. 81):
И
пол
/ (Уее)-
При конструировании компрессора
пользуются безразмерными характеристиками,
представляющими зависимости
ента напоюа 6 от ко:
ффиц
ффици
расхода ф
для отдельных ступеней компрессора.
Коэффициент расхода ф — отношение
радиальной составляющей скорости при
выходе из колеса с2г к окружной скорости
и2. Радиальная составляющая скорости
определяет расход при выходе из колеса
V
Со
вых
TiDo • Ьо ' Хо
I
где Увых — объем газа при выходе из
колеса, м3/сек;
5 — коэффициент, учитывающий
сужение площади выхода из колеса
за счет толщины лопаток.
На рис. 82 приведены характеристики
первой ступени компрессора F; <bad\ *q
'Ча) = /(?)> напорная характеристика
которого Нпол = /(Vec) дана на рис. 81 [17].
Коэффициент напора выражен как
функция Нпол или на
Ф
Н
пол
н
Щ1ё
а
fa
ullg
Окружная скорость и2 ограничена
прочностью колес и возможностью
возникновения сверхзвуковых скоростей в
различных сечениях проточной части. Скорость
авука в газовом потоке а= yr'kgRTr
сматриваемом сечении.
Отношение скорости потока к скорости
звука обозначается М с индексом,
определяющим, к какому характерному сечению
оно относится.
Qnon, Щд
0,8
0,7
0,6
Wad
0,5
0,4
0,3
^^
1
А
'
,
i
^
А!пол
Пад'
^
Vaf~
\.-
¦
-
0,10
0,18 0,14
0,16
0,18
Рис. 82. Безразмерные характеристики ступени
центробежного компрессора
Например Wi/at
Обычно пользуются также
Ми2 =
Mwl или с2/а2
М
С2-
отношением
ал
При сверхзвуковых скоростях в
сечении или в его части (при неравномерном
поле скоростей) в потоке неизбежны
скачки уплотнения, что сопровождается
значительным увеличением потерь энергии.
Выбор холодильного агента
Выбор холодильного агента зависит от
производительности,
жима, типа
температурного ре-
привода (число оборотов),
конструкции компрессора.
Для получения высокого к. п. д.
центробежного компрессора при числах
оборотов 5—10 тыс. в минуту обычно
рекомендуется при выходе из колеса последней
ступени объемный расход порядка 800—
1000 м*/час или более. На рис. 83 показана
зависимость Q0 от t0 для различных
агентов при условии Vвых для последнего
колеса 800 м*/час [18]/
В центробежных компрессорах для
сравнительно небольших Q0 применяют
холодильные агенты, обеспечивающие малые
объемные холодопроизводительности qv.
Этому требованию удовлетворяют
многие фреоны. Объемная холодопроизводи-
с
тельность уменьшается
возрастанием

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
231
нормальной температуры кипения
агентов ts.
Важным фактором при конструировании
новых машин и создании их градации яв-
п т б к кал
1,5
W
0,8
0,6
0,5
0,4
0,3
02
0,1
-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 t0°C
Рис. 83. Минимальная холо-
допроизводительность
компрессора для различных
холодильных агентов при
!Л7
~f~
-—
TslHi
0
Щ2
в0000'
Н2М
v вых
= 800 м31час
ляется выбор холодильных агентов,
которые по своим термодинамическим
свойствам могут использоваться в
компрессорах одной и той же конструкции.
Выбор холодильного агента оказывает
влияние на конструкцию компрессора и
холодильного агрегата.
Нежелательны агенты с высокими
давлениями конденсации — утяжеляется
аппаратура и компрессор и усложняется их
изготовление. Стремятся также избегать
глубокого вакуума в испарительной системе.
Агенты, используемые в условиях
вакуума, должны быть стабильны к гидролизу
(возможно проникновение влаги в
систему).
Влияние свойств холодильного
агента на число ступеней отражено в
уравнении
полученном из уравнений G0) и Ми2 =
= и^/а^ Для упрощения принято у\пол = ч\а.
Величины ф и MU2 принимают для
различных агентов одинаковыми. При этом
условии число ступеней зависит только от
адиабатической работы сжатия,
необходимой для заданного режима температур
t0 и tK и скорости звука, отнесенной к
условиям входа агента в компрессор.
Малые Ма имеют, как правило,
вещества с высоким молекулярным весом {л.
По мере роста р. уменьшаются величина
газовой постоянной R = 848/fx и показатель
tn°C
150 ZOO 250 300350?H 500 600700 9001000 1500 2000 3000 Ш0 50006000 8000 Q0103JWL
Рис. 84. Характеристики ряда унифицированных центробежных компрессоров при tK = 35°:
фреон-12; фреон-142; — . — . — фреон-11
На рис. 84 показаны примерные
характеристики QQ = f(t0) одинаковых
компрессоров при использовании ф-11, ф-12 и ф-142.
Необходимая холодопроизводительность
Удовлетворяется шестью типоразмерами
Машин с двумя или тремя колесами
разных диаметров. В марке компрессора число
Колес указано первой цифрой, размеры
Машины — второй. Компрессоры одного
размера имеют одни и те же числа
оборотов и диаметры колес.
адиабаты k. Поэтому вещества с малыми
Ма имеют также низкие скорости звука.
Следовательно, число ступеней
компрессора почти не зависит от свойства
холодильного агента.
В табл. 17 представлены сравнительные
данные для различных агентов при
режиме кондиционирования воздуха
tK = + 35°С и t0 = + 5°С, 6 = 0,5
и Muz = 1,4.

232
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Таблица 17
Сравнительные данные по холодильным агентам, применяемым в центробежных компрессорах
Холодильный
агент
Хлорметил . . .
Дихлорметан
Ф-22
Ф-21
ф-142
ф-12
ф-11
ф-114
ф-113
Молекулярный
17,03
44,10
50,49
84,94
86,48
102,93
100,48
120,92
137,39
170,91
187,37
в
Нормальная те*
ратура кипения
ts, °с
— 33,40
- 42,17
- 23,74
+ 40,00
— 40,8
+ 8,90
-9,25
— 29,80
+ 23,70
+ 3,55
| + 47,6
ей
Адиабатическая
бота A i . ккал!
33,0
10,0
10,3
8,3
5,1
5,8
5,7
3,9
4,5
3,3
1 2'*
в к
Скорость звука
при t 5 °С, м!се
419
243
234
179
179
154
161
147
137
122
1 116
Значение
—~ • Ю4
1,88
1,86
1,88
2,60
1,59
2,32
2,20
1,76
2,38
2,21
1,57
сть
о
ft se
о «
к-Si
в в"
о?
586
340
327
251
251 .
215
225
203
192
171
162
i Н
О о
ег о
Объемная холо
производительн
q , ккал1м%
1055
840
608
66,5
975
203
326
647
117
211
48,9
в
В
В
К
0JO4
5 *
в <->
8"*
и
5,26
5,6
3,1
0,24
5,99
.0,89
1,73
3,7
0,51
1,09
0,19
са-
т
<v
В '^
0 л
го
1 »
m a
*в
Чв
13,77
12,5
7,63
0,86
13,95
2,58
4,7
8,64
1,52
3,01
0,67

Отношение
давлений
е- РК \
?~~ Ро
2,62
2,23
2,46
3,58
2,33
2,92
2,72
2,34
3,0
2,76 |
3,48
Одна ступень может быть достаточна для
агентов, имеющих A iaja\ ^ 2,35 • 104.
Этому условию удовлетворяют почти все
приведенные в таблице агенты.
Существенное различие имеют
требуемые для разных агентов окружные
скорости и2.
Для агентов с большим молекулярным
весом можно строить центробежные
компрессоры со сравнительно невысокими
м2, что упрощает и снижает стоимость
конструкции машин.
Вследствие малых величин Ма и qv
фреоны (главным образом ф-11 и ф-12)
широко применяются в центробежных
компрессорах. В США для установок
кондиционирования воздуха используют также
ф-113. Все большее распространение
получают и аммиачные установки с
центробежными компрессорами, в том числе с
центробежными поджимающими и
поршневыми в ступенях высокого давления.
Перспективен для применения в
центробежных компрессорах ф-142. Рекомендуется
также ф-21, имеющий высокий
холодильный коэффициент [19].
Выбор основных расчетных
параметров и конструирование
проточной части
При проектировании проточной части
следует принимать во внимание следующие
особенности холодильных, в первую
очередь фреоновых, центробежных
компрессоров:
1) относительно малые объемные
расходы ;
2) значительные изменения тепловой
нагрузки и холодопроизводительности,
при этом необходимо стремиться к
пологой напорной характеристике и
обеспечению устойчивого к. п. д. в широком
диапазоне изменения расхода;
3) высокие степени сжатия в одном
колесе, при которых резко уменьшается объем
пара у выхода из колеса по сравнению с
объемом при входе;
4) приближение скорости потока в
характерных сечениях фреоновых
компрессоров к скорости звука, вследствие низких
скоростей звука у веществ с высоким
молекулярным весом, а также стремления
повышать окружные скорости, чтобы иметь
возможно меньшее число ступеней.
Выбор типов основных элементов
проточной части определяется условиями
работы машины, холодильным агентом,
конструктивной схемой компрессора,
выбранными: окружной скоростью и2 и числом
оборотов п.
Выбор окружной скорости для
фреоновых машин ограничивается необходимостью
соблюдения дозвуковых скоростей в
относительном движении:
Mwl = ш,/ах s=C 0,75—0,85.
Учитывая также, что и9 связано с w
уравнением щ — -jr~* Wi -cos pj при обычном
отношении Dr/D2 = 0,48 — 0,58, получим
ми2 = и2\ал — 1,3—1,5.
Для малого числа ступеней при работе
с веществами, имеющими небольшой
молекулярный вес, необходимы высокие
окружные скорости. Если это допустимо
по условиям газодинамики, то не всегда
выполнимо по прочности. Например, для
аммиака скорость и2 при Ми2 = 1,4
составит 560 м/сек. Колеса обычных
центробежных компрессоров по условиям прочности
строят для окружных скоростей до 300 м/сек

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
233
Большие скорости возможны для
специальной конструкции колес
(полуоткрытого типа) и материалов с высокой
удельной прочностью.
Холодильные агенты с высокими fx
применяют при сравнительно малых
окружных скоростях. Для большинства фрео-
нов, используемых в центробежных
компрессорах, и2 не превышает 200 м/сек
и малое число ступеней осуществляется
значительно проще.
Число оборотов п, если оно не задается
типом привода или другими факторами,
а также наружный диаметр определяют
исходя из требуемой и2 и объемной произво-
60 щ
дительности п — пп1 •
Промышленные центробежные
компрессоры выпускают с числом оборотов от 3 тыс.
до 20 тыс. в минуту, в специальных
(транспортных) машинах до 100 тыс. в минуту.
Выбор наибольшего числа оборотов
ограничивается также условием дозвуковых
скоростей при входе в колесо и
соотношениями размеровБл\ D0и dem. Обычно
принимают Dx = 1,01 D0 и dem = 0,4— 0,6 D0.
Выбор наименьшего числа оборотов
определяется конструктивными размерами
ширины колеса у выхода и основными
параметрами газа в выходном сечении колеса.
Объемная производительность колеса
пропорциональна скорости с2г и
проходному сечению колеса ~Z>2 • b2-i2. Величина
т2 обычно составляет 0,8 -f-0,9"Со снижением
п, при заданном и2, растет D2 и,
следовательно, уменьшается ширина колеса Ъ2.
Для обеспечения высокой эффективности
ступени необходимо, чтобы величины
Рис. 85. Рекомендуемые пределы
коэффициента расхода ср для
различных углов выхода р2
с2г/и2 и b2/D2 находились в определенных
пределах. На равномерность потока при
выходе из колеса существенно влияет
значение с2г/и2, выбор которого зависит от
угла р2 (рис. 85) [20].
Величину b2/D2 . рекомендуется
принимать в пределах от 0,035 до 0,08. На рис. 86
и 87 представлены зависимости к. п. д.
колеса от отношения с2г\и2 и к. п. д.
ступени от b2/D2, полученные в результате
исследований воздушных центробежных
компрессоров [21, 22, 23].
Величина п не должна совпадать со
значением первого критического числа
оборотов ротора компрессора п 2 . Для жестких
валов обычно принимают гс^0,8 п
Цад
0,9
0,8
кр1
Для
0,7
1
1V
1=32'
Л
ГА
'/
Jfc&U
"Ч.
~~*
R-WA
И "
0,1 0,2 0,3 0A
Рис. 86. Зависимость
адиабатического к. п. д. колеса от
коэффициента расхода
гибких валов /С>1,25 пкр1, а при
регулировании снижением числа оборотов п ^
5=5 1,5—1,6 пкр1,
п j определяют графо-аналитическим
расчетом. Приближенно п 2 можно найти
по формуле
кр 1
= 2,06 • 106
об/мин,
полученной
приведенной в [22]; de
1»\
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
преобразованием формулы,
диаметр вала.
0,02 ОМ ОМ 0,08 0,10 ОД Wbfa
Рис. 87. Зависимость
гидравлического к. п. д. 7j. от относительной
ширины колеса
D3
Соотношения диаметров и ширины
колеса при входе на лопатки D0, Dx и Ьг
определяются также условием некоторого
непрерывного ускорения потока на пути
от осевого входа в колесо до входа на
лопатки. При этом величина скорости
с0 ^ 0,5—0,6 а±.
Рабочие колеса чаще применяют
закрытого типа с загнутыми назад лопатками и
углами р2 = 35—50°, так называемые
компрессорные.
Выбор угла pj определяется стремлением
иметь наименьшие скорости w±. Исходя из

234 КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
оптимальных соотношений, приводимых
различными исследователями [24, 25], для
выбора D2, &о и &1 получены оптимальные
значения углов ^ в пределах 30—35°.
Иногда угол рх увеличивают на 3—5°
против расчетного с тем, чтобы несколько
расширить область высоких к. п. д. при
больших расходах.
Число лопаток z в компрессорных
колесах принимают 14—24.
Последние ступени вследствие малого
объемного расхода часто выполняют с
малым углом р2 = 30—15° (сильно загнутые
назад лопатки). Колеса с небольшими C2
(см. рис. 86) могут работать с малыми
с2г/и2, поэтому при малых объемных
расходах получают удовлетворительные
значения b2/D2. Колеса с C2^20° выполняют
с числом лопаток z = 8—10. Их называют
насосными. Коэффициент напора
компрессорных колес d» = 0,45—0,55, насосных
колес <1» = 0,4—0,5.
Колеса полуоткрытого типа, как
правило, имеют осевой вход на лопатки и
радиальный выход ,32 = 90°. Коэффициенты
Ф таких колес достигают 0,60—0,75.
Колеса с радиальными лопатками имеют
более крутые характеристики, чем с
загнутыми назад. Их применяют, например, для
сверхвысокооборотных компрессоров малой
производительности C0—50 тыс. ккал/час).
Число оборотов компрессоров достигает
100 тыс. об/мин, вследствие этого
соотношения геометрических размеров и
окружные скорости соответствуют этим величинам
в обычных центробежных компрессорах
большой производительности. Такие малые
компрессоры имеют числа М и критерий
Рейнольдса Re в пределах близких этим
величинам в машинах обычных размеров.
Колеса с радиальными лопатками
закрытого типа применяют для компрессоров
с низкими оборотами, например при
встроенных электродвигателях. Вследствие
малых окружных скоростей получение
высоких 6 имеет большое значение.
В этих конструкциях увеличивают
также диаметр D2. Для получения
удовлетворительных величин Ъ2 применяют
холодильные агенты с наименьшими значениями
qv — ф-113, для наиболее крупных
моделей — ф-11.
Диффузоры выбирают исходя из двух
основных факторов:
1) переменности режимов по расходу
и напору и, следовательно, условий
входа в диффузор — скорости с2 и
угла а2;
2) высоких околозвуковых
значений скорости с2 во фреоновых
машинах.
Обеспечить
удовлетворительную работу при значительных
изменениях режима в диффузорах
с неподвижными лопатками
затруднительно вследствие потерь
на удар, особенно при
нерасчетных режимах. Поэтому в
фреоновых машинах почти
исключительно применяют безлопаточные
диффузоры.
В безлопаточном диффузоре
теоретически возможен переход
от сверхзвукового течения к
дозвуковому без скачков уплотнения
и связанных с ними потерь
энергии.
Для выравнивания поля
скоростей при входе в диффузор и
уменьшения длины траектории
потока безлопаточные диффузоры иногда
выполняют с некоторым сужением: b3<zb2
(в отдельных случаях отношение b3/b2
уменьшается до 0,5). При этом
одновременно увеличивается угол а3.
Невским заводом им. Ленина (НЗЛ) и
Центральным котлотурбинным институтом
им. Ползунова (ЦКТИ) предложена
конструкция, объединяющая диффузор и
обратный направляющий аппарат, в которой
достигнуты высокие к. п. д. ступени т|яя»0,85.
Поток после колеса по отдельным
каналам подводится к следующему колесу.
Достоинство такого аппарата —
прямолинейная форма оси диффузора. Кроме того,
отсутствуют ударные потери при входе на
лопатки обратного направляющего
аппарата, как в обычной конструкции.
Для работы с переменными режимами
предложена модификация этого аппарата
[21], имеющая поворотные кромки при
входе потока в диффузоры (рис. 88).
В холодильных компрессорах, кроме
наиболее крупных, конструктивное выпол-
Рис. 88. Направляющий аппарат с поворотными входными
кромками диффузоров: 1 — каналы диффузора, 2 —
обратные направляющие каналы, з — поворотные кромки

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
235
нение такого диффузора усложняется его
малой шириной.
Уад
OS
0,8
0,7
0.6
0,5
-*•
^
V
^
**—*
-^
е
V
^
\
ч\
^>
N
¦^7
<
>
1
0,05 0J 0,15 0,2 0#
Сгг
Рис. 89. Значения t]aQ для различных
компоновок ступени компрессора: 1 —
рабочее колесо ступени, 2 — с
безлопаточным диффузором, з — с
лопаточным диффузором, 4 — с четырехканаль-
ным направляющим аппаратом (по
рис. 88)
На рис. 89 сопоставлены к. п. д.
ступеней с диффузорами трех типов, испытанных
на воздухе [21].
Безлопаточный диффузор имеет более
низкие максимальные к. п. д. по сравнению
с лопаточными, но наиболее устойчивую
область высоких к. п. д.
Ступени с малыми расходами, как
показал ряд исследований [26, 22],
целесообразно компоновать из насосного колеса и
диффузора улиточного типа (см. рис. 93).
Обратные направляющие аппараты (ОН А)
компрессоров холодильных машин
существенно не отличаются от этих аппаратов
воздушных машин.
Конструкции центробежных
компрессоров
Холодильные центробежные
компрессоры имеют различное конструктивное
выполнение. Выбор конструкции зависит от
условий работы, холодильного агента,
принятых основных параметров и рода
привода.
Наиболее распространены компрессоры
с кольцевыми безлопаточными
диффузорами и лопаточными ОНА (рис. 90, 91).
Каналы неподвижных элементов проточной
Рис. 90. Фреоновый компрессор (ЦКБХМ— Казанский компрессорный Гзавод): 1 — корпус, 2 — вал,
з _ опорно-упорный подшипник, 4 — диафрагмы. 5 — колеса, в — уплотнение вала, 7 —
поворотный направляющий аппарат, 8—опорный подшипник, 9—разгрузочный поршень, 10 — всасывающая.
камера, 11 — сборная улитка

236
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
части образуются вставными
диафрагмами. Корпус имеет разъем в
горизонтальной плоскости. Диафрагмы часто
выполняют сборными для механической
обработки поверхности со стороны потока.
Чистота обработки поверхности проточной
части особенно важна при работе с
агентами, имеющими высокий объемный вес,
например фреонами. Сборные камеры или
улитки у выхода из компрессора
выполняют в литье диафрагм или корпуса.
На рис. 92 приведен общий вид
пятиступенчатого центробежного компрессора
для пропана и аммиака.
Во фреоновом компрессоре (рис. 93)
применены улиточные диффузоры,
выполненные в литье корпуса. Профильные каналы
и внутренние перегородки значительно
усложняют корпус компрессора, но облегчают
его механическую обработку и сборку.
Конструкция этого компрессора близка к
центробежным насосам. Рабочие колеса его
выполнены литыми из цветного металла.
Преимущество таких колес — простота
механической обработки. Ввиду малой
удельной прочности цветного литья
необходимо снижение окружных скоростей,
что приводит к увеличению числа
ступеней.
Колесо третьей ступени компрессора
имеет вход со стороны,
противоположной двум другим, поэтому снижается
общее осевое усилие, передаваемое ротором
на упорный подшипник.
Рис. 91. Фреоновый (ф-11) компрессор фирмы Луар холодопроизводительностью 500 тыс. ккал/час
при t0 = +5° С: 1 — корпус, 2 — диафрагма, 3 — колесо, 4 — поворотный направляющий аппарат,
5 — опорные подшипники, б — упорный подшипник, 7 — лабиринт

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
237
В последние годы
получают большое
распространение одноколесные
компрессоры. Характерным в них
является консольное
расположение колеса и разъемы
корпуса лишь в
вертикальной плоскости.
Некоторые американские
фирмы выпускают для
кондиционирования воздуха
одно- и двухколесные
бессальниковые компрессоры
со встроенными
электродвигателями и числом
оборотов 3600 в минуту при
частоте 60 гц (рис. 94 и 95).
Компрессоры выполнены
с без лопаточными
диффузорами и сборными улитками;
колеса литые из
специального алюминиевого сплава.
Ротор электродвигателя
располагают в средней
части вала между двумя
подшипниками, а колеса — на
консолях вала.
Двухколесные
компрессоры имеют входы в колеса
с разных сторон. При этом
обеспечиваются
минимальные осевые усилия и установка входных
направляющих аппаратов у обоих колес.
Разъемы корпуса только вертикальные.
Электродвигатель охлаждается с помощью
Рис. 92. Пятиступенчатый компрессор фирмы
Керриер: 1 — уплотнение вала, 2 — опорный
подшипник, з — разгрузочный поршень, 4 —
колеса, 5 — лабиринт, 6 — опорно-упорный
подшипник, 7 — масляный насос, 8 — масляный
бак
водяной рубашки или парами
холодильного агента в наиболее крупных машинах.
Компрессоры со встроенными
электродвигателями имеют значительные
конструктивные и эксплуатационные преимущества.
Рис. 93. Компрессор с улиточными
диффузорами: а — разрез; б — уплотнение вала
для нерабочих периодов: 1 — сильфон,
2 — нажимная втулка, з — рычаг, 4 —
втулка, 5 — резиновое кольцо, 6 —
сильфон, 7 — электромагнит, 8 —
электровыключатель, 9 — защелка, 10 — втулка

КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Рис. 94. Двухступенчатый центробежный
компрессор фирмы Керриер со встроенным
электродвигателем: 1 — колесо первой ступени, 2 — колесо
второй ступени, 3 — поворотный направляющий
аппарат, 4 — диафрагма, 5 — электродвигатель
Рис. 95. Двухступенчатый компрессор со встроенным электродвигателем фирмы Трейн:
Qo = от 150 до 600 тыс. (ф-113) и 750 тыс. ккал]час (ф-11), п = 3600 об/мин: 1 —
электродвигатель, 2"—~колесо первой ступени, з — колесо второй ступени, <Г"=— поворотный
направляющий аппарат, 5 — опорно-упорные подшипники, в — бак масляный

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
239
Отсутствие сальника и наличие разъемов
лишь в вертикальной плоскости создают
надежное уплотнение компрессора. Не
применяется повышающая передача. Число
подшипников уменьшено против обычного
агрегата с восьми до двух. В результате
этого повышается надежность при
эксплуатации, снижаются потери на трение и
упрощается система смазки, облегчается
монтаж и эксплуатация.
Для специальных целей, например
кондиционирования воздуха в герметичных
Элементы конструкций
центробежных компрессоров
Корпуса центробежных компрессоров
выполняют обычно литыми чугунными.
Известны также сварные конструкции.
Уплотнение разъема корпуса производят
паронитовой прокладкой или специальными
мастиками.
Рабочие колеса изготовляют с
лопатками, фрезерованными вместе с основным
диском, покрывной диск приклепывается.
Рис. 96. Центробежный фреоновый (ф-12) компрессор с приводом и воздушной турбиной
фирмы Керриер, Q0 = 41500 ккал/час при t0 = +5° С, t = 65° С, п = 89500 об/мин:
1 — колесо турбины, 2 — колесо компрессора, з — подшипники, 4 — уплотнения вала
кабинах высотных самолетов, применяют
и центробежные компрессоры малой
производительности (рис. 96) [27]. Ротор
состоит из колеса компрессора и воздушной
турбины, расположенных на одном валу.
Холодопроизводительность этого
компрессора (ф-12) составляет 41500 ккал/час
(*0 = +5°, tK = 4-65°C). Число оборотов
ротора 89500 в минуту. Мощность на валу
20,6 кет. Окружные скорости колес:
компрессора 233 м/сек (диаметр Z>2 =
= 49,8 мм)у турбины 300 м/сек. Объемная
производительность компрессора 90 м3/час.
Все детали изготовляют из алюминиевых
сплавов, кроме вала и колеса турбины,
выполненных из легированной стали. Общий
вес ротора 252 г. Вес колес: компрессора
15,88 г, турбины 107 г. Сжатый воздух
подают к турбине под давлением 3,12 атм и
температуре 218° С; расход воздуха 81,5 кг/час.
Для широких колес применяют
штампованные лопатки коробчатого или Z-об-
разного сечения. При высоких окружных
скоростях рабочие колеса изготовляют из
легированных сталей.
Для предохранения от коррозии
поверхности колес в некоторых случаях
освинцовывают или изготовляют из
нержавеющей стали.
Опорные подшипники для турбомагаин,
как правило, выполняют скользящего типа
со вкладышами из белого металла.
Диаметр подшипников следует принимать
минимальный для уменьшения работы трения
и расхода масла. Отношение их диаметров
к длине принимается ~ 1 -f-1,2.
Камеры подшипников обычно
находятся под давлением холодильного агента и;
объединены между собой. Во избежание
попадания масла в проточную часть ком-

240
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
прессора, камеры подшипников отделены от
нее лабиринтными уплотнениями, в
отдельных конструкциях сальниковыми
уплотнениями.
Упорные подшипники обычно
выполняют с подвижными поворотными
упорными колодками. Для уменьшения
осевого усилия в ряде конструкций применяют
разгрузочные поршни.
В компрессорах с разгрузочными
поршнями или колесами, имеющими
противоположные входы, вместо поворотных
колодок применяют упорные бурты с
заливкой белым металлом (см. рис. 90, 95).
Уплотнение вала является весьма
ответственным элементом холодильных
компрессоров.
Большинство конструкций уплотнений
имеет, как и в поршневых компрессорах,
кольца с уплотните л ьными торцовыми
поверхностями. Фреоновую полость от
атмосферы отделяет гидравлический масляный
затвор.
Работа сальников в центробежных
компрессорах усложняется высокими
окружными скоростями на поверхностях трения.
В ряде конструкций (рис. 97) снижают
относительные скорости на поверхностях
трения с помощью промежуточных
(плавающих) колец, устанавливаемых между
кольцами — вращающимся вместе с валом
и неподвижным, соединенным с корпусом.
Плавающие кольца изготовляют из графи-
то-свинцовой массы или пластмассы с
графитом. Относительная окружная скорость
на поверхностях трения благодаря
наличию плавающих колец уменьшается вдвое.
Для отвода тепла трения и создания
гидравлического затвора через сальник
прокачивается масло. При остановках удельное
давление на уплотнительных поверхностях
увеличивается пропорционально
возрастанию давления в компрессоре, что
обеспечивает при заполнении камеры сальника
маслом надежное уплотнение.
Для компрессоров, работающих при
низких давлениях (ф-11, ф-114 и др.),
применяют также уплотнения,
действующие различно при работе и остановках.
При работе компрессора неподвижное и
вращающееся кольца раздвигаются, и
уплотнение создается гидравлическим
затвором с непрерывным протоком масла, а при
остановках они плотно сжимаются и
обеспечивают герметичность при повышении
давления.
В ряде конструкций имеются отдельные
уплотнения для рабочего периода и
остановок. Компрессор, изображенный на рис. 93,
имеет рабочее уплотнение, образуемое
неразъемным радиальным подшипником вала.
Подшипник крепится в вертикальной
крышке, уплотненной по корпусу. Зазор между
подшипником и валом уплотняется
постоянным протоком масла из корпуса
подшипника в две камеры — герметичную,
расположенную в корпусе компрессора, и
атмосферную — со стороны выхода вала из
корпуса. Масло, выходящее в атмосферную
камеру, возвращается в систему с помощью
поплавковых затворов и других устройств.
Уплотнение при остановках машины
обеспечивается резиновым кольцом,
прижимаемым к валу. При работе резиновое коль-
Рис. 97. Уплотнение вала и зубчатая муфта

ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
241
до отжимается под действием рычажно-
гидравлического устройства, связанного
с масляной системой компрессора (см.
рис. 93, б).
Существуют также конструкции с
манжетным уплотнением вала во время работы
и отдельным уплотнением для остановок
компрессора.
Масляная система компрессора подает
масло к подшипникам, сальниковому
уплотнению, а также в некоторых конструкциях
Рис. 98. Схема внешней системы смазки:
1 — масляный бак основной, 2 —
масляный бак атмосферный, з — уплотнение
вала, 4 — масляный бачок, Ф — фильтр,
ЭГ — электронагреватель, РУ —
регулятор уровня, У — указатель уровня,
ЭНТ — электроконтактный термометр,
Н — насос, М — манометр, С В —
соленоидный вентиль
к гидравлическому приводу поворота
лопаток направляющих аппаратов.
В системе обычно предусматривают
холодильник для охлаждения масла при
работе компрессора и нагреватель для
выпаривания фреона из масла перед пуском.
Последнее необходимо для предотвращения
вспенивания масла, при понижении
давления в масляном баке, и уноса масла в
проточную часть компрессора вместе с парами
фреона. Масляные системы могут быть двух
типов — внутренная и внешняя. При
внутренней системе смазки привод насоса — от
вала компрессора. Бак с насосом,
холодильником и электродвигателем расположен в
корпусе компрессора.
Во время пуска и остановок вал
компрессора имеет пониженные числа
оборотов, и насос не может обеспечить работу
системы смазки. Для смазки подшипников в
это время устанавливают дополнительный
насос с приводом от отдельного
электродвигателя. Иногда в подшипниках
применяют помимо принудительной кольцевую
смазку.
Схема внешней системы смазки
приведена на рис.98. В специальном масляном
баке помещены основные и аварийные
электронасосы. В этом же баке расположены
щелевой фильтр, водяной холодильник и
электронагреватель. Система смазки
снабжена приборами автоматического
контроля и наблюдения.
Для центробежных компрессоров, в том
числе и фреоновых, применяют масла
типа турбинных.
Регулирование производительности
Центробежный компрессор наиболее
экономично работает в сравнительно узкой
области изменения объемной
производительности. Максимум к. п. д. компрессора
расположен вблизи расчетной точки.
Однако компрессор может работать и при
условиях, существенно отличающихся от
расчетных. Компрессор рассчитывают не
по наиболее продолжительному режиму, а
по пиковому, например по максимальной
сезонной температуре конденсации.
Создание центробежных компрессоров
с пологими напорными характеристиками
и высокими к. п. д. в большом диапазоне
изменения производительности, т. е. с
широкой областью эффективного
саморегулирования, весьма затруднительно.
Поэтому применяют различные
способы принудительного регулирования,
задачами которого являются:
изменение производительности при
заданном температурном режиме или реже
изменение температуры кипения при
заданной тепловой нагрузке;
получение наиболее высокого к. п. д;
для этого направление потока должно
соответствовать геометрии лопаток рабочих
колес и элементов статора.
Применяют следующие способы
регулирования: дросселирование на всасывании,
поворот лопаток в направляющих входных
аппаратах и диффузорах, изменение числа
оборотов.
Дросселирование пара при всасывании
не является экономичным, однако
конструктивно просто осуществляется поворотной
заслонкой во всасывающем патрубке. Эту
же заслонку используют для разгрузки
(как и лопатки входного аппарата) при
пуске компрессора.
При дросселировании на всасывании
увеличивается напор компрессора
(давление перед входом в колесо первой ступени

242
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
снижается). Соответственно при увеличении
напора снижается производительность.
Дросселированием на всасывании
удается также несколько расширить область
устойчивой работы компрессора при
малых расходах.
Входной направляющий аппарат с
поворотными лопатками (см. рис. 90, 91 и 95)
закручивает поток. При этом изменяется
направление потока перед входом в колесо
и вектор скорости Wi приближается к углу ф±
лопатки.
Входные направляющие аппараты
понижают производительность до 254-50% от
номинальной.
Изменение напора происходит здесь уже
по новой характеристике, так как поток на
входе не радиальный.
100
90
80
70
60
50
Щ
Ш
Привод компрессоров
Привод холодильных центробежных
компрессоров осуществляется от
электродвигателей с повышающей передачей или от
паровых турбин.
Для привода применяют турбины
среднего и низкого давления,
конденсационные и с противодавлением. Особый
интерес представляют высокооборотные
турбины, не требующие повышающих передач.
В настоящее время в СССР изготовляют
паровые турбины — давление пара 35 атму
номинальное число оборотов 8 тыс. в
минуту, мощность от 500 до 1500 кет.
Критическое число оборотов этих турбин
менее 5000, что дает возможность
регулирования в широких пределах.
100
90
80
70
60
50
k0
s
4
И
J
/
20 30 40 50 60 70 80 90 100п% 20 30 40 50 60 70 80 90 100п%
а) б)
Рис. 99. Характеристика компрессора при переменном числе оборотов: а — Nе%; б — Qa%;
центробежный; поршневой
Поворот лопаток зависит от выбранного
регулируемого параметра — обычно
температуры теплоносителя при выходе из
испарителя.
Поворотные лопаточные диффузоры в
холодильных компрессорах мало
распространены.
Изменение числа оборотов является
более экономичным способом регулирования.
Но и здесь не всегда обеспечивается
максимальное значение к. п. д. при переходе
от одного числа оборотов к другому.
Дальнейшего повышения эффективности
можно добиться одновременным изменением
числа оборотов и углов лопаток
направляющих аппаратов.
На рис. 99 приведена характеристика
холодильного центробежного компрессора
при изменении числа оборотов [14].
Уменьшению числа оборотов на 15%
соответствует снижение холодопроизво-
дительности от 100 до ~40%.
Небольшими изменениями чисел
оборотов D—5%) можно также приблизить
рабочий режим к максимуму к. п. д.
Одно из важнейших преимуществ
турбинного привода — удобное
регулирование числа оборотов и производительности
компрессора.
Электродвигатели обычной
промышленной частоты имеют ограниченное число
оборотов — не более 3000 в минуту в
СССР и странах Европы и 3600 в США. В
связи с этим в большинстве случаев
возникает необходимость в повышающих
передачах.
Повышающие передачи
(мультипликаторы) для центробежных компрессоров,
приводимых от электродвигателей с
синхронной скоростью вращения 3000 или 1500
об/мин, имеют, как правило, одну пару
зубчатых колес шевронного типа.
Повышающая передача является ответственным
механизмом, сложным в изготовлении.
Для осуществления высоких скоростей
на поверхностях соприкосновения
зубчатых колес при больших мощностях
необходим высокий класс точности.
Соединение центробежных компрессоров
с повышающими передачами осуществля-

СМАЗОЧНЫЕ МАСЛА ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
243
ется с помощью муфт, компенсирующих тов двигателя составляет 10 тыс. в ми-
некоторую несоосность. Обычно применяют нуту.
муфты зубчатого типа (см. рис. 97).
Центробежные компрессоры со
встроенными электродвигателями без
повышающей передачи, получившие
распространение в США, при скорости вращения
В последнее время привод с
повышенной частотой применяют в различных
отраслях техники. Достоинством двигателей
повышенной частоты является их малога-
баритность.
V) Т , вМ J
If
Т\
~
Ф
Рис. 100. Холодильная машина с фреоновым компрессором (привод от фреоновой
турбины): а —схема; б — изображение цикла в s, Т-диаграмме
3000 об/мин, значительно менее
перспективны, чем при скорости 3600 об/мин.
В связи с этим представляют интерес
машины со встроенными
электродвигателями, работающими с повышенной
частотой. При этом число оборотов двигателя
может быть такое же, как у компрессора.
Например, при частоте 500 гц и трех
парах полюсов синхронное число оборо-
На рис. 100 приведены схема и цикл
работы в s, Т-диаграмме холодильной
машины, имеющей центробежный компрессор,
приводимый фреоновой турбиной [28].
Компрессор и турбина могут быть
выполнены в виде одновального агрегата, с единым
корпусом, без сальниковых уплотнений.
Энергия, используемая в такой
машине, — пар или горячая вода.
СМАЗОЧНЫЕ МАСЛА ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Смазочные масла применяют в
компрессорах холодильных машин для
создания масляной пленки между трущимися
деталями.
Наиболее распространены минеральные
масла — продукты переработки нефти —
сложные смеси тяжелых углеводородов.
Различают масла нафтеновые,
парафиновые и смешанные нафтеново-парафиновые.
Эта классификация отражает
преобладающее содержание углеводородов —
нафтеновых (с цикличной структурой молекул)
или парафиновых (структура молекул в
виде разветвленной цепи).
В последнее время находят применение
синтетические смазочные масла,
состоящие из углеводородов, их производных или
кремнийорганических соединений [29].
Отдельные свойства минеральных и
синтетических масел могут быть улучшены при
добавлении в них присадок [30].
Система смазки холодильных машин и
применяемые сорта масел зависят от типа
и конструкции компрессора. В
центробежных компрессорах осуществляется смазка
только коренных подшипников и
вспомогательных механизмов; в крейцкопфных
поршневых компрессорах применяются две
системы смазки и два сорта масла для
механизма движения и для цилиндра и
уплотнения штока (сальника); в бескрейцкопф-
ных компрессорах — одна система смазки
для механизма движения, цилиндров и
уплотнения вала.
Для смазки центробежных
компрессоров и механизма движения поршневых
крейцкопфных компрессоров применяют
обычные минеральные масла.
В центробежных компрессорах
используют турбинные масла, а в крейцкопфных—
«Индустриальное 50» (машинное СУ) по
ГОСТ 1707—51 или иное с близким
значением вязкости.
Масла для цилиндров крейцкопфных
и бескрейцкопфных компрессоров должны
отвечать специальным требованиям, обу-

244
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
словленным их контактом с холодильным
агентом, а также непрерывным
изменениям температур и давлений. При этом масло
в течение длительного времени не должно
изменять своих качеств. При выборе масла
необходимо учитывать следующие
основные свойства.
Вязкость. Значение ее выбирают
соответственно условиям работы трущихся
элементов. Желательно малое возрастание
вязкости с понижением температуры.
Температура застывания. Эта
температура должна быть возможно более низкой.
Смазывающая способность или
маслянистость.
Неизменяемость (стабильность)
масла с течением времени.
Химическое и физическое
взаимодействие с металлами и неметаллическими
материалами. Оно должно практически
отсутствовать.
Упругость паров масла и испаряемость
при повышенных температурах. Эти
величины должны быть возможно более низкими.
Химическое и физическое
(растворимость) взаимодействие с холодильным
агентом. Химическое взаимодействие как с
чистым агентом, так и при наличии воды
или иных примесей должно отсутствовать.
Взаимная растворимость масел
и холодильных агентов
Холодильные агенты и масла
растворимы друг в друге. По степени взаимной
растворимости с минеральными маслами в
области температур и давлений, применяемых
в холодильных машинах, агенты могут
быть разделены на три группы: 1 — с
ограниченной растворимостью (аммиак,
углекислота, ф-13 и др.); 2 — с неограниченной
растворимостью (ф-11, ф-12, ф-21); 3 —
промежуточные, с ограниченной
растворимостью в определенном диапазоне
температур (ф-22).
Холодильные агенты первой группы
в состоянии насыщения (равновесия с
парами агента над раствором) растворяются в
масле в небольшом количестве. Масло
также незначительно растворяется в жидком
агенте. Если масло добавляется к агенту
(или наоборот) в большом количестве, то
смесь разделяется на два слоя: в одном
содержится в основном масло, в другом —
агент. В агентах с большим удельным весом
слой масла всплывает.
Холодильные агенты второй
группы в переохлажденном состоянии
смешиваются или взаимно растворяются с
маслами в любых количествах. Такие растворы
всегда однородны и на слои не
разделяются. В состоянии насыщения количество
агента, растворяющегося в масле, зависит
от температуры раствора и давления пара
над ним.
Масло является высококипящей
жидкостью и повышает температуру кипения
агента при заданном давлении либо, что
то же, понижает давление насыщенного
пара при заданной температуре. На рис. 101
приведены кривые р = f(t) давления пара
фреона-12 над раствором при изменении
содержания масла от 0% (Ы= 0; %а ~ 1,0)
до 95% (Ы= 0,95; \а = 0,05). Снижение
давления при t = const и повышение
температуры насыщения при р = const по мере
увеличения содержания масла в маслофрео-
новом растворе показано на рис. 102.
105VC
Рис. 101. Зависимость давления насыщения пара
фреона-12 от содержания в растворе
парафинового масла: i —весовая доля фреона-12 в
растворе, 6Ж — весовая доля масла в растворе
Холодильные агенты третьей группы
при высоких температурах растворяются
в масле неограниченно. Зависимость
изменения давления и температуры
насыщения от содержания масла подчиняется
закономерностям, приведенным на рис. 102.
Ниже некоторой критической
температуры растворения
t начинается разделение раствора на два
слоя (рис. 103). Если холодильный агент и
масло смешиваются в весовых количествах,
соответствующих точке А, смесь
разделяется на слои состава В и С, причем их
веса относятся, как отрезки АС и
АВ. При добавлении масла (перемещение
точки А вправо) состав слоев не изменя-

СМАЗОЧНЫЕ МАСЛА ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
245
ется, но увеличивается толщина слоя
масла (с растворенным в нем агентом) и
уменьшается толщина слоя агента (с
растворенным в нем маслом). При совпадении точки
А с точкой С остается один лишь слой масла
с растворенным в нем агентом. Дальней-
р кг/см*
—t
-зот-
'
—ZU —
-10-л
-0—
-ю-
UQ
50 ВО 70
\ \
\\
\\
№
XV
1
и
И
11
\п
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7^ 0,8 0,9^1,0
а)
О 0,1 0,2 0,3 ОА 0,5 0,6 0,7
б)
о,9 iMw
Рис. 102. Зависимость р = f (t) при растворении
масла во фреоне-12: о — снижение давления
насыщения при / — const; б — повышение
температуры насыщения при р = const
шее увеличение количества масла (точка D)
не влияет на структуру раствора.
Соответственно протекают процессы и при
добавлении агента к раствору.
Область, лежащая под кривой
расслоения холодильного агента и
масла В КС, называется зоной
несмесимости.
Значение критической температуры
растворения для различных сортов масел
неодинаково. Необходимо выбирать масла
с возможно более низкой критической
температурой растворения. Как правило, эти
значения для нафтеновых масел ниже,
чем для парафиновых (рис. 104).
При температуре выше критической
в зоне неограниченной растворимости (так
Рис. 103. Кривая расслоения и зона
несмесимости раствора фреона-22 и масла
же, как для агентов второй группы) в
состоянии насыщения при заданных
температуре и давлении растворимость фреона
зависит от сорта масла. Например, в
нафтеновых маслах она несколько больше, чем
в парафиновых (рис. 105).
tx
40
20
0
~20
2
Т"
( 1
3
N^ Л
>'¦ —
V
I
\
л
Ю 0,1 0? 0,3 0,4 0,5 0,6 ?„
Рис. 104. Кривые расслоения и зоны
несмесимости раствора фреона-22 и
различных масел: 2, 2 —
нафтеновые, 3 — нафтеново-парафиновое,
4 — парафиновое
Отнесение агентов к той или иной
группе условно, так \:лк взаимная растворимость
их с масл*ами : двисит от типа масла и
температуры. Фреон-22, например,
обладает неогрп' гиченной растворимостью
в синтетическо » смазочном масле —
бутиловом эфире иоликремневой кислоты до
температуры около —80°.

246
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
В парах агентов всех трех групп
масло практически отсутствует, так как
давление его паров ничтожно по сравнению
с этой величиной для агента.
Объем маслофреонового раствора
меньше суммы объемов чистых компонентов.
%
20
15
10
5
j?
z?^**
г
А
€>
i i
25'С 37,8'С
//
^
**
2/А
,/
^^
&
i I
Щ,5°С
'/
/Щ
О 2 4 6 8 10 12 П 16 Р
кг
см2
Рис. 105. Растворимость фреона-22 в маслах
(объемные %): 1 — нафтеновом 2,5 °Е, 2 —
нафтеновом 3,8°Е, з — парафиновом 2,5 °Е, 4 —
парафиновом 4,6°Е. Вязкость указана при
температуре 54,5°С
При содержании фреона-22 от 0 до 20%
объем раствора меньше суммы объемов
фреона-22 и масла примерно на 1% на
каждые 10% фреона.
Уменьшение объема маслофреонового
раствора (фреон-12) при температуре ниже
0° примерно такое же, а при высоких
температурах оно более значительно. При 100°
и содержании фреона-12 около 0,50
уменьшение объема достигает 10%.
Общие свойства смазочных масел
для холодильных машин
Вязкость. Вязкость масла является
одним из важнейших параметров,
определяющих условия работы подшипника или
иной пары трения. Допустимое удельное
давление в подшипнике при прочих
равных условиях пропорционально вязкости
масла. Вязкостью определяется и работа
трения. Коэффициент трения и количество
выделенного тепла при прочих равных
условиях пропорциональны вязкости масла.
Вязкость масел принято измерять
либо в условных единицах (ВУ по ГОСТ
6828—52 или °Е), либо в сантипуазах (сп)
и сантистоксах (ест.). Пересчет вязкости
производят по эмпирическим формулам.
Коэффициент динамической вязкости
fx [сп] = 9810 fx [кг сек/м2] —
Коэффициент кинематической вязко-
v [ест] = 106 v [м2/сек] ^ 7,47 °Е
6,47
Удельный вес масла у в кг/л.
Таблицы для пересчета см. ГОСТ 33—53.
Вязкость масла значительно снижается
при повышении температуры. Хорошее
приближение дает эмпирическая формула
(ГОСТ 2878—48)
lg lg (v + 0,08) = А — В lg Г,
где коэффициент кинематической вязкости
v в ест., температура в °К.
При соответствующем выборе сетки
координат эта формула изображается прямой
линией (рис. 106,а). Постоянные А и В
могут быть определены, если известна
вязкость при двух значениях температуры.
У разных масел наклон прямых на
графике несколько отличен.
Многие синтетические масла, особенно
кремнийорганические, дают
незначительное увеличение вязкости при понижении
температуры. Так, при понижении
температуры от +20 до —20° вязкость
минерального масла повышается в 50—100 раз,
а бутилового эфира поликремневой
кислоты — только в 5 раз [29].
При растворении холодильных
агентов в маслах вязкость последних снижается.
На рис. 106,6 показана зависимость
вязкости масел от содержания в растворе
фреона-12 в объемных процентах.
По графику 106,6 можно определить
содержание фреона-12 в масле по заданным
температуре раствора и давлению паров
над раствором в состоянии
термодинамического равновесия.
Характер изменения вязкости масла,
по мере растворения в нем различных фрео-
нов, примерно одинаков (рис. 107).
На рис. 108 показано изменение вязкости
различных масел при растворении в них
фреона-22.
Зависимость вязкости от температуры
масла и давления паров фреона-22
приведена на рис. 109. Более резкое
падение вязкости масел 1 и 2 с ростом давления
обусловлено большей растворимостью фрео-

СМАЗОЧНЫЕ МАСЛА ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
247
на-22 в нафтеновых маслах. Номера масел
При растворении холодильных агентов
на рис. 108 и 109 соответствуют указан- в маслах температура застывания понижа-
ным на рис. 105.
Изменение вязкости масла,
находящегося в картере компрессора, подчиняется
более сложным закономерностям [5]. При
заданном постоянном давлении в картере
содержание фреона в масле с понижением
температуры увеличивается,
и поэтому вязкость масла
снижается (рис. 110). При
значительном повышении
температуры содержание
фреона в масле настолько
снижается, что вязкость
раствора приближается к
вязкости чистого масла,
поэтому дальнейшее
повышение температуры приводит
к уменьшению вязкости
масла. Каждому давлению в
картере соответствует
температура, при которой масло
имеет наивысшую вязкость.
Температура в картерах
современных
многооборотных компрессоров высока
E0° и выше), поэтому
снижением вязкости масла от
растворения фреона при
длительной работе можно
пренебречь. С другой стороны,
при большом перерыве
работы компрессора, когда
давление в картере (равное
давлению в испарителе)
повышается, а температура
снижается до температуры
окружающей среды,
содержание фреона в масле
может сильно возрасти. При
этом увеличивается объем
маслофреонового раствора и
уменьшается его вязкость.
Пуск фреонового
компрессора после длительной
остановки следует
производить осторожно. Падение
давления в картере,
особенно при пуске с закрытым
всасывающим вентилем,
вызывает возгонку фреона из масла,
вспенивание его и унос из компрессора.
Повышение температуры в подшипниках и
возгонка фреона в зазоре между цапфой и
вкладышем может вызвать разрыв
масляного слоя в подшипнике.
Температура застывания.
Температура, при которой масло теряет
текучесть под действием силы тяжести,
называется температурой застывания. Для
масел, применяемых в холодильных
машинах, она должна быть достаточно
низкой.
Для фреона-12 в состоянии насыщения
это понижение составляет 15—35°.
Кривая расслоения фреона-22 и масла
приведена на рис. 111. Левая и средняя
ветви кривой определяют состав слоев хо-
6) оЕ
110000'
2000
1000
500
200
100
50
vccm
50000
20000
10000
5000
2000
1000
500
200
100
60
40
30
20
15
10
8
6
5
4
3
2,8
\
\
ч
NJ
\
ir
т^
'N
¦»
\|
а)
I I I
li |
F
[
-20-10 0 10 20 30 40'50 60 70 t°C
'0 10 20 30 Щ%ф-12
0 10 2р 30 0-0%cp-12
МШХЯЕШ. I Ml М
Рис. 106. Определение вязкости
раствора масла и фреона-12.
Содержание фреона в объемных %
0,5 0,81,0
в)
лодильного агента и масла в испарителе;
правая ветвь — температуру застывания
масла в растворе с фреоном. При кипении
фреона в прямоточном испарителе слой
фреона состава А будет уменьшаться, а слой
масла состава В увеличиваться до тех пор,
пока А не исчезнет. В дальнейшем при
возгонке фреона из раствора масло может
застыть (точка С), если изобара, проходящая
через точку Ву пересечет кривую
застывания масла DE.
Если t0 ^ tE, слой масла застывает в
испарителе при расслоении раствора.

248
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
гоо\
100
50
30
Z0
10
6
4
3
г
1
0,8
0,6
0,5
0,4
0,3
Q25
0,2
0O
[
,
—1
0
ч ?0
во
90
i)t
ч
Men
200
100
50
30
20
10
6
4
3
2
W
1
Q5
0,6
0,5
ОА
о,з
0,25
О 0J Q2 0J 0,4 0,5 0,5 0,7 0,8 0,9 ?а
а)
0,2
0,17
S-
i
555s*?
•Qs.
?*
~<?J
^8
?/
?*^
<&~
ga
у
Jj
0,2
0,5
0,6
07
0,75
0,8
0,85
0$Q
0,95
WO
О 10 20 30 40 50 60 70 80901001Wt°C
Рис. 107. Зависимость вязкости раствора масла и фреона-12: а — от состава раствора; 6 — от температуры
'?
5,7 \
'Е
11,3
5,7
К
к^
N
^
^
^
*ч
<:
^
^N
kz
^
ч^/
ч
^*ч
_
^
х
////У;
г?
W
13
1,15
О 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20%ф-2г 0 2 4 6 8 10 12 П 16 18 20%ф~22
Рис. 10». Изменение вязкости масел при растворении в них фреона-22 в состоянии насыщения
°Е
11,3 {
5.7
29
2,1
1,6
1,3
1,15
I*
.
ч
S
N
\\
\
\\
s
7
л
(
.__.
°Е
11,3
5,7
О 2 4 6 8 10 12 Пикг/см2
а)
2,9
2.1
1,6
1.3
1.15
N
^ч
R
ч>
NN
S
^
N
м
\
Л
<4
~~
J
пз
5,7
2,9
2,1
1,6
1,3
V5
Г**-
^
^
^"ч
чч.
Чч
N
ч
к
к
Л
п
\]
О 2 4 6 8 10 12 14ркг/смг
б)
О 2 4 6 8 10 12 14ркг/см*
б)
Рис. 109. Зависимостг, вязкости масел при растворении в них фреона-22 от давления насыщения
и темыературы: а — * = 25°; 6 — t = 37,8°; в — t = 54,5°

СМАЗОЧНЫЕ МАСЛА ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
249
Но мере понижения температуры масла
и приближения ее к температуре
застывания вязкость масла (с растворенным в
нем агентом) резко возрастает, что может
затруднить возврат его в компрессор и при
температурах более высоких, чем
температура застывания.
Men
Z6G
220
200
160
140
120
100
80
60
ьо
20
О
I ^ ]
.
I
I
I J
\t
I
I
Ч\
1
'¦\'l
\
2 \
Ш
)\
74
4 v
ft*
-20
20
40
60 tX
Рис.
110. Изменение вязкости раствора масла
и фреона-12 в картере компрессора
Фреон-13 слабо растворяется в масле,
поэтому вязкость последнего и
температура застывания почти не изменяются.
Температура застывания раствора
масла и фреона-12 (и других холодильных
агентов, обладающих неограниченной раство-
tX\
-20
-30
-60
-60
-70
м_
\
?-
Е
щ
О 0.1 02 0,3 0Л 03 0,6 0,7 0.8 0.9 ?„
Рис. 111. Температура застывания
масла в испарителе
римостью в маслах) при увеличении
содержания фреона постепенно понижается до
температуры застывания чистого агента.
Минеральные масла с низкой
температурой застывания имеют обычно
невысокую вязкость и пониженную температуру
вспышки.
Температура помутнения. Тяжелые
углеводороды с высокими температурами
плавления (парафины) имеют ограниченную
растворимость в масле. При понижении
его температуры до температуры
помутнения парафины начинают выпадать в
аморфном или кристаллическом виде. Чем
меньше содержание парафинов в масле, тем
ниже эта температура. По мере растворения
в масле фреонов температура помутнения
повышается.
При дросселировании фреона с
растворенным в нем маслом возможно выпадение
парафинов в узком сечении
регулирующего вентиля или выходном конце
капиллярной трубки. Проверку температуры
помутнения следует вести в растворе
состава, близкого к встречающимся в
холодильных машинах.
В ГОСТ 5546—54 приведена методика,
проверки на помутнение смеси масла с
фреоном-12 при содержании масла 10%
по объему.
Температура помутнения маслофреоно-
вого раствора должна быть возможно
более низкой. При содержании парафинов
в масле около 0,4% температура
помутнения раствора минус 20°. Если
содержание парафинов уменьшается в 8 раз,
температура помутнения понижается
примерно на 10°.
Чем меньше содержание масла в
растворе, тем ниже температура начала
выпадения парафинов. При уменьшении
содержания масла с 10 до 2% температура
помутнения снижается на 10—15°. В этом одна
из причин обязательной установки
маслоотделителей в низкотемпературных
холодильных машинах.
Минеральные масла низкой вязкости
имеют обычно пониженные температуры
помутнения.
Влияние масла на работу
холодильной машины
В аммиачных неавтоматизированных
холодильных машинах масло, уносимое из
компрессора, выпускается из
маслоотделителей, конденсатора и испарителя. Это
масло после фильтрации может быть
использовано.
Автоматизированные холодильные
машины часто работают на агентах,
обладающих неограниченной взаимной
растворимостью с маслами (фреон-12). В этом
случае масло не может быть выпущено из
аппаратов. Масло, уносимое из
компрессора, проходит через конденсатор и
испаритель и по всасывающему трубопроводу
возвращается в компрессор. Движение масла
по всей системе холодильной машины
называется его циркуляцией (рис. 112)..

250
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Агент, растворенный в масле, условно
показан жидким.
Масло, возвращающееся со
всасываемым паром, частично поступает в картер.
Часть его уносится в цилиндр и снова
выбрасывается в нагнетательный трубопровод.
С течением времени устанавливается
стабильное состояние, при котором количество
масла в аппаратах остается неизменным,
а количество, уносимого в систему из
компрессора и поступающего в него,
одинаковым. Количество циркулирующего масла
составляет 10—15% от веса
циркулирующего фреона. Однако чем лучше масло
отделяется в компрессоре от всасываемого
пара, тем меньше весовая доля его в
циркулирующем фреоне.
Во фреоновых холодильных машинах
(за исключением низкотемпературных)
маслоотделители на нагнетательном
трубопроводе обычно не устанавливают, так как
возвращающееся из них в картер масло
приносит значительное количество
растворенного фреона, бесполезно заполняющего
рабочий объем цилиндра. Содержание
фреона в масле возрастет еще более, если
маслоотделитель охлаждается до температуры,
близкой к температуре конденсации.
Масло с растворенным фреоном
самотеком стекает из прямоточных испарителей
во всасывающий трубопровод и
возвращается в компрессор. Для удаления масла
из кожухотрубных испарителей
необходимо отсосать из них влажный пар,
содержащий капли жидкого фреона, в котором
растворено масло. В теплообменнике
происходит осушение и перегрев пара.
Если температура пара, поступающего
в компрессор, на 30—40° или более
превышает температуру кипения, то в масле
остается незначительное количество
растворенного фреона, которое практически
не отражается на производительности
компрессора.
Если холодильные агенты имеют в
растворе с маслом зону несмесимости
(фреон-22 и др.) при температурах
кипения, лежащих ниже критической
температуры растворения, то жидкость в
испарителе расслаивается на две фазы. Масло
(с растворенным в нем агентом) находится
в жидком агенте в виде взвешенных капель,
оседает на теплопередающей поверхности
и всплывает на поверхность жидкости,
затрудняя кипение фреона.
Прямоточные испарители
характеризуются значительным сопротивлением
протеканию холодильного агента, которое
может достигать нескольких десятых кг/см2.
Температура кипения вдоль такого
испарителя изменяется при снижении
давления, а также вследствие возрастания
весовой доли масла в агенте. Характер
изменения температуры кипения в аммиачном и
фреоновом испарителях показан на рис. 113.
Пунктиром отмечена температура
насыщения чистого агента.
В аммиачных прямоточных испарителях
по окончании кипения жидкости
температура пара при движении его по змеевику
повышается. Однако снижение давления
приводит к тому, что разность температур
пара, выходящего из испарителя, и
жидкости, поступающей в него, Д^ис (кажущийся
Рис. 112. Циркуляция масла в холодильной машине, работающей на холодильных агентах
с неограниченной растворимостью: а — жидкий агент; б — масло; в — пары агента; 1 —
компрессор, 2 — конденсатор, з — регулирующий вентиль, 4 — испаритель, 5 — теплообменник

СМАЗОЧНЫЕ МАСЛА ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН 251
перегрев) может быть значительно
меньше истинного перегрева htucm —
превышения температуры пара над
температурой насыщения чистого агента,
рассчитанной по давлению у выхода.
Примерно также изменяется
температура паров фреона-22 и других агентов
третьей группы в области низких
температур.
При кипении фреона-12 и агентов с
неограниченной растворимостью в
испарителе доля масла в растворе растет и
повышается температура кипения (кривая 1 на
Рис. 113. Изменение температуры кипения вдоль
прямоточного испарителя: а — аммиачного; б —
Фреонового; 1 — без потери давления, 2 — с
потерей давления в испарителе, х — длина трубы
испарителя
рис. 113, б). Температура пара,
выходящего из испарителя одновременно с
раствором, содержащим большое количество
масла, может значительно превысить
температуру насыщения чистого фреона,
рассчитанную по давлению у выхода.
Если в испарителе происходит заметная
потеря давления, то вначале температура
кипения понижается, а затем, по мере
уменьшения содержания фреона в растворе,
повышается (кривая 2). Кажущийся
перегрев — разность температур пара,
уходящего из испарителя и жидкости,
поступающей в него, — и здесь меньше
истинного.
Несовпадение кажущегося и истинного
перегрева затрудняет работу терморегу-
лирующих вентелей и вызывает
необходимость устройства уравнительных линий.
Количество циркулирующего масла
должно быть минимальным. Влияние
масла на работу фреоновой холодильной
машины следующее.
При заданной температуре кипения
давление должно поддерживаться более
низким, чем при отсутствии масла,
вследствие чего снижаются весовая
производительность и холодопроизводительность
компрессора.
В прямоточных испарителях
температура кипения по мере движения
жидкости повышается, что приводит к
уменьшению разности температур на
выходном конце и необходимости увеличения
теплопередающей поверхности.
Производительность компрессора
снижается еще более вследствие испарения
фреона из масла, возвращающегося в
компрессор, а также уменьшения объемного
коэффициента компрессора в связи с
цикличной растворимостью фреона в масле,
находящемся в цилиндре.
Коэффициенты теплоотдачи в
конденсаторе и испарителе снижаются, вследствие
различия физических свойств чистого
фреона и маслофреонового раствора.
Кроме того, в низкотемпературных машинах
при агентах с ограниченной
растворимостью масло может оседать на
теплопередающей поверхности испарителя, как это
наблюдается в аммиачных испарителях.
Возможно также застывание масла.
На стороне низкого давления из масла
могут выпадать парафины в аморфном или
кристаллическом виде.
Масла, применяемые для
холодильных машин
Для компрессоров холодильных машин
(ГОСТ 5546—59) предусмотрены три марки
масел: ХА для аммиачных бескрейцкопф-
ных и цилиндров компрессоров
двойного действия, ХФ-12 для машин,
работающих на фреоне-12 и ХФ-22—на фреоне-22.
Масло марки ХА равноценно маслу марки
«Фригус».
Для смазки аммиачных бескрейцкопф-
ных компрессоров используют также
масла Индустриальное 12 (ГОСТ 1707— 51) и
Веретенное АУ (ГОСТ 1642—50).
Смазка механизма движения
компрессоров двойного действия осуществляется
маслом (ГОСТ 1707—51) марки
Индустриальное 50 (Машинное СУ).
Для компрессоров, работающих на
фреоне-22, рекомендуется [29] применять
синтетическое масло из бутилового эфира
поликремневой кислоты. Это масло в
растворе с фреоном-22 не имеет зоны
несмесимости и не разделяется на два слоя,
обладает весьма низкой температурой застыва-

252
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
ния, стабильно и химически инертно, при недостаточно для промышленного примене-
понижении температуры его вязкость по- ния.
вышается незначительно. Однако свойства Основные свойства смазочных масел
синтетических смазочных масел изучены приведены в табл. 18
Таблица 1&
Свойства смазочных масел (ГОСТ 1707—51, ГОСТ 5546-59)
Показатели
Индустри-]
альное 12

Индустриальное 50
ХА
ХФ-12
ХФ-22
Методы
испытаний
Вязкость кинематическая
при 50°С, ест
Вязкость условная при
50°С, °Е
Температура вспышки в
открытом тигле, не
ниже, °С
Температура застывания, не
выше, °С
Температура помутнения в
смеси с ф-12, не выше, °С
Цвет по стеклу № 2, не
менее, мм
Кислотное число мг КОН на
1 г масла, не более ....
Стабильность. Осадок после
окисления, не более, % .
Стабильность. Кислотное
число после окисления,
не более
Испытание на коррозию . .
10-14
1,86-2,26
165
-30
42-58
5,76-7,86
200
-20
11,5-14,5
160
-40
-
-
0,14
-
>18
160
- 40
-28
25
0,03
0,005

Выдерживает
0,05

Выдерживает
24,5 -28,4
3,5-4
125
-58
— 76
0,05

Выдерживает
ГОСТ 33—53
ГОСТ 6258—52
ГОСТ 4333—48
ГОСТ 1533—42
ГОСТ 5546—59
ГОСТ 2667—52
ГОСТ 5985-51
ГОСТ 981—55
(Изменения по
ГОСТ 5546—59)
То же
ГОСТ 2917—45
(пластинки из
меди М2)
МАТЕРИАЛЫ
Материалы, применяемые для
изготовления компрессоров, аппаратов и
трубопроводов холодильных машин, должны
быть инертны к холодильным агентам.
Теплообменную аппаратуру —
конденсаторы, испарители, воздухоохладители,
теплообменники, соприкасающиеся с
пресной или морской водой, влажным воздухом
и теплоносителями, — выполняют из
материалов, имеющих достаточную
коррозийную стойкость в отношении этих
сред. Материалы для испарителей и
воздухоохладителей, работающих при
температурах ниже — 30°С, не должны
подвергаться структурным необратимым
изменениям и должны сохранять свою
прочность при низких температурах.
Все холодильные агенты, кроме
аммиака, при отсутствии в них влаги инертны к
черным и цветным металлам.
Аммиак инертен к черным металлам,
агрессивен к меди и медным сплавам.
Однако для деталей, подверженных
интенсивной смазке (верхние втулки шатунов,
;уплотнительные кольца сальников), при
отсутствии влаги в аммиаке допускается
применение высокооловянистых
фосфористых бронз (ОФ-10—1 или ОФ-6,5— 0,15).
Фреоны-12,-22,-142и-13 инертны к
черным и цветным металлам, однако в
присутствии влаги могут способствовать переносу
медина стальные детали в местах
значительного трения и нагрева. При омеднении
рабочих поверхностей поршней возможны
задиры вследствие уменьшения зазора между
поршнем и цилиндром.
Фреон-142 при значительном
содержании влаги и высокой температуре стенок
картера и цилиндров компрессора
может вызывать сильную коррозию деталей
вследствие образования соляной кислоты.
Стальные детали холодильных машин,
заряженных фреоном-11 (вакуум на
стороне низкого давления), подвергаются
коррозии вследствие подсасывания через
неплотности влажного воздуха и отсутствия
масляной пленки на стенках,
соприкасающихся с агентом. Рекомендуется
поверхности стальных деталей
турбокомпрессоров (колеса, валы, думмисы и др.), у
которых пар проходит с большими
скоростями, освинцовывать.

МАТЕРИАЛЫ
253
Для длительной и надежной работы
машин (без коррозии и разрушения
металлов) необходим не только
соответствующий подбор металлов, но и тщательная
осушка холодильной машины, агентов и
масла.
Теплообменную аппаратуру,
соприкасающуюся с пресной водой, при отсутствии
доступа воздуха (кожухотрубные
конденсаторы и испарители) обычно выполняют
из черных металлов (углеродистая сталь
и чугун). Эти аппараты при достаточной
толщине стенок теплообменных труб B,5—
3 мм) работают 10—15 лет. Применение
легированных сталей и цветных сплавов
в этом случае не целесообразно в связи
с высокой их стоимостью.
Теплообменную аппаратуру аммиачных
холодильных машин, соприкасающуюся
с морской водой (в основном конденсаторы),
изготовляют также из черных металлов
(углеродистая сталь и чугун). При этом
увеличивают толщину стенок
теплообменных труб (до 3,5-т-4 мм) и применяют
цинковые протекторы. Отношение поверхностей
протектора и элементов аппарата, сопри-
касающихся с морской водой, ~^ = ~- -±~
1 г an 50
^Тоо-
Протекторами защищают также
водяные рубашки компрессоров, охлаждаемые
морской водой.
Теплообменные аппараты фреоновых
холодильных машин, в которых используется
морская вода, при выполнении
теплообменных труб, решеток, крышек из меди и
медных сплавов (бронза и латунь)
достаточно стойки к коррозии. При
скорости воды не более 1,5 м/сек аппараты
работают до 10 лет, при большей скорости
рекомендуются медно-никелевые сплавы
(мельхиор МН-70-30 или МНЖ5-1).
Во фреоновых рассольных
испарителях со стальными решетками и медными
теплообменными трубами необходима
установка цинковых протекторов.
В воздухоохладителях, где происходит
выпадение влаги или инея, для стальных
теплообменных поверхностей,
соприкасающихся с воздухом, применяют
цинкование, а для медных или латунных — лужение
третником (ПОС-30). Если
воздухоохладители работают при температурах ниже
—20° С, лужение чистым оловом
недопустимо.
Лучшей антикоррозийной защитой
воздухоохладителей, изготовленных из меди
или медных сплавов, является кадмирова-
ние. Для труб, ребер, каплеуловителей
и кожухов воздухоохладителей иногда
применяют нержавеющие титанистые
стали, не требующие защитных покрытий.
Теплообменные аппараты, работающие
при температурах до —30°С, выполняют
из углеродистых сталей спокойной плавки
(ГОСТ 380—57); при температурах от
—40 до —80°С допускается применение
углеродистых качественных
машиностроительных сталей — ГОСТ 1050—57 (Ст.
10, Ст. 20 и др.), так как в аммиачных и
фреоновых (ф-12 и ф-22) машинах при
температуре кипения ниже —40°С эти
аппараты находятся под давлением менее 1 ата
(вакуум).
Воздухоохладители или испарители,
работающие при температурах ниже —80°С,
рекомендуется выполнять из меди М-3
или нержавеющей стали 1 Х18Н9Т.
Материалы, наиболее часто применяемые в
холодильных машинах, аппаратах и
трубопроводах, приведены в табл. 19—27.
Таблица 19
Черные металлы для литых деталей
Наименование
Чугун серый
СЧ12-28
Чугун серый
СЧ15-32
Чугун серый
СЧ18-36
ГОСТ
1412—54
1412—54
1412—54
Твердость по Бри-
нелю Hjg
143—229
163—229
170-22:*
Применение
Детали, работающие без давления:
маховички арматуры, кронштейны и др.
Детали, работающие под давлением до
6 кг /см2: водяные крышки
конденсаторов и испарителей, корпуса водяной и
рассольной арматуры
Детали, работающие под давлением
холодильного агента и корпусные: станины,
рамы, картеры, блоккартеры
(добавляется 1—2% никеля) и их крышки,
поршни малооборотных горизонтальных
машин.
Маховики с окружной скоростью до 15 м /сёк

254
НОМ ПРЕСС ИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Продолжение
Наименование
! Чугун серый
СЧ21-40
Чугун серый
СЧ24-44
Сталь литая 15Л
или 20Л
Ковкий чугун
КЧЗЗ-8
ГОСТ
1412-54
1412-54
Твердость по Бри-
нелю Я r
!
180-241
180-241
977-58 -
1215-41
Не более 149
Применение
Детали ответственные, подвергающиеся
износу и работающие под высоким
давлением: цилиндры и поршни (с
присадкой 1—2% никеля) бескрейцкопфных
компрессоров со средней скоростью
поршня до 3,0 ./и/сея, муфты и маховики
с окружными скоростями до 25 At/сек,
противовесы
Наиболее ответственные детали,
подвергающиеся износам: поршни, цилиндры,
цилиндровые гильзы высокооборотных
компрессоров (средняя скорость поршня
до 4 ль/сек), муфты, корпуса
турбокомпрессоров (с присадкой 1—2% никеля)
Крейцкопфы крупных компрессоров
Корпуса и крышки аммиачных и
фреоновых вентилей проходом более 20 мм
Таблица 20
Стали углеродистые
Марка
Ст. 2
(спокойной
плавки)
Ст. 3
(спокойной
плавки)
Ст. 4
(спокойной
плавки)
Ст. 10
ГОСТ
380-57
380-57
380-57
1050-57
Вид заготовки
Лист
Труба
ГОСТ 8734—58
Лист
Профильный прокат
Пруток
Лист
Пруток
Поковка
Лист
Пруток
Труба
(ГОСТ 8734—58)
Применение
Обечайки, крышки, днища, фланцы
Теплообменные трубы
Обечайки, крышки, днища, фланцы кожу-
хотрубных конденсаторов и испарителей
Рамы и каркасы компрессорных и
аппаратных агрегатов
Гайки неответственные, буксы, грунд-бук-
сы, ниппели, накидные гайки
трубопроводов |
Обечайки испарителей (t0 >* — 30°)
Решетки кожухотрубных конденсаторов
и испарителей с развальцовкой труб
Шпильки и болты неответственные,
штуцеры резьбовые трубопроводов
Неответственные и нетермообрабатывае-
мые детали компрессоров и аппаратов:
фланцы, корпусы арматуры
Шайбы подкладные и контрящие
Шплинты разводные
Трубы теплообменных аппаратов и
обечайки из труб до ф 426 мм
Трубы аммиачных конденсаторов, в
которых используется морская вода (о =
= 3,5 -J- 4 мм), ГОСТ 5654 — 51

МАТЕРИАЛЫ
255
Продолжение
Марка
Ст. 20
(цементируемая)
Ст. 35
(улучшаемая)
Ст. 40
(твердость
187—214 НБ)
Ст. 45
(твердость
197—229 НБ)
(калящаяся)
Ст. 65Г
(марганцовистая
рессорная,
твердость
229—269 НБ)
Проволока
пружинная класса П.
То же, класса В
60С2
А12 автоматная
1 {.твердость
167—217 НБ)
ГОСТ
1050-57
1050—57
1050-57
1050—57
1050—57
5047-49
2052—53
1414-54
Вид заготовки
Лист
Пруток
Поковка,
штамповка
Лист
Пруток
Поковка
Лист
Пруток
Поковка,
штамповка
Лист
Проволока до 0
8 мм
Проволока ф свыше
8 мм
Пруток
Применение
Обечайки кошухотрубных испарителей
(t0 от —40 до — 80°С, рабочие давления
нише 1 ата)
Решетки теплообменных аппаратов,
фланцы трубопроводов для холодильного
агента, крышки, решетки аммиачных
конденсаторов, охлаждаемых морской
водой
Гайки ответственные, накидные (для
компрессоров), цементируемые детали:
валики масляных насосов, шестерни
привода насосов
Противовесы, маховики и шкивы малых
машин с числом оборотов более 1000
в минуту 1
Розетки клапанов, доски клапанов,
шпильки и болты компрессоров I
Ответственные штуцеры, шпиндели
вентилей запорных
Шатуны, коленчатые валы горизонтальных
компрессоров
Седла клапанов, ложные крышки !
Гайки корончатые для шатунных болтов,
противовесов; болты, винты, шпиндели
вентилей (термообрабатываемые),
клапаны и седла предохранительных
клапанов, шпонки
Коленчатые валы, валы
турбокомпрессоров, штоки, шестерни и поводки
масляных насосов, пальцы поршня
Мембраны сальников уплотнения
Пружины клапанов всасывающих и
нагнетательных, пружины сальников
Буферные пружины ложных крышек
Поршни, валы коленчатые и
эксцентриковые герметичных компрессоров с
диаметром цилиндра не более 50 мм
1
Таблица 21
Стали легированные
Марка
15Х
| 20Х
(хромистая,
твердость 179 НБ)
цементируемая
38ХА
40Х
| (хромистая, твер-
j дость 217 НБ)
калящаяся
ЗОХГСА (хромо-
кремнемарганцовая)
1 термообрабатываемая
ГОСТ
4543-57
4543-57
4543—57
Вид заготовки
Пруток
Пруток
Лист
Применение
Пальцы поршня, пальцы крейцкопфов,
подвижные кольца сальников
Болты шатунов и противовесов I
Пластины кольцевых клапанов

256
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Продолжение
Марка
70С2Х
У10А
Х9С2 (хромокрем-
нистая) калящаяся
1Х18Н9Т (хромони-
келетитановая)
нержавеющая
кислотостойкая
35ХГСА (хромо-
1 кремнемарганцовая)
илиЗОХГСНА (хромо-
никелекремнемарган-
цовая) термообраба-
тываемая
Х18Н12МЗТ
(хромоникелемолиб-
денотитановая)
ГОСТ
2052-53
1435—54
5632—51
5632—51
4543-57
5632—51
Вид заготовки
Лента
холоднотянутая, пружинная,
светлая, термо-
обработанная
ГОСТ 2283—57
Пруток
Лист
Трубы
Поковка
Лист
Применение
Пластины полосовых и пятачковых
клапанов !
Подвижные кольца сальников малых
компрессоров
Ребра, кожухи, вентиляторы
воздухоохладителей, работающих с
периодическим образованием влаги и инея; крышки
обечайки, решетки и трубы испарителей
и теплообменников, работающих при
температурах ниже — 80°С. Мембраны
вентилей и приборов автоматики
Сильфоны; детали теплообменных
аппаратов для охлаждения пищевых
продуктов
Колеса и покрывающие диски колес тур-
бокомпрессоров
Водяные камеры, крышки, трубы для
особо ответственных конструкций
аппаратов, соприкасающихся с морской
водой j
Таблица 22
Цветные металлы
Наименование
Медь МЗ
Медь МЗС
ГОСТ
859-41
Вид заготовки
Лист
Трубы
ГОСТ 617-53
Лист
Трубы
ГОСТ 617—53
Применение
Аппаратура фреоновых холодильных
машин (t0 <^ — 100°)
Гладкие и накатные трубы фреоновых
теплообменных аппаратов, трубопроводы
фреоновые до условного диаметра 20 мм
Водяные камеры и крышки пароэжектор-
ных машин, ванны льдогенераторов и
другая аппаратура, соприкасающаяся
с морской водой
Трубы теплообменные фреоновых
конденсаторов, испарителей и
воздухоохладителей (скорость морской воды не более
1,5 м)сек) |

МАТЕРИАЛЫ
257
Продолжение
Наименование
Латунь Л62
| Латунь Л062—1
Полутомпак Л80
Томпак Л90
Мельхиор МН70 30
Бронза
ОЦСНЗ—7—5—1
Бронза
ОЦС4—4—2,5
Бронза
ОФ6,5—0,15
(твердость
804-120 НБ)
Бронза
АЖН10—4—4
Баббит Б83
| (ОЛОВЯННЫЙ)
!
Баббит Б16
(свинцовый)
Баббит БН
(свинцово-никелевый)
Цинк Ц2
гост
1019-47
2208-49
1019-47
1019-47
1019-47
492—52
613—50
5017—49
5017-49
-
1320-55
1320-55
1320—55
3640—47
Вид заготовки
Пруток
Лист
Лента нагартован-
ная, полутвердая
Пруток
Лист, труба
Пруток
Лист, труба
Литье
Литье прутковое,
втулочное
Литье прутковое,
втулочное,
уплотненное
Литье
Литье
Литье
Литье
Лист, пруток
Применение
Штуцеры, накидные гайки фреоновых
трубопроводов
Кожухи, каплеотделители
воздухоохладителей
Ребра воздухоохладителей и конденсаторов
с воздушным охлаждением фреоновых
машин
Штуцерные соединения, трубные решетки,
фланцы трубопроводов для морской
воды при скоростях воды до 1,5 Mjcen
Сильфоны
Штуцерные соединения, фланцы
трубопроводов для морской воды при
скоростях воды более 1,5 м/сек
Кожухи и стенкрг воздухоохладителей,
крышки, трубы конденсаторов и
испарителей, коллекторы, в которых
используется морская вода (скорость
более 2 Mjcen) |
Водяные крышки конденсаторов и
испарителей, корпуса арматуры для морской
воды
Втулки неответственных подшипников
водяных и рассольных насосов
Втулки ответственных подшипников —
верхних головок шатунов и коренных
подшипников малых компрессоров,
кольца трения сальников компрессоров
Шатуны малых компрессоров с
эксцентриковым валом
Заливка шатунных подшипников
быстроходных компрессоров (kMaKc^2b кг/см2)
Заливка коренных и шатунных
подшипников (kMaKC < 20 mjcAt2), поясков
поршней и крейцкопфов
Тонкостенные покрытия стальных
вкладышей коренных и шатунных подшипников
быстроходных компрессоров |
Протекторы f
9 Энциклопед. справочник, кн. 1

258
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Таблица 23
Припои
Наименование
Оловянно-свинцовый
ПОС-18, мягкий
Оловянно-свинцовый
ПОС-30 (третник),
мягкий
Медно-цинковый
ПМЦ-54, твердый
Медно-фосфористый
МФ-1, твердый
Серебряный ПСр45,
твердый
ГОСТ
или ТУ
ГОСТ
1499—54
ГОСТ
1499-54
ГОСТ
1534—42
ВТУ
ГОСТ
8190-56
Температура
плавления, °С
277
256
885
860
Применение
Стальные, латунные и медные детали,
если не требуется спая особой прочности
Стальные, медные, бронзовые и латунные
детали, для которых необходима
прочная пайка, не работающие под
давлением холодильного агента; сетки в
фильтрах и грязевиках, наружные кожухи,
обоймы, льдоформы
Стальные, бронзовые, медные, латунные
узлы и детали, работающие под
давлением холодильных агентов
Медные трубы с калачами, медные детали
с латунными; пайка без флюсов
720 Мельхиор,медь и латунь, пайка без флюсов
Таблица 24
Прокладочные и уплотнительные материалы
Материал
Паронит
Набивка асбестовая ма-
сло-бензостойкая для
сальников
Набивка
хлопчатобумажная, пропитанная, для
сальников
Резина группы 3, марок
3109 и 3063
Резина группы 6, марок
1847 и 2959
Шланги дюритовые
Графит марки 15ЕС и
6ЕС (с пропиткой
свинцом)
ГОСТ или ТУ
ГОСТ 481-58
ГОСТ 5152—55
ГОСТ 5152—55
ТУ МХП 1166—58
ТУ МХП 1166—58
ГОСТ 2299—43
ВТУ
Московского электродного
завода
Вид заготовки
Лист
Квадратный
шнур
Квадратный
шнур
Листовая и
формовочная
Листовая,
профильная,
формовочная
Шланги
Прутки, втулки
Применение
Уплотнение разъемных соединений,
работающих под давлением фрео-
нов (толщина 0,3-^-0,5 мм) и
аммиака (толщина 1-J-2 мм);
давление до 50 кг/см2, температура
до 450°С
Сальники аммиачных вентилей;
давление среды не более 30 кг\см2,
температура до 300°С
Сальники аммиачных вентилей;
давление среды до 200 кг 1см2,
температура до 100°С
Прокладки толщиной 0,3—0,5 мм,
кольца сальников компрессоров,
кольца предохранительных
клапанов; масло-бензостойкие, фрео-
но-аммиакостойкие для
интервала температур от—30° до +130°С
Уплотнение термо- и
термобарокамер прокладками и фасонными
профилями. Морозостойкая,
работающая в среде воды, воздуха,
спирто-глицериновых смесей в
интервале температур от —50° до
+ 80°С
Эластичные соединения фреоновых
трубопроводов (масло-фреоностой-
кие) для транспорта; диаметр в
свету 4 —• 54 мм, толщина стенок
соответственно 4 —• 7,5 мм,
давление до 13 к* 1см*, интервал
температур от —30° до 130°С
Подвижные и неподвижные кольца
трения сальников аммиачных и
фреоновых компрессоров

МАТЕРИАЛЫ
259
Таблица 25
Материал
Сетка проволочная
стальная
Сетка проволочная
фосфористой бронзы
Ткань асбестовая АТ2
Замша
Алюмогель
Силикагель ШСМ
Фильтрующие материалы, сетки
ГОСТ
3826—47
3584—53
6102—52
3717-47
3956—54
Вид заготовки
От № 056
до № 04
От № 008 до № 004
Ткань с миткалевым
переплетением
Лист
Трубки или шарики
твердые белого
цвета размером не
менее 4 мм
Зерна твердые
стекловидные
пористого строения
размером 5-^-3,5 мм
и осушители
Применение
Грязеуловители на всасывающих
линиях, заборные фильтры масляных
насосов и жидкостные аммиачные
фильтры (сторона ячейки в свету от
0,56 до 0,4 мм)
Фильтрование жидкого фреона
(сторона ячейки в свету 0,08—0,04 лим)
перед автоматическими приборами
Фильтрование жидкого фреона в
малых и средних машинах
Фильтрование жидкого фреона в малых
машинах холодопроизводительностью
до 1000 ккал/час
Осушка влаги во фреоновых машинах;
заполняются осушители
Осушка влаги во фреоновых машинах;
заполняются осушители
Таблица 26
Наименование
Аммиак жидкий
синтетический
ф-11
ф-142
ф-12
ф-12
ф-22
ф-143
ф-13
Холодильные агенты
ГОСТ или ТУ
ГОСТ 6221-52
ВТУ МХП
ВТУ МХП П25—57
ГОСТ 8501-57
ТУ МХП 3084—52 1
ГОСТ 8502—57
ВТУ ГКХ П54-58 |
ВТУ МХП
ЕУ-47—54
промышленные (общего назначения)
Содержание
влаги,
не более,
весовые %
0,2
—
0,004
0,0006
0,0025
0,0025
0,004
0,002
Окраска баллонов
Желтая; надпись черная, полос нет
Алюминиевая; надпись черная, одна
полоса синего цвета
Алюминиевая, надпись черная, две синие
полосы
Алюминиевая; надпись черная, полос нет
Алюминиевая; надпись черная, полос нет
Алюминиевая; надпись черная, две
желтые полосы
Алюминиевая; надпись черная, три
желтые полосы
Алюминиевая; надпись черная, три
красные полосы
Примечание. Поставка в баллонах по ГОСТ 949—57 тип «100».
Теплоносители промышленные
Таблица 27
Наименование
Натрий хлористый
Кальций хлористый
Антифриз 40
Антифриз 60
ф-30
(Метиленхлорид)
Спирт этиловый
сырец
ГОСТ или ТУ
ГОСТ 153—57
ГОСТ 450—58
ГОСТ 159—52
ГОСТ 159—52
ТУ МХП
3105-52
ГОСТ 131—51
Состояние
при поставке
Соль
(поваренная)
Соль
Жидкость
Жидкость
Жидкость
Жидкость
Область применения
Водный раствор при температурах до
—21,2°С; удельный вес от 1 до 1,17,
в зависимости от концентрации
Водный раствор при температурах до
—55°С; удельный вес от 1 до 1,29,в
зависимости от концентрации
При температурах до —40°С; удельный
вес 1,09
При температурах до —60°С; удельный
вес 1,09
При температурах до —95°С;
поставляется в металлических бочках
(НКТП 8889/2078), надпись синяя,
полос нет
При температурах до —110°С; удельный
вес 0,99

АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
Общие сведения
К основным теплообменным аппаратам
относятся конденсаторы и испарители,
а также конденсаторы-испарители
каскадных холодильных машин.
В конденсаторах нагнетаемые
компрессором пары холодильного агента
охлаждаются, сжижаются, и жидкость
незначительно переохлаждается. Охлаждение
производится воздухом или водой, либо
одновременно обоими веществами. Температура
конденсации выше температуры
охлаждающей среды. В присутствии воздуха
или иных неконденсируемых газов
давление в конденсаторе выше давления
насыщения на величину парциального давления
газов.
В испарителях происходит кипение
холодильного агента, поступающего от
регулирующего вентиля в виде парожидкост-
ной смеси, и обычно незначительный
перегрев пара. Температура кипения на
поверхности раздела фаз соответствует давлению
пара, а температура кипения под уровнем
жидкости — сумме давления пара и
гидростатического напора жидкости (табл. 1).
Таблица 1
Повышение температуры кипения
на глубине 1 м

Холодильный агент
Аммиак .
ф-22 . . .
ф-12 . . .
| ф-142 . .
Температура кипения на
поверхности, °С
+10
0,3
0,55
1,1
1,5
-10
0,4
0,95
1,7
2,8
-30
1,1
1,8
3,3
5,5
-50
2,6
4,0
6,5
—60
4,5
5,8
9,3
-70
6,6
8,75
13,5
-80
13,0
В змеевиковых испарителях происходит
потеря напора вдоль змеевика, поэтому
температура кипения в начале змеевика
выше, чем в конце.
Температура кипения ниже
температуры охлаждаемой в испарителе среды.
Разница между количеством тепла,
отнимаемого от холодильного агента или
сообщаемого ему Q6v, и количеством тепла,
передаваемого охлаждающей среде в
конденсаторе или отнимаемого от
охлаждаемой среды в испарргтеле Qnm, вызывается
рассеиванием части тепла конденсации или
вредным теплопритоком в испаритель. В
конденсаторах этой разницей
пренебрегают и в расчете используют Q^, что дает
некоторый запас производительности
аппарата
QK = QlP = Ga(ilKd--i2Kd) ккал/час. A)
В испарителях
q6v = Ga(i2u — ilu) ккал/час, B)
а
Qnm -—Q^.Cg (?^ — js2) ккал/час. C)
Теплопередающую поверхность
испарителя определяют по Q^p — если вредный
теплоприток извне нагревает охлаждаемую
в аппарате среду и по Q"m— если тепло-
приток извне передается непосредственно
холодильному агенту.
Основные теплообменные аппараты
следует подвергать после изготовления
пробе давлением.
Пробные давления инертным газом
после монтажа не отличаются от давлений
воздухом после изготовления.

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕИНЫЕ АППАРАТЫ
261

Холодильный агент
Аммиак,
ф-22
ф-12, ф-142
Конденсаторы


влическое ,
amu
23
19


душное,
amu
18
15
Испарители


влическое,
amu
19
13
воз- 1

душное,
amu
15 i
10
дела «Основы теплопередачи», или
экспериментально.
Если толщина стенки труб аппарата
мала по сравнению с их диаметром, при-
F„ntn
= 1; расчет при этом следует
нимают
нар
Теплообменные аппараты должны быть
снабжены предохранительными
клапанами в соответствии с действующими
правилами техники безопасности и органов
государственной инспекции.
Тепловой расчет
Тепловой расчет можно производить
по внутренней или наружной поверхности
труб
Q — ^вн ^вн® ~ кнар FHap 0 ккал/час, D)
F„„„
ккал/м2 час °С.
вести по поверхности, у которой а меньше.
Интенсивность теплообмена и
конструкция аппарата характеризуются удельным
теплосъемом.
Q
qF—-=r- ккал/м-час, F)
4f определяют обычно графоаналитическим
расчетом [1,2].
Метод расчета конденсатора, в котором
конденсация происходит на наружной
поверхности трубы, показан на рис. 1, а.
Из точки на оси абсцисс, соответствующей
tK, проводят кривую 1:
<1ре
F ,
yM(tK — t)s/i ккал/мРчас, G)
"вн пар р
вН
При подсчете 6 в конденсаторах
принимают температуру холодильного агента
равной tn.
где М находят по уравнениям (83) и (86)
см. «Основы теплообмена».
ккал/м- час °С. (8)
Рис. 1. Графоаналитический расчет основных теплообменных аппаратов:
а — конденсатора; б — испарителя; в — конденсатора-испарителя каскадной
холодильной машины
Коэффициент теплопередачи
определяет из соотношения
1 /;
;- + (-
Fa]
фа F
• нар х нар
'** нар
м2час °С/ккал. E)
Коэффициент ф учитывает термическое
сопротивление стенки трубы и ребер. При
гладких трубах можно пренебречь
термическим сопротивлением стенки и принять
9=1. В случае низких накатных ребер
также принимают ф = 1. Коэффициент ф
ори тонких высоких ребрах можно
определить расчетом, используя данные раз-
Из точки на оси абсцисс,
соответствующей tw , проводят прямую 2:
*F
вн '
г — t
Wm
F
А Ыар F
ккал/м2 час.
(9)
По точке пересечения кривой и прямой
находят искомое значение теплосъема qF(tn-
При увеличении отношения FHap/FeH
теплосъем возрастает (линии V и 2').
На рис. 1, б показан расчет
испарителя, в котором кипение происходит на
внешней поверхности труб. Из точки, соответ-

262
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ствующей температуре t0, проводят
кривую 1:
1 1
?Fe
, = 91-niV
1—n
X
X (t — t0I n ккал/м2 час.
A0)
Значения N и п находят по уравнениям
G5—79) и (80—82), см. «Основы
теплообмена».
a = N q ?н ккал'м* час °С. A1)
Если кипение происходит на наружной
1
поверхности трубы, то п = 0,7 и =
= 3,33.
Из точки, соответствующей ts ,
проводят прямую 2:
^Fen —
+
А Jen \ X Jnap J?
ккал/м* час.
С пар,
увеличением - f
A2)
По точке пересечения кривой и прямой
можно определить теплосъем по внутренней
поверхности.
-^(линии Г и 2') qFen
вп
возрастает.
Расчет конденсатора-испарителя
каскадной холодильной машины приведен на
рис. 1, в. Здесь принято, что конденсация
происходит снаружи, а кипение внутри
труб.
Термическое сопротивление
внутренних загрязнений условно добавлено к
термическому сопротивлению со стороны
конденсирующегося агента.
Из точки на оси абсцисс,
соответствующей t0, проводят кривую 1:
1 1
— N 1 — n (f *л{
~п ккал'м*час. A3)
Ярвн = Л'~ "(* —*е)
Из точки, соответствующей tK, проводят
кривую 2:
tn~t
<lF6n— "
(^-О1^ Fm
>М
F„
пар ?Р
Применение труб с большим отношением
наружной поверхности к внутренней
особенно целесообразно при низких значениях
апар (Фреоновые аппараты) и при высоком
термическом^ сопротивлении загрязнений
на наружной поверхности трубы
(аммиачные аппараты) [3].
Примерные значения г- в м2час °С/ккал:
со стороны аммиака в конденсаторах . . 0,5.10~з
» » » » испарителях . . .0,7.10-3
» » фреонов (трубы стальные) . .0,1.10-3
» » воды 0,1.10~з
» » рассола 0,3.10~з
В конденсаторах для эффективной
работы необходимо обеспечить удаление
жидкого холодильного агента с тепл опере да го-
щей поверхности, а в испарителях —
хорошее смачивание стенки трубы жидким
агентом и его интенсивное движение у
поверхности.
Гидравлический расчет
При гидравлическом расчете
определяют длину аппарата, число ходов
теплоносителя, потерю напора и мощность,
подведенную к насосу для преодоления
сопротивления аппарата.
Приведенный ниже расчет относится
к кожухотрубным конденсаторам и
испарителям [2].
Количества тепла, переданного через
теплопе ре дающую поверхность и
воспринятого теплоносителем, равны, отсюда
3600«;ctA*s ni
-Кг
(Щ
У Fen йвп
где Ктр— безразмерный критерий,
характеризующий геометрические
размеры аппарата и потерю
напора;
п — число ходов;
I — длина одной трз^бы.
При расчете нового аппарата
определяют длину пути теплоносителя
nl =
_ 1™ К
тр~
deH 3600 wc yA ts
м. A6)
После этого выбирают п и I. Число
ходов должно быть четным.
Общее число труб в аппарате
Q
*den lVf
Значение К„
5000.
*вп "*Fen
не должно
превышать
В аппаратах с
трубами малого
- ккал/м час. A4) диаметра число
ходов мало, а число
труб в ходе
велико.
Потеря напора теплоносителя в аппарате
Д/>=(х+1,8^)^
WJ
= [Х + 1,8-=L5,9
Vf*
ш3 кг/м2, A7)

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
263
где X — коэффициент трения, зависящий
от шероховатости трубы и числа Рейнольд-
л о вН
са; слагаемым 1,8-.— учитывается потеря
напора в местных сопротивлениях [2].
Напор, по которому подбирают
центробежные насосы,
Я = — == (\ +1,8 -—-) 45,9 X
X
с -уД t^
VFe
A8)
Мощность, подводимая к насосу для
преодоления потери напора в аппарате,
ЬР ¦ G
N 36,72 • 10* TW
; 1,25 (Ч-1,8 ^L) Q 4J
w* кет. A9)
большую теплопроводность даже при
низких температурах. Таковы, например, ди-
хлорметан или фреон-30.
Конденсаторы
Конденсаторы охлаждаются:
водой (горизонтальные кожухотрубные,
кожухозмеевиковые, элементные,
вертикальные кожухотрубные и двухтрубные);
?jl
Qo
1.6
/А
1.2
Отношение мощности N к количеству
переданного в аппарате тепла
N . ._ (. . d„
1.0
^2
1
I
¦70 -60 -50 -40 -JO -20
40
0 t°C
1,25 X +1,8-
l
X
Ю4
^Fen \
¦ wz квт-ч/ккал. B0)
Это отношение учитывают при технико-
экономическом сравнении аппаратов.
п нкалк
"к час
Рис. 2. Отношение тепловой нагрузки
конденсатора и испарителя холодильных машин: 2 —
одноступенчатых, 2 — двухступенчатых
воздухом при свободной конвекции
или при побудительном движении;
воздухом с одновременным орошением
водой, испаряющейся на поверхности
конденсатора.
п киал\
Чн vac
1'ис. 3. Характеристики конденсатора: а — при различных температурах и расходах воды; б — <
мещенные с характеристиками компрессора
АР и N пропорциональны скорости в
третьей степени, следовательно, повышение
скорости вызывает резкое увеличение
расхода энергии, а в испарителе, кроме того,
затрату холода на компенсацию теплового
эквивалента работы насоса. При расчете
кожухотрубных аппаратов не следует
задаваться чрезмерно высокой скоростью
теплоносителя.
Для снижения расхода энергии в
насосе, обслуживающем испаритель,
теплоносители должны иметь малую вязкость и
Тепловая нагрузка конденсатора
Qk = &W * CW^W2 lW\) ==
= kFQ^Ga(i iKd—12кд) ккал/час, B1)
больше тепловой нагрузки испарителя.
Примерные значения ^~ приведены на
VO
рис. 2.
Характеристики. Характеристики
конденсаторов — зависимость между величина-
ми Ктг» ^,„1 Qk и *>к — показаны на рис. 3, а.

Рис. 4. Кожухотрубный аммиачный конденсатор 100-КТГ, поверхностью 100 м?, завода «Компрессор»
Рис. 5, Кожухотрубный фреоновый конденсатор с оребренными трубами, наружной поверхностью 75 м%, завода
«Компрессор»

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
265
Кривые, выходящие из одной точки
(например, 3), соответствуют одной и той же
tw , а каждая кривая пучка — одному
значению Gw. Чем выше Gw, тем выше
расположена кривая на графике. Пучок кривых,
выходящих из точки 4, соответствует
другому значению tw . По трем заданным
величинам можно найти четвертую (на рис. 3, а
показано стрелками). При прочих равных
условиях с увеличением Qkvl tWi и
уменьшением Gw повышается tK. По наклону
прямой 1—2 определяется значение kF
конденсатора
где тир —масштабы по
осям.
Если конденсатор
предназначен для
определенного компрессора,
например при
компоновке агрегата на заводе-
изготовителе, величина
Qn зависит от
температуры кипения, при
которой работает агрегат. На
рис. 3, б линии tK = const
соответствуют нагрузке
конденсатора в
зависимости от tn
(характеристики компрессора по нагнетанию). В
данном случае величины t0t Gw и twl
определяют значения QK и tn (показано на
рис. 3, б стрелками).
Горизонтальные кожухотрубные и ко-
жухозмеевиковые конденсаторы.
Конденсатор этого типа состоит из
горизонтального кожуха и трубной системы. В трубах
протекает охлаждающая вода, а на их
внешней поверхности конденсируется
холодильный агент.
Конденсаторы этого типа
устанавливают в холодильных машинах
производительностью от 700 ккал/час, в которых
применяют агенты низкого и среднего
давлений.
В кожухотрубных конденсаторах трубы
закреплены в двух трубных решетках
(рис. 4 и 5). Вода протекает
последовательно по нескольким ходам (группам труб)
для повышения ее скорости и коэффициента
теплопередачи. В табл. 2. приведены
размеры конденсаторов с трубами диаметром
25 X 3 мм.
В кожухозмеевиковых конденсаторах
трубы укреплены в одной решетке,
установленной в торце кожуха. Иногда для
распределения воды по трубам применяют
внутренние коллекторы. Трубы прямые
с калачами на концах или свитые в
змеевики. Такие конденсаторы следует
применять только при чистой воде.
Трубы конденсаторов гладкие или
оребренные снаружи. Чаще всего
применяют трубы с накатными ребрами и
отношением наружной поверхности к
внутренней около 3,5 (рис. 6). В
кожухозмеевиковых конденсаторах используют также
трубы с навитыми и пластинчатыми ребрами.
В кожухотрубных аммиачных
конденсаторах с гладкими стальными трубами
при 0 — 5-5-6° теплосъем qFen = 4000 f-4500
ккал/м2 час.
Во фреоновых конденсаторах с медными
оребренными трубами значение qFen
достигает 10 000 ккал/м2 час. Скорость воды
в трубах обычно принимают 1,5-f- 2 м/сек.
Т а б л и и а 2
Аммиачные горизонтальные кожухотрубные
конденсаторы завода «Компрессор», нормаль
Н-136-59 (заменяет нормаль Н-136-57)
Марка
1 20КТГ
25КТГ
32КТГ
40КТГ
50КТГ
65КТГ
90КТГ
110КТГ
140КТГ
180КТГ
250КТГ
ЗООКТГ
3
20
25
32
40
50
65
90
110
140
180
250
300
Кожух
=1
500
500
500
600
600
600
800
800
1000
1000
1200
1200
3
4
2900
3400
4400
3520
4520
5520
4670
5670
4760
5760
5860
6860
Число труб
144
144
144
216
216
216
386
386
614
614
870
870
Штуцеры, мм

всасывающий
50
50
50
70
70
80
80
80
100
100
125
125

жидкостный
20
20
20
25
25
25
32
32
40
40
50
50
водяной
70
70
70
80
80
100
125
125
200
200
250
250
1 IIIIIIIIIIII
В конденсаторах поверхностью 140, 180, 250,
300 м2, охлаждаемых проточной водой, — 8 ходов,
оборотной — 4 хода (заменяются крышки); в
остальных — 8 ходов.
Рис. 6. Медная труба с "накатными ребрами: а — труба с гладкими
концевыми участками под вальцовку; б — профиль накатки

266
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Кожухи, решетки и трубы аммиачных
конденсаторов стальные, крышки чугунные
или стальные, сварные. Во фреоновых
конденсаторах трубы медные или стальные,
кожухи и решетки обычно стальные.
Достоинства медных труб: чистая
поверхность, отсутствие коррозии, простота
накатки ребер, меньшие потери напора
воды. Недостатки: усиленная коррозия
стальных трубных решеток в месте стыка с
трубами, особенно при охлаждении морской
водой, значительные термические
напряжения в стальном кожухе (при нагревании
трубы сжаты, кожух растянут),
высокая стоимость.
g Одним из средств борьбы с кор-
н розией является сплошное покрытие
§ стальной трубной решетки слоем
& меди со стороны, омываемой во-
§ дой [4]. Реже применяют трубные
? решетки из цветных металлов.
Й В кожухозмеевиковых конденса-
ю торах трубная система может рас-
| ширяться, и термические
напряжешь ния не возникают.
а Некоторые типы кожухотрубных
g конденсаторов средней производи-
§ тельности (табл. 3) монтируют с ре-
& сиверами и воздухоотделителями
J (рис. 7).
В кожухотрубных конденсаторах
уменьшение диаметра труб снижает
габариты и вес аппаратов. В
крупных аммиачных конденсаторах с
трубами ф38 х 3,5 мм вес составляет
45—50 кг на 1 м2 поверхности,
а с трубами 25 X 3 мм — 35—40 кг.
При уменьшении диаметра труб
пропорционально снижаются число
ходов воды и потеря напора в
каналах крышек. Потеря напора от
трения в трубах практически не зависит
от их диаметра.
Чтобы избежать прогиба труб
малого диаметра, в кожухе
устраивают поддерживающие
перегородки.
Нижнюю часть кожуха часто
оставляют свободной от труб и
используют ее как ресивер для жидкого
холодильного агента. Часть объема
верхней части кожуха, у входа
пара, также иногда не используют
для труб. При этом устраняется
поперечное обтекание пучка труб
узкой струей пара с большой
скоростью и уменьшается потеря
напора. С той же целью в крупных
конденсаторах оставляют в трубном
пучке один или несколько
проходов.
Удаление воздуха и неконденси-
руемых газов из конденсатора следует
производить в месте наибольшей
? их концентрации. При длинных
кожухах малого диаметра
целесообразно подавать пар с одного конца
кожуха, а парогазовую смесь отводить в
воздухоотделитель с другого конца. Часто
вдоль кожуха устраивают карман (рис. 8),
концентрация воздуха в котором может
стать достаточно высокой, так как воздух
не может выйти из кармана против
движения потока.

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
267
Таблица 3
Конденсаторы-ресиверы завода «Компрессор»
(нормаль Н-173—56)
Марка
20 КР
35 КР
50 КР
Марка
20 КР
35 КР
50 КР

Поверхность, м2
20
35,4
^ 46,5
Число
труб
132
188
188
Диаметр
D, мм
516
616
616
Длина
ресивера
Li, мм
1800
2000
3000
Длина
труб L,
мм
2500
3000
4000
Высота
Н, мм
1600
1850
1850
Число
ходов
воды
8
6
6
Вес, кг\
1360
1965
2085
Элементные конденсаторы. Элементные
конденсаторы применяют в аммиачных
холодильных машинах. Они состоят из
нескольких унифицированных элементов,
каждый из которых представляет собой
небольшой кожухотрубный конденсатор
(рис. 9). Поверхность конденсатора равна
сумме поверхностей его элементов.
Длина элемента 3 или 5 м. Диаметр
и толщина стенки кожуха 245 X 7 мм,
При тепловом расчете конденсатора
каждый элемент рассматривается как
самостоятельный аппарат.
Вес элементных конденсаторов 90—
100 кг на 1 м2 поверхности, поэтому их заме-
К 5оздух о-
отделителю
\
Вход
Выход жидкости -> „.
Рис. 8. Схема кошухотруб-
ного конденсатора с
карманом для отделения воздуха
няют менее металлоемкими и
трудоемкими для выполнения аппаратами.
В некоторых холодильных установках,
например с двухступенчатыми агрегатами
АДС-10 и АДС-30, целесообразно
применять элементные конденсаторы, располагае-
Выход
воды
I выход жидкого
т аммиака
Рис. 9. Элемент конденсатора 14-трубный с поверхностью 6,С м% завода «Компрессор»
Ф труб 38 х 3,5 мм, количество труб 14 штук,
теплопередающая поверхность 4 и 6,6 м2.
Несколько элементов, смонтированных
один над другим, образуют секцию. Пар
поступает в верхний элемент, жидкость
стекает в ресиверы, расположенные под
каждой секцией. Вода подводится к
каждому элементу и проходит
последовательно по семи ходам. При небольшой длине
элементов она переходит из одного в
Другой*
мые у стены. Их легко компоновать с
другими аппаратами, например ресиверами
(рис. 10).
Вертикальные кожухотрубные
конденсаторы. Конденсаторы этого типа
применяют в крупных аммиачных холодильных
установках. Достоинства: простота
конструкции, доступность внутренней
поверхности труб для очистки, возможность
установки вне помещений. Поверхность
теплопередачи аппарата от 50 до 250 м2 (табл. 4).

268
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Таблица 4
Аммиачные вертикальные кожухотрубные
конденсаторы завода «Компрессор»
(нормаль Н-90—56)
Марка
50 КТВ
75 КТВ
100 КТВ
125 КТВ
150 КТВ
250 КТВ
Поверхность,
50
75
100,4
123.5
146
245
Диаметр
кошуха, мм
724
830
1000
1000
1200
1400
Длина труб,
мм
iiliii
Аммиачные
штуцеры, мм

входной
70
70
80
100
125
150


ходной
32
40
40
50
50
50
Вес, кг
11111
Конденсатор состоит из вертикального
кожуха, закрытого трубными решетками,
в которых укреплены трубы (рис. 11).
На трубы надеты колпачки, благодаря,
которым вода стекает по стенкам труб, не
заполняя всего сечения. Пар подается в
верхнюю часть кожуха, жидкий аммиак
отводится снизу. Воздух удаляется через
патрубок, находящийся в кожухе над
уровнем жидкости. Конденсатор имеет также
патрубки для присоединения манометра,
предохранительного клапана, указателя
уровня и уравнительной линии от
ресивера. Значения qFeH 4000—4500 ккал/мЧас,
лодогрев воды 6—6,5°.
Конденсаторы с воздушным
охлаждением. Эти конденсаторы применяют в
холодильных установках
производительностью до 300 тыс. ккал/час. В агрегатах,
обслуживающих домашние холодильные
шкафы A00—300 ккал/час), используют
конденсаторы, работающие при
естественной конвекции воздуха. Один из таких
конденсаторов (рис. 12) состоит из двух
сваренных под давлением алюминиевых
листов, между которыми расположены
каналы для прохода холодильного
агента.Удельная тепловая нагрузка его наружной
поверхности составляет около 150 ккал/м2 час.
Односекционный конденсатор с
проволочными ребрами (рис. 13) предназначен
для малых холодильных агрегатов. Шаг
труб 51 мм. При диаметре проволоки от
0,9 до 2,3 мм и шаге ребер от 4 до 23 мм
коэффициент теплоотдачи может быть
определен по формуле [5]:
Nu = 0,46 • Gr0'23. B2)
Определяющим размером в Nu и Gr
является
, ^тр ' тр Н~ dp6 ' -г рб
тр i •* рб
где dmp,Fmp, dp6 и Fp6 — диаметры и
поверхности труб и ребер.
Конденсаторы производительностью
более 300 ккал/час, как правило, обдуваются
Вода
Рис. 10. Элементный конденсатор 24КЭС поверхностью 24 м%,
объединенный с линейным ресивером 0,7 PJIC, завода «Компрессор»: 1 — элемент, 2 —
ресивер, з — воздухоотделитель, 4 — линейный ресивер

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
269
воздухом, приводимым в движение
вентилятором. Они состоят из одного или
нескольких рядов труо, на которых
укреплены пластинчатые ребра (рис. 14). Витые
гофрированные ребра быстро загрязняются
и плохо поддаются очистке, поэтому их
больше не применяют.
В табл. 5 приведены основные данные о
ребрах и трубах отечественных
конденсаторов.
Таблица 5
Размеры ребер
Тип

агрегата
ФГК-0,7
ФАК
ИФ
РКФ
и труб конденсаторов
Трубы, мм
тернал
СЗ
Сталь
Сталь
Медь
Медь
а метр
«
12ХЮ
12ХЮ
12ХЮ
9X7
г по
онту
S ft
26
26
26
22,5
Ребра, мм
териал
5
Сталь
Сталь
Сталь
Сталь
пщина
о
0,3-0,4
0,4
0,5
0,3
Я
ft
ira
24
24
24
30
Ен
И
4
4
4,5
4,5
Для защиты от коррозии в агрегатах
ФАК и РКФ применяют горячую
оцинковку или гальваническое омеднение ребер,
в агрегатах ИФ — гальваническое лужение
конденсатора после сборки.
Данные о теплопередающей поверхности
и размерах некоторых конденсаторов с
воздушным охлаждением приведены в табл. 6V
Рис. 11. Вертикальный кошухотрубный аммиачный конденсатор 100 КТВ,
поверхностью 100 м%, завода «Компрессор»: а — внешний вид; б — разрез верхней
части конденсатора
Таблица 6
Конденсаторы с воздушным охлаждением
Агрегат
! марка
ФАК-0,7
ФАК-1,1
ФАК-1,5
1 ИФ-50
! ИФ-56
БР-РКФ-0,9
номинальная

производительность
агрегата,
ст. ккал/час
700
1100
1500
1600
3000
900
наружная

поверхность, м2
4,1
5,4
8,2
9,3
14
5,4
узкое
живое
сечение,
М*
0,057
0,056
0,085
0,091
0,108
0,086
Конденсатор
фронтальное
сечение, м2
0,33X0,39
0,39X0,32
0,67X0,39
0,41X0,46
0,46X0,5
0,39X0,39
число
секций
3
4
4
5
6
3
отношение
поверхностей
ребер и труб
6,9 1
6,9 1
6,9 1
6,8
6,8
9,6

Вход фреона
Выход фреона
Рис. 12. Конденсатор домашнего холодильного
шкафа ЗИЛ: а — внешний вид; б — разрез
Ц- 610 »-
" ill
ТТ ЖШ111111111111111111N
КПТП г
шшшш ь
КТГПТГ1 1 l
\\ш\\ г Шшр
чпТШ шЖ
| с 111111111111111111 If
•*** 1 '
? КТТТи ж
n'tttp
1 кшШШИшШШтттп
Щ 1 ЩЬ
IКЙШ+ п ггп
ГПТГГм Ш1р
ш Ш-
lSIlll IIP
Рис. 13. Конденсатор с проволочными ребрами
Рис. 14. Конденсатор агрегата
производительностью 3000 ст. ккал/час: 1 — паровой коллектор,
2 — жидкостный коллектор, з — фронтальный
лист, 4 — обечайка вентилятора

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
271
Для создания надежного контакта
между ребрами и трубами в конденсаторах
агрегатов ИФ через каждую из труб
протягивают цилиндр, диаметр которого на
0,5 мм больше внутреннего диаметра трубы.
В конденсаторах агрегатов ФАК ребра
снабжают воротниками, увеличивающими
площадь соприкосновения стенки трубы с
ребром, или применяют горячую оцинковку.
В тех и других конденсаторах трубы
каждого вертикального ряда (секции) соединены
последовательно. Секции подключены к
общей раме. При производительности
свыше 10 тыс. ккал/час размещение
конденсатора в машинном зале создает ряд неудобств:
необходимо большое помещение;
выделяется много тепла, которое надо отводить
за пределы здания; повышается шум
вентилятора. В связи с этим иногда
конденсатор устанавливают вдали от компрессора,
в другом помещении или вне здания.
В зимнее время давление в конденсаторе,
установленном вне здания (рис. 16, а),
поддерживают на необходимом уровне с
помощью регулятора давления «после
себя» (рис. 16,6). Если давление
становится ниже заданного, регулятор
перепускает часть пара из
нагнетательной линии в жидкостную. При
этом замедляется стекание
холодильного агента из конденсатора, ею
нижние трубы заполняются
жидкостью, часть поверхности выключается
из работы и давление конденсации
возрастает до величины, достаточной
для нормального питания испарителя.
Рис. 15. Схемы последовательного соединения труб конденсаторов
паровому—верхнему и жидкостному —
нижнему коллекторам.
За границей в кондиционерах
применяют конденсаторы с медными трубами и
алюминиевыми ребрами. Толщина ребер
конденсаторов 0,2—0,3 мм, ширина 20—
35 мм, шаг 1,8—2,5 мм. Диаметр труб от
9 до 16 мм.
В последнее время выпускают
конденсаторы с алюминиевыми трубами и ребрами.
Размер труб 10,1 х 0,9 мм.
В конденсаторах иностранных марок
довольно часто встречается последовательное
соединение труб (рис. 15).
Воздух, обдувающий конденсатор,
подается одним или несколькими осевыми
вентиляторами (реже центробежными). В
небольших агрегатах с ременным приводом
компрессора вентилятор насаживают на вал
электродвигателя. При двух вентиляторах
один из них устанавливают на валу
электродвигателя, другой — на валу компрессора.
В небольших агрегатах конденсатор
устанавливают рядом с компрессором на
Удельная тепловая нагрузка наружной
поверхности конденсатора обычно равна
200—250 ккал/м2 час. Коэффициент
теплопередачи конденсаторов агрегатов ИФ, ФАК
и ФГК может быть определен по формуле:
кнар = 20 (w т)у ккал.м- час СС, B3)
где (wy)y — весовая скорость в узком
сечении для прохода воздуха, кг/м2 сек-,
п = 0,32 при толщине ребер 0,35 мм и
0,37 при толщине 0,5 мм.
Внутренний коэффициент теплоотдачи
конденсатора зависит от тепловой нагрузки.
При возрастании удельной тепловой
нагрузки внутренней стенки труб от 2000
до 5000 ккал/м2 час коэффициент
теплоотдачи изменяется примерно от 2200 до
1500 ккал/м2 час °С. Удельный расход
металла на трубы и ребра конденсаторов
G/&F6 = 0,06-^0,07 ^Ц—.
ккал/час L>
При уменьшении толщины ребер с 0,6
до 0,35 мм удельный расход металла
снижается на 10—15%.

272
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
В конденсаторах с шагом ребер 4—
4,5 мм гидравлическое сопротивление
проходу воздуха может быть найдено из
соотношения
Л = [0,12 + 0703 {п — i)](w 7)J/S мм вод. ст.,B4)
где п = 2-ьб — число секций. При шаге
ребер 3,5-т-З мм сопротивление
повышается примерно на 20%.
З-т-5 кг/ж2 сек. Большие значения wy
соответствуют высокой температуре кипения
(t0 = —5 -ь +5°G).
При выборе скорости воздуха следует
учитывать шумовые характеристики
вентилятора, его электродвигателя и
конденсатора. При обдувании трехсекционного
конденсатора поверхностью 3,2 м2
малошумным вентилятором диаметром 275 мм
уровень шума около 55 дб. При работе
z^
чЬ-
У////////////А
№
7ZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZ.
ю
Рис. 16. Конденсаторы, установленные вне здания: а — общий вид; б — схема включения; 1 —
компрессор, 2 — обратный клапан, з — регулятор давления «после себя», 4 — дросселирующая трубка,
5 — конденсатор, 6 — ресивер, 7 — испаритель
С увеличением до? возрастает к и
снижается температура конденсации.
Одновременно увеличиваются гидравлическое
сопротивление и затрата электроэнергии на
привод вентилятора. Повышать скорость
выгодно до тех пор, пока возрастает
удельная холодопроизводительность агрегата Ка.
ккал
кбт-ч
1600
то
1200
woo
/
V
'1
:2\
2 3 U 5 6 7 8w4-?-
1мгсек
Рис. 17. Зависимость удельной
холодопроизводительности
агрегата ИФ-56 от весовой скорости
воздуха, обдувающего
конденсатор 1 — t0 — — 5°; 2 — t0 =
= — 15°
В агрегатах с приводом компрессора
и вентилятора от одного
электродвигателя [6] оптимальная скорость воздуха
равна 5-ь7 кг/м2 сек (рис. 17).
В малых агрегатах с бессальниковыми
или герметичными компрессорами
электродвигатель вентилятора имеет низкий к. п. д.,
поэтому оптимальное значение {wy)y равно
электродвигателя этого вентилятора
вхолостую — 40 дб.
При расчете конденсатора с воздушным
охлаждением исходят из характерных
температурных условий р'аботы
проектируемого агрегата. Если он предназначен для
широкого диапазона температур кипения
и наружного воздуха, поверхность
конденсатора следует рассчитывать на
стандартный режим и затем проверить tK при
наивысших значениях температуры кипения и
воздуха. Необходимая поверхность
конденсатора
«к-'и lF+АсГГ
B5)
где tn и tl% — температура воздуха до и
после конденсатора, °С;
Р =
3600 • (wf,y -fcp
B6)
п — число секции конденсатора;
ср — отношение живого сечения
конденсатора к поверхности одной
секции, зависящее только от
размеров и шага труб и ребер;
ср — теплоемкость воздуха, ккал/кг°С\
d — коэффициент, зависящий от — — .
tn 1/2
При расчете предварительно принимают
Сх — 0,95. После окончания расчета на-

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
273
ходят С1 по рис. 18 и, если это
значение отличается от принятого больше чем
на 3%, расчет повторяют.
п Рпог
р Г\1—I—I—I—I—I—I—I—I
0,95 — JV 1 1
0,90 ... , |Ч
0,85], IS!
0,80 U [rsw 1
0,75 Tl^l
0t7Q\ 1 Li—I 1 1 1 1— I —J
12 3 4 5 6 7 8 tK-tL1
Рис. 18. Значения коэффициента C\ (формула 25)
Оросительные конденсаторы.
Конденсаторы этого типа применяют в аммиачных
средних и крупных холодильных
установках.
Конденсатор представляет собой один
или несколько плоских змеевиков,
орошаемых водой. Холодильный агент
конденсируется внутри труб. Вода из желобов,
расположенных над змеевиками, подается
на трубы и стекает в поддон. Часть воды
сливается в канализацию, а остальная
часть вместе со свежей водой вновь
подается насосом в желоба. Стекающая по
змеевику вода нагревается и частично
испаряется, отдавая часть тепла воздуху.
Остальное тепло отводится водой, сливающейся
в канализацию.
Количество свежей воды может быть
различным: от минимального,
компенсирующего испарение без сброса воды, до
максимального — вся вода, стекающая по
конденсатору, спускается в канализацию
(проточный конденсатор).
Типичный оросительный конденсатор
(рис. 19) состоит из 14 труб. Аммиак
подается в нижнюю трубу змеевика, верхний
конец которого закрыт. Жидкий аммиак
отводится в ресивер в нескольких местах,
что исключает затопление нижних труб.
Неконденсирующиеся газы отбираются у
конца верхней трубы.
Масло оседает только на поверхности
нижних труб вследствие ввода пара снизу.
Термическое сопротивление загрязнений
в верхней части змеевика незначительно,
и в верхних 3—4 трубах конденсируется
примерно половина поступающего пара.
Основные размеры выпускаемых
конденсаторов приведены в табл. 7. Вес
конденсаторов около 40—45 кг на 1 м2
поверхности.
Недостатки оросительных
конденсаторов — громоздкость, большая занимаемая
площадь и необходимость установки на
открытом воздухе; значительная экономия
воды достигается только при большом ее
подогреве в конденсаторе (высокая
температура конденсации); орошающая вода
сильно загрязняется. Для обеспечения
равномерности орошения необходим тщательный
уход за распределительными желобами.
В связи с этим выпуск оросительных
конденсаторов сокращается.
Таблица 7
Аммиачные оросительные конденсаторы
завода «Компрессор» (нормаль Н-26—56)
Марка
45 МКО
60 МКО
75 МКО
90 МКО
Поверхность,
45
60
75
90
Число
секций
3
4
5
6
Объем
ресивера, „и3
0,11
0,15
0,19
0,22
Аммиачные
штуцеры, мм

входной
70
80
80
100

выходной
25
32
32
32
Вес, кг
| 111
Коэффициент теплопередачи от аммиака
к стекающей воде в оросительных
конденсаторах около 800 ккал/м2 час °С, а при
загрязненной поверхности — 600 ккал/м2час°С.
Теплосъем с 1 м2 поверхности примерно
4 тыс. ккал/м2 час.
Теплоотдача от воды к воздуху
определяется по формуле 118 (см. «Основы
теплообмена»).
Q = А ар F (i'ivm — h ) ккал/'час, B7)
где pF = Fw — поверхность стекающей
воды, омываемая воздухом. Можно принять
р = 2, о = 40 кг/м2 час.
Суммарный отвод тепла к воздуху
испарением и стекающей водой [1].
+ GWi _q 5: (lWm — lWz) ккал/час, B8)
где С — доля свежей воды в общем
количестве Gw, стекающей по
конденсатору;
twz — температура свежей воды;
twm — средняя температура стекающей
воды.
При заметной экономии свежей воды
(С <С 0,4) значение tw становится высоким
(рис. 20). Пунктирные линии показывают
температуру конденсации при к =
= 800 ккал/м2 час °С.

274
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Рис. 19. Оросительный аммиачный конденсатор L60 МКО, поверхностью 60 м2, завода «Компрессор»:
пределе
Для снижения tw и tK необходимы
дополнительные устройства для охлаждения
воды (градирни, пруды).
Испарительные конденсаторы.
Применяются в стационарных установках
средней производительности и некоторых транс-
м2час
Рис. 20. Характеристика оросительного
конденсатора, отнесенная к 1 м* поверхности труб;
lWz^ 20°' {1 = 12'9 ккал1кг «/ = 28.5°>
<Р = 40%, 1вл= 18,7°); Gw= ЗЬОкг/м* час, а$ =
= 80 пг\м^ час
портных. В конденсаторах этого типа
(рис. 21) тепло конденсации передается
воде, а от нее воздуху, свежая вода
добавляется в количестве, равном
испаряющемуся; сброс воды отсутствует.
Теплоотдача воздуху интенсивнее, чем
в оросительных конденсаторах вследствие
большей поверхности контакта воздуха с
водой (применение оребренных труб) и
принудительного обдувания.
Мощность, подводимая к вентилятору
и циркуляционному насосу, 0,02—0,03 кет
на 1000 ккал/час нагрузки конденсатора.
Расход свежей воды, с учетом ее уноса,
составляет от 5 до 15% расхода в кожухо-
трубных конденсаторах.
Небольшие конденсаторы иногда
выполняют подвесными с горизонтальным
протеканием воздуха. Вода
разбрызгивается форсунками и испаряется без
рециркуляции. Поверхность
смачивается неполностью. Крупные
конденсаторы устанавливают на уровне пола и
снабжают циркуляционными насосами,
подающими значительно больше воды,
чем ее испаряется. Это обеспечивает
смачивание всей теплопередающей
поверхности.
Количество циркулирующей воды в
зависимости от конструкции конденсатора —
50—100 л на 1 м2 орошаемой поверхности.
Объем продуваемого воздуха определяется
расчетом и обычно составляет 100—200 м?
на 1000 ккал/час. Для эффективной
работы конденсатора должно быть обеспечено
равномерное обтекание всей его
поверхности воздухом.
Температуры воды, ^ поступающей на
конденсатор и стекающей с него, практи-

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
2i:
1 — трубы, 2 — ресивер, з — желоб для рас-
нин воды
чески равны. Поэтому при расчете
принимают среднюю температуру, равную
температуре стекающей воды.
Расчет испарительного конденсатора
сводится к совместному решению двух
уравнений:
<?« ...
F = —
«ар k.
где
м%
ккал/кг
2,3 lg
LWm~
B9)
C0)
C1)
C2)
В предварительных расчетах принимают
Р = 1,0 и А = 1,0.
Энтальпия воздуха, выходящего из
аппарата,
QK
il2 = in -|- — ккал/кг. C3)
В предварительных расчетах задаются
либо величиной Gh либо состоянием
воздуха у выхода. При этом принимают
lWm CG-
Чел
+ '«
i ) ккал/кг, C5)
или
где т — коэффициент использования
разности энтальпий. При гладких трубах
т ~ 0,5. В случае оребренных труб с
увеличением отношения наружной оребрен-
ной поверхности к внутренней т возрастает.
м m
12вл ¦
°С
C4)
Рис. 21. Схемы испарительных
конденсаторов: 1 — змеевик, 2—
насос, 3 — разбрызгиватель, 4—
вентилятор, 5 — каплеотдели-
тель, 6 — поплавковый
водяной вентиль
Если известны QK, кнар, о и tUjl7 расчет
испарительного конденсатора можно
производить последовательными
приближениями. Задаваясь значением tw , определяют
поверхность по обеим формулам. При
несовпадении результатов принимают другое
значение tw и расчет повторяют.
Испарители
Испарители подразделяют на три
группы:
1) для охлаждения жидких
теплоносителей;

276
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
2) для охлаждения воздуха при
естественной конвекции или принудительном
движении;
3) встроенные в охлаждаемые
производственные аппараты.
Здесь рассматриваются только
испарители первой группы.
Характеристики. Пучок кривых (рис. 22),
выходящих из одной точки, соответствует
Рис. 22. Характеристики испарителя при
различных температурах и расходах теплоносителя
одной и той же *sl, а каждая кривая в пучке—
одному значению Gg. Чем выше Gs, тем
круче кривая. Пучок кривых,
выходящих из точки 4, соответствует другому
значению isl.
находят Q0 (показано на рисунке
стрелками).
Кожухотрубные и кожухозмеевиковые
испарители. Испарители этого типа
применяют в холодильных машинах
производительностью от 10 тыс. ккал/час и выше.
В кожухозмеевиковых испарителях
(рис. 23) трубы закреплены в одной
решетке. Холодильный агент кипит в
трубах, охлаждаемый теплоноситель
протекает в межтрубном пространстве. Трубы
обычно медные, кожух стальной.
Достоинства испарителей: отсутствие
термических напряжений в трубах,
случайное замерзание охлаждаемой жидкости
не приводит к авариям. Испарители этого
типа часто применяют для охлаждения воды
до г = 2—3°, когда можно опасаться ее
замерзания при уменьшении тепловой
нагрузки.
В кожухозмеевиковых и кожухотруб-
ных испарителях (рис. 24) возможно
осуществить закрытую систему циркуляции
теплоносителя, при которой уменьшается
коррозия аппаратов и трубопроводов. Для
эффективной работы необходимо
обеспечить хорошее смачивание стенки труб
жидким холодильным агентом и его
интенсивную внутреннюю циркуляцию.
В аммиачных испарителях статический
уровень жидкости обычно поддерживают
на высоте 0,8 диаметра кожуха. При этом
остаются незатопленными 1—2 ряда труб,
Теплоноситель
Перегородка
| Теплоноситель
Рис. 23. Схема фреонового кожухозмеевикового испарителя
У испарителей одного типа разность
температур 6 практически одинакова,
поэтому обычно заменяют характеристику
отрезком прямой 1—2.
Наклон прямой 1—2 определяет
значение kF испарителя
: -- = Щ ср.
6 Р
Характеристика связывает между собой
основные величины, определяющие работу
испарителя. Если заданы три из них,
например Gs> tSi и t0i то по характеристике
kF-.
которые смачиваются при кипении
жидкости. Во фреоновых испарителях
уровень жидкого холодильного агента
поддерживают на высоте 0,5—0,7 диаметра
кожуха, в зависимости от тепловой
нагрузки [1].
Парожидкостная смесь от
регулирующего вентиля поступает снизу. При
большой длине аппарата она подводится через
коллектор, соединенный с кожухом пе-
сколькими патрубками. Пар, поступающий
от регулирующего вентиля, усиливает
движение жидкости в кожухе.

I ' Ul/U ¦ ' ' I
Рис. 24. Аммиачный кожухотрубный испаритель завода «Компрессор»: 1 — корпус, 2 и з крышки, 4 — трубная решетка, 5 — трубы,
6 — сухопарник, 7 — отстойник, 8 — ПРВ
Рис. 25. Фреоновый кожухотрубный испаритель завода «Компрессор» с. теплообменником в сухопарнике

278
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Отвод пара производится сверху через
сухопарник. Иногда в нем размещают
змеевик, служащий для осушения и перегрева
пара и переохлаждения жидкости перед
регулирующим вентилем (рис. 25).
При большой длине испарителя отвод
пара производится через несколько
патрубков, объединенных сборным коллектором,
Понижение температуры охлаждаемого
теплоносителя в испарителе равно 2-М°.
Скорость воды в испарителях не
превышает 1,7 м/сек, скорость рассола—1,5 м/сек.
Гидравлическое сопротивление
протеканию теплоносителя 4—8 м вод. ст. При
низкой температуре теплоносителя и
большой плотности рассола гидравлическое
Пары фреона^
Жидкий
Переохлаждаемый
жидкий фреон
Теплоноситель
Теплоноситель
Жидкий фреон А
Рис. 26. Схема кожухотрубного испарителя с жидкостным и паровым коллекторами
в котором может быть расположен
теплообменник пар—жидкость (рис. 26).
Из фреоновых испарителей должен
отходить влажный пар, уносящий в каплях
жидкости растворенное масло. Поэтому
при малой тепловой нагрузке уровень
жидкости следует поддерживать более высоким,
а при большой — низким. Применение
сопротивление может быть значительно
выше.
Ориентировочные значения
коэффициентов теплопередачи аммиачных кожухо-
трубных испарителей приведены на рис. 27,
фреоновых — на рис. 28.
Теплосъем с 1 м2 поверхности в
аммиачных испарителях с гладкими трубами
м^ас°С
600
500
чОи
300
200
100
'>
s
г
J^
i7j
'\Ъ
О 0.2 ОМ 0,6 0,8 1,0 1,2 1А 1,6 w^
Рис. 27. Зависимость коэффициента
теплопередачи аммиачных кожухотрубных
испарителей с трубами ф57 х 3,5 мм от
скорости теплоносителя w: 1 — t0 = 0°, вода;
•г — t0= —15°, раствор СаС12, 7 v = 1,225 кг/л;
3 — t0 = — 25°, раствор СаС12, ? =
= 1,280 кг /л
и к кал
пм2час°С
Ш
300
200
^—-
to=+5%
к '
800 1000 1200 МО WO q« к™
^м^чао
Рис. 28. Коэффициенты теплопередачи
фреоновых кожухотрубных испарителей
с оребренными трубами: de.
t0 — +5°, раствор СаС12, т
13 мм,
1,1 кг/л,
1,55 м/сек (q отнесено к наружной
г
поверхности)
поплавковых регулирующих устройств в
таких условиях недопустимо. Обычно
используют ТРВ, чувствительный патрон
которых размещают после теплообменника
(по ходу пара). Испарение капель жидкости,
унесенных из испарителя, и перегрев пара
происходят в теплообменниках пар —
жидкость, расположенных вне испарителя
либо встроенных в сухопарник.
2000—2250 ккал/мЧас при t0 = —15°
и 0 = 5°; во фреоновых испарителях с
медными оребренными трубами — около
5000—6000 ккал/м2 час по внутренней
поверхности.
Основные размеры аммиачных
кожухотрубных испарителей завода «Компрессор»
приведены в табл. 8; фреоновых
испарителей завода «Компрессор» и Одесского

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
279
Таблица 8
Аммиачные кожухотрубные испарители,
нормаль Н-91-59
(заменяет нормаль Н-01-57)
В испарителях ИКТ-250 и ИКТ-300 4 хода,
в остальных 8 ходов.
Трубы стальные 25 X 3 мм.
завода холодильного машиностроения —
в табл. 9.
В аммиачных испарителях применяют
стальные бесшовные трубы ф 38x3,5 мм,
25 X 3 мм, а при использовании морской
воды — 28 X 4 мм. При конструировании
стремятся к уменьшению диаметра труб.
Таблица 9
Фреоновые кожухотрубные испарители заводов
«Компрессор» и ОЗХМ
Поверхность
(наружная), Л12
18
25
35
105
210
Размеры
кожуха,
мм
диаметр
1IIII
длина
liiii
Число труб
76
118
121
241
491
Число ходов
6
6
4
4
4
Диаметры

трубопроводов, мм

жидкостный
20
20
25
50
50

всасывающий
50
50
80
125
125

теплоносителя
40
70
80
125
150
Вес, кг
1650
3000
Внутренний диаметр накатных труб 13,1 мм;
отношение наружной поверхности к
внутренней 3,5.
Во фреоновых испарителях применяют
такие же медные накатные трубы, как в
конденсаторах и аналогичные способы защиты
от коррозии.
В некоторых кожухотрубных фреоновых
испарителях большой производительности
(для турбокомпрессорных агрегатов) трубы
орошают жидким холодильным агентом,
свободно стекающим в сборник,
расположенный в нижней части кожуха. При
этом коэффициент теплоотдачи кипящей
жидкости выше, чем в затопленных
кожухотрубных испарителях, и почти не
зависит от тепловой нагрузки.
Кратность орошения — отношение
количества жидкости, стекающей по трубам,
к количеству испаряющегося агента —
равна 3—6, что обеспечивает хорошее
смачивание всейтеплопередающей поверхности.
Достоинства оросительных испарителей:
малое количество жидкости в аппарате,
отсутствие гидростатического напора
жидкости. Недостаток: необходимость
установки насоса для подачи жидкости.
Вертикальнотрубные испарители.
Применяются в аммиачных холодильных
машинах с открытой системой циркуляции
теплоносителя.
Испаритель (рис. 29) состоит из
вертикальных трубных секций, размещенных
в баке с теплоносителем. Каждая секция
имеет верхний и нижний горизонтальные
коллекторы 2 и 3, четыре ряда
вертикальных труб 1 диаметром 38 X 3,5 мм
или 57 X 3,5 мм и несколько стояков 4
большого диаметра. Оба коллектора
каждой секции присоединены к отделителю
жидкости 5. Отделители всех секций
соединены паросборником 7. Жидкий
аммиак от регулирующего вентиля подается
через гребенку 6.
Пар, образующийся в трубах при
кипении аммиака, увлекает часть
жидкости в верхний коллектор, из которого
она вновь поступает по стоякам в нижний
коллектор, а затем в трубы снизу.
Усиленная циркуляция жидкого аммиака в
испарителе значительно улучшает
теплообмен. Масло отводится из нижних
коллекторов в общий маслосборник 8, соединенный
уравнительной линией# с паросборником 7.
Для питания испарителя и поддержания
в нем необходимого уровня жидкого
аммиака (примерно на высоте нижней
образующей верхнего коллектора)
служат поплавковые регулирующие вентили
(ПРВ н. д.) или соленоидные вентили,
управляемые дистанционным
электромагнитным указателем уровня 10. В баке 11
установлены пропеллерные мешалки 12
и система направляющих перегородок,
обеспечивающих интенсивную циркуляцию
теплоносителя. Наружные стенки и дно
бака изолированы.
Теплосъем с 1 м2 поверхности составляет
около 2500 ккал/м2 час при температурном
напоре 5—6°. Экспериментальные
значения коэффициентов теплопередачи
приведены на рис. 30.
Недостатки вертикальнотрубных
испарителей : большая трудоемкость
изготовления и сильное корродирование
поверхностей труб и бака, соприкасающихся с
воздухом.
Размеры аппаратов приведены в табл. 10.
Установочный чертеж — на рис. 31.
Марка
32ИКТ
40ИКТ
50ИКТ
65ИКТ
90ИКТ
110ИКТ
140ИКТ
180ИКТ
250ИКТ
300ИКТ
<?1
32
40
50
65
90
НО
140
180
250
300
Кожух
S
3
500
600
600
600
800
800
1000
1000
1200
1200
3
4
4520
3580
4580
5580
4670
5670
4800
5800
5920
6920
труб
о
Чис
144
216
216
216
386
386
614
614
870
870
Штуцеры
(условные
проходы), мм
'S
2 я"
й2
со ю
70
80
80
80
125
125
150
150
200
200
О 4*
жид
стнь
15
20
20
20
25
25
32
32
40
40
А
с
расе
ный
80
100
100
125
150
150
200
200
250
250
JC
Вес,
1760
1940
2400
2870
4110
4860
6400
7660
10830
12630

280 АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
} Пары ампиака
Рис. 29. Аммиачный вертикалыютрубный испаритель 90 ИА, поверхностью 90 м2, завода «Компрессор»
Таблица 10
Вертикальнотрубные испарители завода «Компрессор»

Поверхность

испарителя, [м2
20
30
40
60
90
120
160
200
240
320

Количество
секций
2
3
4
4
6
6
8
10
6
8
L, мм
iiiiiiiiii
В, мм
790
790
1040
1040
1595
1595
2145
2675
2090
2800
Высота,
Л1Л1
iiiiiiiiii
Диаметр

мешалки, мм
250
250
400
400
500
500
400
500
500
500
Мощность
двигателя
мешалки,
кет
1,0
1,0
1,0
1,0
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
2,8
di, мм
15
20
25
25
40
40
40
40
40
2X40
d2, мм
70
70
80
100
150
150
150
200
200
2X150
Вес, ь-г
1 730
2190
2786
3820
5365 1
6 475
8645
10510
11935
16215
В испарителях поверхностью до 200 м2 включительно трубы 38 х 3,5 мм; в остальных — трубы
57 х 3,5 мм. В испарителях поверхностью до 120 м2 устанавливают одну мешалку; di,d%— диаметры
штуцеров на входе и выходе холодильного агента

ОСНОВНЫЕ ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
281
ккал
м2час°С
500
МО
300
200
2/
1
<^
О
У г игчас
Рис. 30. Коэффициенты теплопередачи
в вертикальнотрубных аммиачных
испарителях (труба 0^8 х 3,5 мм);
скорость теплоносителя w = 0,3 Mjcen,
1 — при замасленной поверхности, 2 —
после длительной работы испарителя,
отепления и спуска масла
Погружные испарители.
Погружные (змеевиковые)
фреоновые испарители применяют для
охлаждения воды до
температуры, близкой к 0°, когда возможно
намерзание льда на поверхности
труб. Аммиачные испарители
этого типа сейчас не изготовляют, они
заменены другими, более
интенсивными аппаратами.
Холодильный агент в
погружных испарителях кипит внутри
одного или нескольких
змеевиков, помещенных в бак, в
котором циркулирует охлаждаемый
теплоноситель.
Во фреоновых
(рис. 32) жидкий
агент поступает в
Рис.
испарителях
холодильный
змеевик
сверху, а пар отсасывается снизу; это
облегчает возврат масла в компрессор. Здесь
невозможно обеспечить высокую скорость
теплоносителя и достаточно интенсивную
теплоотдачу с наружной стороны
змеевика. Кроме того, потеря напора в трубах
Вертикальнотрубный испаритель (размеры даны
в табл. 10)
значительна, и теплоотдача в конце
змеевика ухудшается.
Допустимые тепловые нагрузки в
зависимости от диаметра труб и длины
змеевика, см. «Воздухоохладители и
агрегатные кондиционеры».
Лары фреона
Жидкий фреон
-2616
Рис. 32. Фреоновый погружной испаритель: 1 — бак, 2 — змеевики, 3— распределитель жидкого
холодильного агента, 4 — газовый коллектор, 5 — мешалка

282
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ И АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
Воздухоохладители
Воздухоохладители служат для
понижения температуры воздуха,
подаваемого в охлаждаемый объект. По
конструкции они подразделяются на
«сухие», «мокрые» и смешанного типа.
Наиболее распространены сухие
воздухоохладители.
Движение воздуха в
воздухоохладителях принудительное. Вентилятор
встроен в аппарат или установлен
отдельно.
Агрегатный воздухоохладитель
(агрегатный кондиционер) состоит из
холодильной машины, вентилятора и
фильтров.
Сухие воздухоохладители
Сухие воздухоохладители, как
правило, имеют трубы с плоскими или
навитыми ребрами и в отдельных
случаях — гладкие.
Воздух омывает наружную
поверхность труб, внутри которых
циркулирует охлаждающая жидкость или
кипящий холодильный агент.
Коэффициенты оребрения высоки
A5—20). Для интенсификации
теплообмена иногда применяют внутреннее
оребрение труб.
Преимущества ребристых
воздухоохладителей: высокий удельный тепло-
съем с единицы длины трубы, малый
вес, компактность, невысокая
стоимость.
Фреоновый воздухоохладитель,
состоящий из четырех горизонтальных
секций 2, показан на рис. 33. Каждая
секция представляет собой двухрядный
пучок медных труб G) 18 X 1,5 B4
штуки), на которые насажены медные
пластины (ребра) размером 538 X 96 X
X 0,8 мм. Шаг ребер 6,1 мм. Шаг
труб по фронту и в глубину 45 мм.
Секции заключены в стальной кожух 3.
Нижний лист кожуха служит
поддоном 4, в котором собирается
сконденсированная влага. Проходящий воздух
сдувает воду в поддон каплеотделите-
ля <5, расположенного за
воздухоохладителем и предназначенного для
отделения унесенной с его поверхности воды.
Воздухоохладитель, в котором воздух
охлаждается водой (рис. 34), имеет 10
секций 1 по 8 труб® 16 X 1,5 в каждой.
Шаг труб по вертикали 37 мм, по
горизонтали 44,5 мм. На трубы насажены
пластинчатые ребра размером 326 X 43 X
X 0,3 мм. Шаг ребер 3 мм.
Низкотемпературный (ниже —50° С)
аммиачный воздухоохладитель (рис. 35)
состоит из труб С) 38 X 2,5 с навитыми
ребрами. Шаг труб по фронту 102 мм, в глу-

ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ II АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
283
бину 90 мм. Ребра и трубы стальные. Тол-
шина ребер 1 мм, высота 25 мм, шаг
10 мм.
В низкотемпературных
воздухоохладителях (t0 < —50° С) необходим
минимальный гидростатический столб жидкости.
Ребристый воздухоохладитель
непосредственного охлаждения (рис. 36) состоит из
охлаждающих секций и вентилятора. Такие
аппараты применяют для охлаждения
камер с температурой, близкой к 0° С.
Воздухоохладители из гладких труб
используют иногда в установках с высокой
влажностью воздуха, в которых
наблюдается значительное осаждение инея и образо-
ными ребрами. В последнее время
применяют алюминиевые трубы и ребра.
Во фреоновых воздухоохладителях
установок кондиционирования воздуха шаг
пластинчатых ребер обычно равен 2—5 мм.
Если аппарат рассчитывают для работы
при интенсивном влаговыпадении, шаг
увеличивают до 3—7 мм. Малый шаг ребер
допустим в тех случаях, когда исключается
возможность быстрого загрязнения
испарителя. В воздухоохладителях,
работающих при температуре ниже 0° С, щаг ребер
должен быть не менее 9 мм. Высота ребер
0,5—1,3 диаметра трубы; толщина
латунных ребер 0,3—0,8 мм, алюминиевых —
Вода
С л ид конденсата
Рис. 34. Воздухоохладитель, охлаждаемый водой (ЦКБХМ): 1 — секции,
2 — кожух, з — поддон, 4 — каплеотделитель
вание льда на теплопередающеи
поверхности.
Аммиачный секционный
воздухоохладитель (рис. 37) состоит из коридорного
пучка гладких труб.
Шаг труб равен двум диаметрам.
Скорость воздуха в гладкотрубных
воздухоохладителях принимают до 6 MJcen для
низких и 6—12 м/сек для средних
температур. Коэффициенты теплопередачи 30—
80 ккал/м2 час°С.
Аммиачные и рассольные
воздухоохладители изготовляют из стальных труб
G) 24 X 2, ф 30 X 2,5, ф 38 X 2,5. В
некоторых случаях аммиачные
воздухоохладители имеют алюминиевые трубы и ребра.
Фреоновые воздухоохладители
выпускают преимущественно с медными трубами
(Г) 10 X 1, СО 12 X 1, Ф 15 X 1 и ф 18 X
X 1,5 и латунными, стальными или мед-
около0,2лш. Воздухоохладители,
работающие с влаговыпадением, должны иметь
ребра большей толщины, по сравнению с
аппаратами, предназначенными только для
охлаждения воздуха.
В воздухоохладителях (фреон-12) для
лучшего возврата масла, содержащегося
в холодильном агенте, рекомендуется
отводить пар снизу аппарата.
В табл. 11 дана зависимость значения
максимальной допустимой тепловой
нагрузки на одну трубу (шланг)
воздухоохладителя от ее диаметра и длины [7]. Влияние
температуры кипения, а также разности
между температурами кипения и воздуха
учитывают путем умножения
максимальной тепловой нагрузки (табл. 11) на
поправочный множитель (табл. 12).
Эквивалентные длины калачей приведены в
табл. 13.

284
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Если тепловая нагрузка превышает
максимальную допустимую величину для
данного шланга, воздухоохладитель
разбивают на несколько равных
параллельных шлангов, в которые фреон поступает
при помощи распределителей.
При температуре поверхности
воздухоохладителя ниже 0° С образуется иней,
который увеличивает сопротивление
воздухоохладителя, понижает количество
проходящего через него воздуха и ухудшает
теплопередачу. Для удаления инея
воздухоохладитель необходимо периодически
оттаивать. При температуре поверхности
ниже—50° С иней легко сду~
вается воздушной струей.
Иногда
воздухоохладители изготовляют с шагом
ребер, уменьшающимся в
направлении движения
воздуха. Это предотвращает
заполнение инеем
промежутков между ребрами
первых секций, в которых
оседает основная часть влаги.
В случаях, когда
допускается повышение
температуры воздуха в
охлаждаемом помещении до 2,5° G
и холодильная установка
работает циклично,
оттаивание производят во время
нерабочей части цикла при
непрерывно работающем
вентиляторе.
Другой способ
оттаивания — горячими парами
агента — осуществляется
путем подачи его из
компрессора в воздухоохладитель.
В некоторых типах
воздухоохладителей для
оттаивания периодически
включают электрические
нагреватели, установленные
перед аппаратами. При этом
компрессор останавливают,
а вентилятор продолжает
работать.
Во избежание
замерзания воды, образующейся
при таянии инея, ее
следует отводить через изоли-
s рованную или обогреваемую
д трубку.
g Циркуляция воздуха че-
. рез воздухоохладители осу-
н ществляется
вентиляторами. Если вентилятор
должен обеспечить
циркуляцию только через
воздухоохладитель, используют
осевые вентиляторы,
создающие малые напоры. В
случае установки в системе фильтров,
воздуховодов, жалюзи применяют
центробежные вентиляторы. При высоких
температурах кипения тепловой эквивалент
мощности, расходуемой вентилятором, мал
по сравнению с тепловой нагрузкой,
воспринимаемой воздухоохладителем. При
низких температурах кипения и воздуха
с увеличением удельного веса воздуха,
его количества и скорости мощность,
расходуемая вентилятором, может
оказаться соизмеримой с тепловой нагрузкой,
воспринимаемой воздухоохладителем.
Тепловой эквивалент работы вентилятора
z/e-зхн
• о'е-зхн
^'s-зхн
6'1-ЭХН
9'1-ЗХН
о'т-зхн
Марка аппарата
OOlOOi
Г— О -г-Ц>
1 О >Л СО СО
оооою
'О СО СО
coco
2400
2795
66
540
1900
2295
53
445
О ЮСМОЭ
О <ГЛ -*СО
lO ОО СО
О «О t— г-н
ООЭС\1С>-
ОСО С\|
Длина оребренной трубы А, мм
Длина батареи В, мм.
Наружная поверхность, м2 . .
Вес. кг

ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ И АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
285
-840-
Рис. 36. Фреоновый воздухоохладитель непосредственного охлаждения (ЦКБ ХМ)
( Пары аммиака
Рис. 37. Гладкотрубный воздухоохладитель (ЦКБХМ — завод
«Компрессор»)

?86
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Таблица 11
Максимальная тепловая нагрузка на шланг
змеевикового испарителя (ф-12), ккал/час
Эквива- 1
лентная
длина, м ]
10
15
20
25
30
35
40
45
50
60
70
80
90
100
1 120
140
160 1
180
200
10X1
312
256
220
196
182
167
156
146
138
129
120
111
105
99
91
84
79
74
71
Диаметры трубопроводов, мм
12X1
515
470
420
387
357
334
313
295
263
248
233
220
207
189
174
163
154
144
15X1
990
925
871
800
736
685
644
614
554
518
484
456
430
393
364
333
317 |
299
18X1,5 24X1,5 26X1,5
1430
1340
1250
1150
1065
996
937
894
808
716
700
663
622
566
524
486 |
458
434
2530
2410
2290
2170
2040
1915
1825
1655
1545
1435
1360
1285
1182
1095
1008
944
914
3750
3570
3390
3210
2990
2838
2570
2395
2220
2100
1985
1827
1693
1558
1487
1416
28X1,5
3570
3390
3290
3190 j
3080
2870 1
2670
2475 |
2335
2194
2006 1
1856
1739
1640
1566 j
Таблица 12
Поправочный множитель
2* S >*
4
6
8
10
12
14
Температура кипения, °С
-30
0,50
0,67
0,78
0,91
0,99
1,05
-25
0,65
0,84
0,98
1,10
1,22
1,35
-20
0,80
1,10
1,19
1,35
1,46
1,61
-15
0,96
1,22
1,41
1,58
1,75
1,91
-10
1,23
1,46
1,69
1,90
2,10
2,28
—5.
1,47
1,72
1,98
2,28
2,51
2,72
0
1,70
2,01
2,30
2,64
2,92
3,22
+5 j
2,00
2,25
2,55
2,93
3,33
3,65
Таблица 13
Эквивалентная длина калачей, м
10X1
0,4
12X1
0,5
Диаметры, мм
15X1
0,5
18X1,5
0,6
24X1,5
0,6
26X1,5
0,8
28X1,5
0,8
увеличивает нагрузку холодильной
машины.
Коэффициент теплопередачи
ребристого воздухоохладителя зависит главным
образом от коэффициента теплоотдачи со
стороны воздуха, формы и материала теп-
лопередающей поверхности. При
повышении скорости воздуха коэффициент
теплопередачи увеличивается. Однако при этом
возрастает аэродинамическое сопротивле-
ние и расход электроэнергии на привод
вентилятора. Поэтому выбор скорости
воздуха следует производить на основе
технико-экономического расчета, как для
ребристых конденсаторов с воздушным
охлаждением.
Скорость воздуха в ребристых
воздухоохладителях, работающих при
температуре, близкой к 0° С, обычно равна от 3
до 8 м/сек, при обильном влаговыпадении —
не более 5 м/сек во избежание уноса влаги
оседающей на трубах и ребрах; в
воздухоохладителях, работающих без выделения
влаги, — 10—15 м/сек; в
низкотемпературных воздухоохладителях — не более
4 м/сек.
При скорости от 3 до 8 м/сек и
коэффициенте оребрения (отношении оребренной
поверхности к внутренней) 10—15,
коэффициент теплопередачи фреоновых
воздухоохладителей, отнесенный к оребренной
поверхности, ориентировочно составляет
15—30 ккал/м2час ° С. При более высокой
скорости (около 15 м/сек) он возрастает
до 50 ккал/мНас ° С. При одинаковой
скорости воздуха значения коэффициента
теплопередачи аппаратов, работающих на
теплоносителях, несколько больше, чем для
аппаратов с непосредственным
охлаждением. Скорость воды и теплоносителя в
трубках воздухоохладителя принимают
равной 0,5—1,2 м/сек.
Разность 6 между температурой
кипения или теплоносителя и средней
температурой воздуха, обдувающего ребристый
аппарат, должна быть 12—18° С (t0 = 0° С);
6—10° С (t0 = —40° С) и 3—5° С (t0 =
= —70—80° С).
При умеренно низких температурах
воздух обычно охлаждается на Кь =
= 10—15° С; при низких температурах —
на 2—5° С. Теплоноситель нагревается на
3—5° С при умеренно низких и на 1—2° G
при низких температурах.
Внешний теплообмен пучка ребристых
труб определяется относительными гео-
h t Ь .S!
метрическими размерами: -; ; — ; —; -т ?
So г
-j — высотой, шагом, толщиной реоер,
поперечным и продольным шагами труб,
а также формой ребер и расположением
труб (шахматное, коридорное или
смешанное).
Геометрические размеры влияют на
внешний теплообмен следующим образом:
при увеличении высоты ребер и шага труо
уменьшается коэффициент теплоотдачи;
при увеличении шага ребер усиливается
теплоотдача; изменение толщины ребер,
симметричное или эксцентричное
размещение труб в пластине ребра или сдвиг ребер

ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ И АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
287
одного ряда труб по отношению к другому
Не влияют на коэффициент теплоотдачи.
Термическое сопротивление ребра
возрастает при увеличении высоты и
уменьшении толщины ребра и коэффициента
теплопроводности его материала.
Температурная эффективность ребер гр
для всех случаев теплообмена должна быть
в пределах от 0,7 до 0,95.
При выборе наиболее выгодного пучка
и сравнении различных типов ребристых
поверхностей можно пользоваться
методом, предложенным В. М. Антуфьевым и
Г. С. Белецким [8].
Коэффициент теплоотдачи фреона-22
несколько выше, однако для приближенных
расчетов можно пользоваться теми же
формулами.
Выбор скорости или расхода воздуха
можно также производить исходя из
условия получения наибольшей
производительности аппарата; строятся зависимости:
количества тепла (рис. 39), воспринимаемого
ккал
м2час°С
70
60
50
30
20
\ 1 Р
-i I 1 I 1 1 1№~
7 8 9
12 П
*"Г&
Рис. 38. Зависимость коэффициентов теплоотдачи
ас и теплопередачи k нар ребристого
воздухоохладителя от весовой скорости ау? в секунду. Характе-
13,9; I = 10 м.
F,
ристика пучка:
нар
FRU
26 . 4
Труба(
1-9
18x1,5,8 = 1 мм
Расчет воздухоохладителей производят
по формулам, приведенным в разделе
«Основы теплообмена». Для приближенных
расчетов фреоновых воздухоохладителей,
имеющих пластинчатые ребра, близкие
к ребрам воздухоохладителя,
изображенного на рис. 33, рекомендуется график
(рис. 38), с помощью которого могут
быть определены коэффициенты
теплоотдачи и теплопередачи ребристого аппарата
в зависимости от весовой скорости.
Коэффициент теплоотдачи от фреона-12,
кипящего в трубках при температурах
кипения, близких к 0° С, можно определять
по уравнению:
абн = 2,4-<7^к; qFeH=4,o—12 тыс.ккал/м2час.
При умеренно низких температурах для
приближенных расчетов рекомендуется
формула
авн—iD<?FeH>
QFne — ^>5—8 тыс. ккал/м2час.
час
Рис. 39. Тепловые характеристики вентилятора
воздухоохладителя: 1 — полный теплосъем
воздухоохладителя, 2 — тепловой эквивалент
мощности вентилятора, з — полезный теплообъем
воздухоохладителя
воздухоохладителем, от количества
проходящего через него воздуха 1 и
тепловыделений, эквивалентных мощности
вентилятора, от количества воздуха, проходящего
через воздухоохладитель, с учетом к. п. д.
вентилятора 2. Разность между теплосъе-
мом воздухоохладителя и
тепловыделениями вентилятора изображена кривой 3.
Оптимальным следует считать расход
8 тыс. м3/час.
Мокрые воздухоохладители
Конструктивно их выполняют с
насадками и форсуночными. В этих аппаратах
воздух непосредственно соприкасается с
охлаждающей жидкостью. В мокром
воздухоохладителе с насадкой из колец (рис. 40)
теплоноситель, охлажденный в
испарителе, подается в распределительный желоб,
орошает рабочий слой колец, сливается
в поддон и возвращается в испаритель.
Воздух поступает снизу через рабочий
(орошаемый) слой колец (навстречу
теплоносителю), охлаждается и проходит
отбойный слой колец, в котором капли жидкости
отделяются.
Кольца выполняют фарфоровыми —
диаметр 25 мм, толщина стенок 2—3 мм.
Поверхность тысячи колец 4 м2. Объем
их в рабочем слое около 0,02 м3.
При расположении колец на
проволочной сетке с живым сечением, равным 85%

Рис. 40. Мокрый воздухоохладитель с насадкой: а — схема, б — конструкция
Рис. 41. Номограмма для определения сопротивления Др у~) рабочего слоя колец потоку
воздуха в зависимости от интенсивности орошения Нуу скорости воздуха w и толщины слоя 6 (Др = а-Ъ)

ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ И АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
289
сечения кожуха, сопротивление рабочего
слоя протеканию воздуха А/? = аЬ кг/м2 мож-
№
10
в
€
г
О 02 0& Q? 0J3 1,0 U W M/CGJi
Рис. 42. Сопротивление Др отбойного слоя
нолец потону воздуха в зависимости от
скорости воздуха w и толщины слоя S'
но определить графически (рис. 41),
сопротивление отбойного слоя — по рис. 42 [1].
При тепловых расчетах воздухоохлади-
'/,
S/
V
?,
0
с
л
У
ё
\/
ы
ш.
/
/1
л
/
/
гл
V
/
г
/
?>
У~
/
телеи с насадкой из колец принимают
скорость воздуха, отнесенную к
горизонтальному сечению кожуха, 0,8—1,1 м/сек;
высоту рабочего слоя колец — 0,2—0,4 м\
высоту отбойного слоя — 0,1—0,15 м,
интенсивность орошения — 4 — 6 м3/час на
1 м2 площади решетки.
Тепловой расчет воздухоохладителя с
насадкой из колец производят по формуле
Q = ? К - F • б ккал/час,
где
F — площадь горизонтального
сечения кожуха, м2;
К — коэффициент сухой
теплопередачи, ккал/м2час °С,
отнесенный к 1 л*2 горизонтального
сечения кожуха (рис. 43);
0 — средняя логарифмическая
разность температур воздуха и
теплоносителя, ° С;
? — коэффициент влаговыпадения
(см. «Основы теплообмена»).
Форсуночный воздухоохладитель
показан на рис. 44. Форсуночная камера рас-
к. \
Гч
г
\ 1 \
Ч х \
х
\>
ч\*
Ч&гч
N
-?*
~ ~"^\
.. ¦!_
\Р
S^cp4
?fe^
" >Г^
\ 1
\ 1
V
_^. —
\ .
V"
1
i
•L-1
r_
д
h/
i
i
i
i
i
i
i
Jb
¦о;
it
№
^г
л'З-i
ivp
*^*^
L
\г\
(
V
-А
j
5000 ШО 3000 2000 1000 0 0,5 1,0 1,5 wtf М/мЧек
К ккал/мгчас °С
Рис. 43. Номограмма для определения коэффициента сухой теплопередачи К в
воздухоохладителях с насадкой в виде колец
Рис. 44. Мокрый форсуночный воздухоохладитель
10 Энциклопед. справочник, кп. 1

290
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
положена над испарителем в общем кожухе.
Холодная вода или другой теплоноситель
забирается насосом из испарителя, подается
в форсунки, разбрызгивается в
охлаждаемом потоке воздуха и снова сливается в
испаритель. Охлажденный воздух подается
вентилятором. Форсуночные
воздухоохладители снабжают устройством для
улавливания капель теплоносителя, взвешенных
в воздухе, выходящем из форсуночной
камеры. Скорость воздуха в камере не
превышает 2,5 м/сек.
Воздухоохладители смешанного типа
В воздухоохладителе смешанного типа
(рис. 45) воздух охлаждается при
непосредственном контакте с разбрызгиваемым теп-
Рис. 45. Воздухоохладитель
смешанного типа охлаждения
лоносителем и соприкосновении с
охлаждающей поверхностью.
Воздухоохладитель состоит из гладкотрубного змеевика
непосредственного охлаждения,
орошаемого снаружи, вентилятора, насоса для
перекачки теплоносителя, форсунок и системы
трубопроводов, размещенных в стальном
кожухе. Все внутренние части,
соприкасающиеся с теплоносителем и воздухом,
должны иметь антикоррозийное покрытие.
В процессе работы воздухоохладителя
происходит уменьшение концентрации соли
в растворе вследствие поглощения влаги
из воздуха. Эти воздухоохладители имеют
более высокие и устойчивые коэффициенты
теплопередачи, чем обычные гладкотруб-
ные. Скорость воздуха, отнесенная к
горизонтальному сечению, не превышает 2 м/сек.
Количество циркулирующего
теплоносителя, орошающего трубы, 6—7,5 мъ/час
на 1 м2 площади сечения
воздухоохладителя. При температуре выше 0° G в
качестве орошающей среды применяется вода
для более эффективного использования
тепл опере дающей поверхности, а также
прохмывания воздуха. Одним из основных
недостатков аппаратов данного типа
является их повышенная коррозийность.
Агрегатные кондиционеры
Агрегатные кондиционеры по холодо-
производительности и назначению можно
разбить на три группы: малые — оконные и
подоконные, производительностью от 1 до
6 тыс. ккал/час; средние — шкафного типа
от б до 30 тыс. ккал/час; крупные — от 30
до 200 тыс. ккал/час.
Малые агрегатные кондиционеры в
настоящем разделе не рассматриваются.
Крупные агрегатные кондиционеры
(рис. 46) часто имеют выносные или
встроенные в агрегат испарительные конденсаторы.
Мощность электродвигателей 10—60 кет.
Количество воздуха, проходящего через
испаритель, от 7 до 40 тыс. м3/час, через
конденсатор — от 6 до 25 тыс, м3/час,
Агрегатный кондиционер средней
производительности (рис. 47) состоит из
холодильного агрегата с конденсатором
воздушного охлаждения 2, ребристого
испарителя 1, вентиляторов осевого для обдува
конденсатора 7 и центробежного 6 для
подачи охлажденного воздуха. Количество
циркулирующего воздуха от 1 до'10 тыс. м3/час.
Мощность электродвигателей от 2,5 до
10 кет. Охлаждение конденсаторов
преимущественно водяное. Испарители
ребристые с пластинчатыми ребрами. Агрегаты
размещают либо в охлаждаемом
помещении, либо вблизи от него. В последнем
случае агрегат и охлаждаемое помещение
соединяют воздуховодами.
Пример расчета воздухоохладителя
Дано: весовое количество сухого
воздуха Gr = 5000 кг/час, количество
ощутимого тепла и влаги, подлежащих отводу,
Qc = 18000 ккал/час, Gw = 9 кг/час,
параметры воздуха у входа: tix = 19° G, <Pi ==s

ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ И АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
291
= 45%, in = 8,4 ккал/кг,
ил = 6,2 г/кг,
воздухоохладитель фреоновый
(ф-12) непосредственного
охлаждения. Приняты
вертикальные
однорядные секции; ребра
пластинчатые латунные
размером 45 X 360 X 0,5,
трубки медные 0 18 X
X 1,5, шаг ребер t =
= 4 мм, высота ребра
h = D5 — 18) X 0,5 =
= 13,5 мм; секция восьми-
трубная. Расположение
труб в
воздухоохладителе коридорное;средняя
скорость в живом
сечении wcp = 5 м/сек;
поверхность 1 пог. м одной
секции: полная
наружная, ребер, труб, не
занятых ребрами,
внутренняя и по среднему
диаметру труб fnap = 7,57;
fp = 7,17; fT = 0,396;
С = 0,377; fcp =
— 0,414 м2/пог. м; живое
сечение секции по
воздуху /жс = 0,188 м2/пог. м.
Определить: полную поверхность
воздухоохладителя, температуру кипения и
количество параллельных подводов фреона.
1. Параметры воздуха у выхода
Рис. 46. Агрегатный кондиционер большой производительности: 1 —
воздухоохладитель, 2 — конденсатор, з — компрессор, 4 — вентилятор
воздухоохладителя, 5 — вентилятор конденсатора
3. При tlcp =
1,212 кг/ж3 и
т/ _ Gl _
ср ¦
1ср
12° С, 9ср =60% 1ср
5000 ,,ОЛ м*
= -——- =4120 .
1,212 час
Qc
п
18 000
c'v'Gi
19-
= 4,2 °С,
4. Необходимое живое сечение i^ ,. =я
0;243 X 5000
: 0,240 + 0,47 dx = 0,243 ккал/кг
3600 • 1ср
5000
5С,
600x1.212 х 5"
: 0,229
ds = dl-
«о 9000 _
:Ь^"000~"
во фронтальном сечении устанавливаем две
секции одну под другой.
— 4,4 г/кг. По i, d-диаграмме
il2 = 3,7 ккал/кг; ср2 = 86 °/0.
Ширина воздухоохладителя В •.
0,229
F~
Wa
 х 0,188
= 0,608 м;
2. Тепловая нагрузка
- i/2) = 5000 (8,4 -
23500 ккал/час.
¦ 3,7) =
высота Я = 0,360 X 2 = 0,720 л*.
5. Коэффициент теплоотдачи от воздуха
к ребристой поверхности (см. «Основы
теплообмена»)
ас = 0,096 г~ °»28
ас = 0,096 х 0,004" °>28
X
10*
V7
1,80 X Ю-6 X 9,81 J
0,018\-
0,004;
X X
0,0135\-<ы*
0,004 )
5 X 1,212
X 0,0216 X
34,7 ккал/М' час °С.

292
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Рис. 47, Агрегатный кондиционер средней производительности (ЦКБХМ): 1 — ребря
обменнпк, о — ресивер, в — вентилятор

ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ И АГРЕГАТНЫЕ КОНДИЦИОНЕРЫ
-960-
t fr'NjtjL_±-i t ^^-^^Ф4^
стый* испаритель, s> — конденсатор, з — бессальниковый J компрессор, 4 — тепло
воздухоохладителя, 7 — вентилятор конденсатора

294
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Коэффициент теплоотдачи с учетом
неравномерности температурного поля по ребру
о'с = 0,850, ас = 29,5 ккал/м2час ° С.
6. Коэффициент влаговыпадения
Hi —Ч* _ 8,4 — 3,7
6 =
: 1,31.
c'v(tn — tl2) 0,243A9—4,2)
7. Коэффициент теплоотдачи с учетом
влаговыпадения
а = ; а'с = 1,31 X 29,5 = 38,6 ккалм2 час °С.
8. Продолжение прямой, изображающей
процесс в i, d-диаграмме, до <р = 100%
дает среднюю температуру поверхности
воздухоохладителя tH = + 1° С. Средняя
логарифмическая разность температур
поверхности воздухоохладителя и воздуха
Кар = 8>7° С.
9. Искомая поверхность
воздухоохладителя
Q __ 23 500
пар
нар
число рядов по глубине
70
38,6 X" 8,7'
; 70 м\
= 7,63.
7,57 X 0,608 X 2
Принимаем 8 рядов; глубина
воздухоохладителя L = S2 • я=D5+2) • 8 = 376 мм.
10. Эффективность ребер при -у- = -- =
= 2,5 из графика (см. [14] «Основы
теплообмена») при
= 0,0135 ]/"(
2 X 38,6
0,0005 X 73,8
гр = 0,75.
— 0,62
11. Коэффициент теплоотдачи от
стенок труб к кипящему фреону при
__<?__ 23 500
Ярен — F^ ~ о,377 X 2 х 0,608 х8^
= 6420 к к ал /ль2 час,
«„,= 2.4^ = 2.4 Х6420<"' =
= 1120 ккал м2 час °С.
12. Коэффициент теплопередачи
1
1
1
F
1
1
1
7,57
где е..
38,6 х 0,762 '1120 Х 0,377
= 19,3 ккал1 м? час °С,
- вр т hI — °>7D ' 757 +
'нар / пар '
0,396
" 7,57 =
= 0,762.
13. Зная средний логарифмический
перепад температур
Q 23500
пар ' нар
19,3 X 73,5
= 16,6 °С,
определяем подоором температуру кипения
—6° С.
14. Принимаем 8 шлангов, тепловая на-
23500 ooqn
грузка на шланг qF= —^—=2930 ккал/час.
Максимально допустимая тепловая
нагрузка на шланг при ф 18 X 1,5; t{} —
= — 5° С, Ьср = 14° С и 1Э = ZT+ lK =
= 0,608 X 16 + 15 X 0,6 =18,7^*S2U.i6
составит
^шк == 1340 X 2,72 = 3640 ккал/час.
ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ
К вспомогательным относятся теплооб-
менные, емкостные и улавливающие
аппараты, предназначенные для уменьшения
расхода энергии и обеспечения длительной
бесперебойной работы установки. В
зависимости от схемы одна категория
аппаратов является необходимой для создания
норхмального режима работы установки
(промежуточные сосуды, теплообменники
во фреоновых установках), а другая — для
улучшения эксплуатационных
показателей (водяные переохладители,
маслоотделители, осушители, воздухоотделители).
Маслоотделители
Маслоотделители предназначены для
улавливания масла, уносимого агентом из
компрессора в виде капель или пара.
Наиболее распространены
маслоотделители: пустотелые, с водяным
охлаждением агента и отбойной насадкой, барбо-
тажные.
Пустотелые маслоотделители служат
для отделения капель масла путем
резкого изменения величины и
направления скорости агента. Размер
отделяемых капель — 50 -Ь 100 ^ и выше. Мелкие
капли, а также пары масла аппаратом не
улавливаются и уносятся агентом в
конденсатор. Поэтому пустотелые
маслоотделители малоэффективны.
Маслоотделители с водяным
охлаждением, г, л ужат одновременно для
охлаждения паров агента. Из аппарата масло
выпускается в маслособиратель или картер
компрессора. Фреоновый маслоотделитель

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 295
со змеевиком из медных накатных труб
показан на рис. 48. Выпуск масла в картер
компрессора производится автоматически
с помощью поплавкового дроссельного
вентиля, работа которого контролируется
выносным мерным стеклом. Для улавливания
уносимых паром мельчайших частиц и
Пары фреона
-,-=# = 0,5 • К) +
к '
+ !>55 -тГ-гг-т- м* час °С/ккал,
1 Re^,ba lf '
где dc
Re^n
средний диаметр оребреннои
накатной (или гладкой) трубы,
Л^— отнесены к средней температуре
агента в маслоотделителе.
Маслоотделители с водяным
охлаждением весьма эффективны [9].
Барботажные маслоотделители (рис. 49)
аммиачных установок служат для отмывки
паров агента от масла и охлаждения их
в слое жидкого холодильного агента.
Отделенное масло оседает в нижней части ап-
I Пары аммиака
Пары
аммиака
Спуск Л
масла' I
Jijiie. 48. Маслоотделитель с водяным охлаждением
(ЦКБХМ — завод «Компрессор»): 1 —
охлаждающий змеевик, 2 — поплавковый вентиль для
выпуска масла, 3 — отбойный слой керамических
колец
пленок масла предусмотрен отбойный слой
из керамических колец.
Охлаждение пара рекомендуется про- к
изводить до температуры, превышающей
примерно на 10 ~f~ 20° С температуру
конденсации.
При определении поверхности змеевика
^ермическое-сопротивление может быть
рассчитано по приближенной формуле
Парыаппиат
Рис. 49. Барботаяшый маслоотделитель: а —
разрез; б — схема установки аппарата: 1 —
маслоотделитель О ММ, 2 — конденсатор

296
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
парата и через спускной вентиль удаляется
в маслособиратель.
Маслоотделитель должен непрерывно
пополняться жидким аммиаком из
конденсатора или ресивера вследствие
частичного испарения и уноса жидкости
при барботаже перегретого пара. Приток
жидкости обеспечивается при уровне
ее в отделителе, фиксируемом
снаружи корпуса приварной бобышкой,
на 150 Ч- 200 мм ниже штуцера
выхода жидкости из конденсатора или
ресивера [10].
Для уменьшения уноса жидкости в
маслоотделителе установлены
перфорированные отбойные конусы. Выравнивание
давлений в нагнетательном трубопроводе и
сосуде при остановке компрессора
осуществляется уравнительным отверстием во
входной трубе. В барботажных
маслоотделителях отделяется до 93 ~~- 97%
поступающего масла.
Подбор барботажных маслоотделителей
производят по диаметрам
присоединительных штуцеров (табл. 14).
Таблица 14
Аммиачные барботажные маслоотделители
марки ОММ завода «Компрессор»
Условный проход
Dyt мм
Диаметр корпуса
D, мм
Общая высота
Н, мм
Вес, кг
50
273
1470
105
70
273
1570
118
80
325
1600
147
100
426
1730
278
125
500
1970
310
150
60i
2370
398
200
700
2600
605
няют со всасывающей линией компрессора.
Выпуск масла производят после
установления в аппарате давления всасывания и при
полностью закрытых вентилях,
соединяющих маслособиратель с системой. Вентиль
Ко бсасыбающей линии
компрессора
Спуск
масла
Некоторые иностранные фирмы
применяют маслоотделители циклонного типа,
в которых создается устойчивое вихревое
поле, обеспечивающее коагуляцию
мелких частиц в крупные капли, а также
возникают центробежные силы,
отбрасывающие эти капли на стенки аппарата.
Циклонные аппараты рассчитаны на
большие скорости газовых потоков и имеют
малые габариты.
Маслособиратели
Маслособиратели применяют для слива
масла из аппаратов и последующего
удаления его из системы под низким
давлением (рис. 50 и табл. 15). Они уменьшают
потери агента и повышают безопасность
обслуживания.
Перед выпуском масла аппарат
отключают от линии высокого давления и соеди-
Рис. 50. Маслособиратель (завод «Компрессор»)
на спускном штуцере должен быть снабжен
устройством, обеспечивающим
автоматическое закрытие при снятии руки с рычага.
Таблица 15
Аммиачные маслособиратели завода «Компрессор»
Размер, мм; вес,
Диаметр корпуса D
Общая высота Н
\ Вес
кг
Марка
СМ150
159
610
15,6
СМ300 |
325
1123
83,9 1
В некоторых конструкциях для
выпаривания растворенного в масле агента и-

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 297
уменьшения его концентрации
предусматривают подогрев масла паром или
конденсатом (рис. 51).
Ко всасывающей
' линии
компрессора
йпуа
- масла
конденсат
Спуск масла I
Рис. 51. Маслособиратель с подогревом
масла
Для установок, в которых зарядка
аммиака менее 150 кг, маслособиратели не
обязательны [11].
Отделители жидкости
Отделители жидкости предназначены
для улавливания капель жидкости,
уносимых паром из испарительной системы, и
устанавливаются на всасывающей линии
компрессора.
Отделение жидкости от пара происходит
вследствие резкого изменения величины и
направления скорости агента (рис. 52 и
табл. 16).
Для питания испарительной системы
через отделитель жидкости предусмотрены
штуцер подачи ее от РВ и штуцер для
Уравнительной паровой линии.
Подбор отделителя жидкости
производят по диаметру паровых штуцеров; при
этом скорость пара в аппарате не должна
превышать 0,5 м/сек. Снаружи аппараты
имеют тепловую изоляцию.
Рис. 52. Отделитель жидкости (завод
«Компрессор»)
Таблица 16
Аммиачные отделители жидкости завода
«Компрессор»
Размер,
мм; вес,
1 кг
Dy
D
Н
Вес
Марна
О Ж 70
70
426 1
1630
240
ОЖ 100
100
50Э
2010
260
О Ж 125
125
600
2020
320
ОЖ 150 ОЖ 200
150
800
2420
515
200
1000
2510 1
900
1 Для отделителя ОЖ 70—диаметр наружный.
Теплообменные аппараты
П'ромежуточные водяные холодильники
служат для охлаждения перегретых паров
холодильного агента между ступенями
сжатия.
Разность температур охлажденного
агента и входящей воды составляет обычно
6^8°. При наличии холодной воды
охлаждение агента производят до температуры,
превышающей на 8 ~~ 10° температуру
конденсации при данном давлении. Иногда
в качестве промежуточного холодильника
используют маслоотделитель с водяным
охлаждением.

298
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Применяют различные типы
аппаратов: кожухозмеевиковые, двухтрубные,
кожу хотрубные и др. Агент обычно
проходит в межтрубном пространстве, вода —
внутри труб. Такое распределение потоков
обусловлено необходимостью: очистки
поверхности со стороны воды; отделения и
отвода масла; увеличения поверхности
со стороны охлаждаемого парообразного
агента.
Промежуточные сосуды применяют в
аммиачных установках двух- и
трехступенчатого сжатия для полного промежуточного
охлаждения пара, поступающего из
компрессора предыдущей ступени, и
переохлаждения перед регулирующим вентилем
жидкости, направляемой в испаритель.
Рис. 53. Промежуточный сосуд без змеевика
(завод «Компрессор»): 1—вход паров
аммиака из компрессора н. д., 2—выход паров
аммиака к компрессору в. д., з — паровая
уравнительная линия к ПРВ, 4 —
жидкостная уравнительная линия к ПРВ, б —
вход жидкого аммиака, 6 — выход жидкого
аммиака, 7 — выпуск масла, 8 —
уравнительное отверстие, 9 — к манометру, w —
указатель уровня, 11 — каплеотбойники,
12 — к дистанционному указателю уровня
Конструкции промежуточных сосудов
различны, и выбор их зависит от схемы
установки.
На рис. 53 (табл. 17) показана
конструкция аппарата, применяющегося в схемах
с двухступенчатым регулированием. Охла-
Таблица 17
Аммиачные промежуточные
сосуды завода
«Компрессор» (выпуск до 1959 г.)
Марка
50ПС
60ПС
80ПС
мм
500
600
700
Я,
мм
2590
2650
ЗОЮ
Условные диаметры
штуцеров, мм
dt
125
150
150
d2
125
150
150
d.
25
32
50
d4
32
40
50
Вес,
кг
350
440
552
Рис. 54. Промежуточный сосуд со
змеевиком (завод «Компрессор») (спецификация
см. рис. 53); 13 — жидкий аммиак в. д.

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 299
Таблица 18
Аммиачные промежуточные сосуды со змеевиком
для переохлаждения жидкости завода
«Компрессор»
Мар-
! ка
j /1ОПС3
5 ОПС?
eoncf
80ПСЗ
120ПС?
Змеевик
, :=
поверх
ность,
1,38
1,76
3,4
6,3
8,4
-
20
20
32
32
50
D,
мм
426*
500
600
800
1200
н.
мм
2460
2820
2860
3050
3740
Условные
диаметры
штуцеров,
мм
d,
70
100
150
150
300
dz
70
70
125
150
300
е*з
20
20
32
32
40
Bec.l
кг
380
410
550
860
2100
* Диаметр наружный.
ся лишь небольшое количество жидкости,
необходимое для охлаждения пара и
переохлаждения основного потока жидкости,
проходящего по змеевику.
Подача жидкости в аппарат
производится через поплавковый или терморегу-
лирующий вентиль. При подаче через ПРВ
обеспечивается полное омывание змеевика
кипящей жидкостью. В случае применения
ТРВ подача жидкости регулируется в
зависимости от перегрева пара, выходящего
из сосуда.
Охлаждение пара в сосуде происходит
также путем барботажа его через
жидкость, однако, в отличие от предыдущего
аппарата, жидкость, поступающая в
испаритель, маслом не загрязняется.
Во избежание попадания жидкости
в нагнетательный трубопровод ступени
Гпс. 55. Переохладитель с водяным охлаждением (завод «Компрессор»): а — односекционный; б —
двухсекционный
ждение пара достигается контактом с
жидкостью, подаваемой во входную паровую
трубу, и барботажем его через жидкость
в сосуде. Одновременно происходит также
отделение масла.
Барботаж пара сопровождается уносом
капель жидкости, для уменьшения
которого предусмотрены конусные
перфорированные отбойники.
Через промежуточный сосуд этого типа
проходит весь жидкий агент, поступающий
из конденсатора.
В схемах с одноступенчатым
регулированием применяют другую конструкцию
(рис.54 и табл.18). В корпус аппарата подает-
н. д. (например, при пуске
компрессора) во входной паровой трубе в
сосудах обоих типов предусматривают
уравнительное отверстие, обеспечивающее
одинаковые давления в сосуде и
трубопроводе.
На аппарате устанавливают
предохранительный клапан.
При расчете промежуточных сосудов
принимают: скорость пара в сечении
сосуда не более 0,5 м/сек, скорость жидкости
в змеевике 0,4 -f- 0,7 м/сек; разность
температур переохлажденной жидкости после
змеевика и кипения при промежуточном
давлении около Зч-5°.

300
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Коэффициент теплопередачи змеевика
с учетом загрязнений составляет 500-т-
600 ккал/м2час ° С.
Переохладители с водяным охлаждением
предназначены для переохлаждения
жидкого аммиака перед регулирующим
вентилем.
„ к кал
Лм2ш°С
600
500
жидким агентом и поступающей водой
составляет обычно 2-ьЗ°.
Конструктивно переохладители
выполняют из труб ф 38 X 3,5 (внутренняя) и
Ф 57 X 3,5 (наружная) в виде противоточ-
ных одно- или двухсекционных аппаратов;
агент проходит по межтрубному
пространству. Секции соединены между собой
параллельно, а трубы в каждой секции —
последовательно (рис. 55, табл. 19).
Таблица 1»
Аммиачные переохладители завода «Компрессор»
Марка
5ПП
6ПП
8ПП
12ПП
16ПП

Поверхность

лаждения F,
4,86
5,85
7,8
11,7
15,6

Количество
секций
1
1
1~
2
2
Высота
Н, мм
1250
1380
1690
1700
2010
Вес, кг
480 1
565
730 j
1110
1450 |
всасываемого пара и одновременного
переохлаждения жидкого агента перед регулг-
рующим вентилем во фреоновых
машинах.
Их выполняют обычно кожухозмееви^
кового типа; по змеевику проходит жидкий
агент, в межтрубном пространстве — паро-
400
300
.-ZOO
=рИ
/000 2000 3000 4000 6 w Мао
Рис. 56. Значение коэффициента
теплопередачи k в аммиачных переохладителях
в зависимости от количества аммиака Ga
и воды G , отнесенных к одной секции [12]
При наличии источников с разными
температурами воды переохлаждение
производят водой с более низкой температурой.
Разность температур между охлажденным
Ларожидкостная
/ СМЕСЬ
Зависимость коэффициентов
теплопередачи в аппарате от количеств воды и
жидкого агента приведена на рис. 56 [12].
Переохладители с непосредственным
охлаждением кипящим агентом применяют
в двухступенчатых холодильных машинах
для переохлаждения жидкости перед
регулирующим вентилем.
Такие переохладители выполняют двух
типов: «труба в трубе» (рис. 57) и кожухо-
змеевиковые. В межтрубном пространстве
протекает кипящий холодильный агент,
в трубах — переохлаждаемая жидкость.
Теплообменники регенеративные пар —•
жидкость предназначены для перегрева
^Пары агента
Рис. 57.
Переохладитель с непосредственным испарением типа
«труба в трубе» (ЦКБХМ)

I
ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 30!
640
Рис. 58. Теплообменник фреоновый (ЦКБХМ): 1 — вход жидкого фреона, 2 — выход жидкого
фреона, з — вход влажных паров фреона, 4 — выход перегретых паров фреона
Рис. 59. Теплообменник-переохладитель фреоновый (ЦКБХМ): 1 — вход жидкого фреона из
конденсатора, 2 — выход жидкого фреона, 3 — вход паров фреона из испарителя, 4 — выход
паров фреона в компрессор н. д., 5 — вход жидкого (кипящего) фреона промежуточного
давления, б — выход паров фреона в компрессор в. д., 7 — устройство для обеспечения возврата масла
в компрессор
образный. На рис. 58 показана
конструкция фреонового теплообменника с двумя
змеевиками. Он может быть установлен в
горизонтальном или вертикальном
положениях.
При тепловом расчете фреонового
теплообменника скорость жидкости в змеевике
принимают-0,8-?-1 м/сек,) скорость пара
в живом сечении ОТпарата 8 ~~ 10 м/сек.
Коэффициент теплопередачи для
теплообменника со змеевиком из гладких труб,
отнесенный к внутренней поверхности
трубы, составляет примерно 200 -Ь 250
ккал/м2 час° G.

302
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Теплообменники, работающие при
температуре ниже 0°, покрывают тепловой
изоляцией.
В конструкции на рис. 59 совмещены
теплообменник и переохладитель.
Жидкий фреон проходит
последовательно по двум змеевикам. В первом он
предварительно охлаждается паром,
поступающим из испарителя, а во втором
переохлаждается кипящим при промежуточном
давлении агентом.
На разрезе по АБВГ показано
устройство для периодического возврата масла,
выделяющегося при перегреве паров
агента; по мере осаждения масла на дно трубы
перекрывается проход для пара, и
масляная пробка выбрасывается паром во
всасывающую линию ступени высокого
давления.
Ресиверы
Ресиверы для жидкого агента
предназначены для компенсации переменного
заполнения жидким агентом испарителя и
конденсатора при различных режимах
работы, а также для создания запаса
холодильного агента в системе,
обеспечивающего длительную надежную работу
установки.
мер, в агрегатированных фреоновых
установках) поступление жидкости в ресивер
происходит пульсирующим потоком по
мере заполнения конденсатора. Паровую
уравнительную линию не предусматривают.
Аммиачные ресиверы в установках,
заполненных аммиаком в количестве более
60 кг, должны быть снабжены манометром,
пружинным предохранительным клапаном
для выпуска аммиака в атмосферу и
указателем уровня жидкости [11].
Фреоновые ресиверы емкостью свыше
30 л также снабжают этими приборами.
Ресиверы выполняют в виде стальных
горизонтальных или вертикальных сварных
сосудов (рис. 60 и табл. 20).
Таблица 20
Аммиачные ресиверы завода «Компрессор»
Марка
0,75РВ
1,5РВ
2,5РВ
3,5РВ
5РВ
Емкость,
Л13
0,75
1,5
2,5
3,5
5,0
D, мм
600
800
800
1000
1200
L, мм
3000
3600
5550
5100
5750
Вес, кг
450
710
1035
1500
2240
Рис. 60. Ресивер горизонтальный (завод «Компрессор»): 1 — вход жидкого агента, 2 — выход
жидкого агента, 3 — уравнительная линия к конденсатору, 4 — воздухоотделитель, 5 — выход
воздуха, 6 — вход жидкого агента в воздухоотделитель, 7 — выход агента из воздухоотделителя, 8 —
предохранительный клапан, 9—грязевик, Ю — выпуск масла
Дренажные ресиверы служат для
временного слива жидкого агента из
отдельных элементов холодильной установки.
Ресиверы устанавливают на стороне
высокого и низкого давления.
При размещении их на стороне высокого
давления ниже конденсатора
предусматривают паровую уравнительную линию; при
расположении выше конденсатора (напри-
Воздухоотделители
Воздухоотделители предназначены для
уменьшения потерь агента при удалении
из системы холодильной установки
неконденсирующихся газов.
Действие воздухоотделителей всех
конструкций основано на охлаждении парога-

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 303
а) 6) в)
Рис. 61. Зависимость содержания воздуха в паровоздушной смеси, выпускаемой в атмосферу (в % по
весу), от температуры охлаждения смеси t CM и суммарного давления в конденсаторе рсм кг /ем*; а —
дли аммиака [13]; б — для ф-22; в — для ф-12; р — давление насыщения холодильного агента
Рис. 62. Воздухоотделитель кожухозмеевиковый: 1 — вход
паровоздушной смеси, 2 — выпуск воздуха, з — выход конденсата, 4 — вход
кипящего агента, 5 — выход паров агента
Рис. 63. Воздухоотделитель системы Кобулашвили: а — общий вид; б — схема присоединения
аппарата: 1 — вход паровоздушной смеси из конденсатора, 2 — выпуск воздуха, 3 — подвод жидкого
аммиака от РВ, 4 — отвод паров аммиака в испаритель, б — дроссельный вентиль для конденсата,
6 — регулирующая станция

304
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
зовои смеси, находящейся под давлением
рк, до температуры t0.
Целесообразность установки
воздухоотделителей иллюстрируется рис. 61. При
давлении, например, 10 ата содержание
воздуха в выпускаемой смеси (в %)
составит при охлаждении:
водой до температуры +20° С
смесь с NH3 20
» » ф-22 3
» » ф-12 15
кипящим агентом до температуры —20° С
смесь с NH3 87
» » ф-22 50
» » ф-12 59
При давлении 8 ата (рис. 61, а) и
температуре + 10° содержание воздуха в
смеси составляет 35%.
Применение воздухоотделителей
обязательно для всех установок, во
всасывающих линиях которых возможно понижение
давления ниже атмосферного. В
одноступенчатых установках с избыточным
давлением во всасывающих линиях
воздухоотделители не обязательны.
Конструкции воздухоотделителей
разнообразны.
Воздухоотделитель кожухозмеевикового
типа показан на рис. 62. По змеевику
протекает кипящий агент, в межтрубном
пространстве конденсируется агент из
парогазовой смеси. Недостатком конструкции
является влияние теплопритока через стенку
кожуха на концентрацию воздуха в смеси,
выпускаемой в атмосферу.
Наиболее полное отделение воздуха
достигается в воздухоотделителе системы
Кобулашвили (рис. 63).
Жидкий холодильный агент поступает
от регулирующей станции в центральную
трубу аппарата, затем в кольцевое
пространство третьей трубы и испаритель.
Парогазовая смесь подается в наружную
четвертую трубу, затем в узкую кольцевую
щель второй трубы, охлаждаемую с обеих
сторон агентом. Сконденсированный
аммиак стекает благодаря наклону в сторону,
обратную движению обогащенной газами
смеси, перепускается во внутреннюю трубу
через дроссельный вентиль и
присоединяется к основному потоку холодильного
агента.
Неконденсирующиеся газы из
аммиачных машин выпускаются в атмосферу через
сосуд с водой.
В некоторых случаях
воздухоотделители выполняют в виде двухтрубных
аппаратов, устанавливаемых непосредственно
на ресиверах (рис. 60). Применяются также
автоматические воздухоотделители.
Фильтры
Фильтры устанавливают: на
всасывающей линии компрессора для защиты
цилиндров от попадания в них загрязнений
в виде ржавчины, окалины и др. (паровые
фильтры—грязеуловители); на жидкостной
линии непосредственно перед
регулирующим вентилем для защиты приборов
автоматического регулирования от засорения;
на всасывающей линии в масляный насос
для фильтрации смазочного масла.
Для фильтрации жидкого и
парообразного аммиака служат стальные сетки с
размерами ячеек 0,4 мм, устанавливаемые
в 2-f-3 слоя. При фильтрации фреона
применяют латунные сетки с ячейками для
паров — 0,2 мм, для жидкости — 0,1 мм.
Жидкий фреон перед приборами
автоматики фильтруют через ткани:
асбестовую АТ-2, фетр, фильтромиткаль.
Применяют также патронные фильтры
со стаканами, изготовленными из пористой
керамики.
Жидкий
агент
Жидкий
агент
Рис. 64. Паровой сетчатый фильтр (завод
«Компрессор»): 1 — фильтрующая сетка, 2 — дырчатый каркас
Рис. 65. Жидкостный сетчатый фильтр (завод
«Компрессор»)

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 305
Рис. 66 Фильтр матерчатый для фреона (ЦКБХМ): 1 — фильтрующая ткань, 2 —
каркас, 3 — пружина
Стандарты на фильтрующие элементы —
см. «Материалы».
Поверхность фильтрации колеблется в
широких пределах. При выборе ее исходят
из скоростей (м/сек):
паровые сетчатые фильтры . . . 1-М,5
жидкостные сетчатые .... 0,07—0,1
жидкостные матерчатые . . 0,03-f-0,(!5
Сопротивление незагрязненных
сетчатых фильтров невелико — несколько
миллиметров водяного столба.
В конструкциях парового и
жидкостного сетчатых фильтров (рис. 64 и 65)
чистка и замена сеток возможна без
разъединения коммуникаций.
Конструкция жидкостного фреонового
матерчатого фильтра показана на рис. 66.
Осушители
Осушители применяют во фреоновых
холодильных установках для адсорбции
влаги из жидкого агента при заполнении
системы и эксплуатации. В качестве
сорбента используют гранулированный
силикагель марки КСМ (ГОСТ 3956—54), размер
зерен 3-f-5 мм.
Силикагель применяют до температуры
4-30° С; выше этой температуры его
поглотительная способность резко падает.
Поэтому осушители устанавливают на
жидкостных линиях между теплообменником и
регулирующим вентилем.
В мелких установках, где отсутствует
переохлаждение жидкости, использование
осушителей целесообразно только в
период заполнения системы.
Силикагель поглощает также масло и
фреон, вследствие чего поглотительная
способность слоя по отношению к воде в
осушителях уменьшается.
Высоту аппарата выбирают по
конструктивным соображениям, имея в виду, что
время защитного действия увеличивается
пропорционально высоте слоя сорбента.
Рис. 67. Осушитель фреоновый со вставным
стаканом для сорбента (ЦКБХМ): 1 — силикагель,
2 — входная сетка, з — выходная сетка, 4 —
пружина, 5 — уплотнительное кольцо

306
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Объемную скорость жидкости в
осушителях выбирают в пределах 0,08 -ь
-Ь 0,2 л/мин см2 @,013-ь 0,033 м/сек). При
скорости выше 0,2 л/мин см2 @,033 м/сек)
время защитного действия слоя сорбента
уменьшается и одновременно усиливается
измельчение (истирание) его и унос из
осушителя.
Арматура
Запорные аммиачные вентили и
задвижки (табл. 21) применяют в качестве
запорной арматуры на аммиачных линиях.
Запорные аммиачные вентили малых
размеров выполняют стальными коваными,
вентили больших размеров — из спецп-
Рис.
Осушитель-фильтр фреоновый (ЦКБХМ): 1 — стакан с силикагелем, 2-
з — сетчатый каркас, 4 — пружина
-фильтрующая ткань.
Гидравлическое сопротивление
осушителей при скорости 0,2 л/минсм2 не
превышает 100 мм вод. ст. на 1 м высоты слоя.
В конструкции осушителя (рис. 67)
смену силикагеля производят без
демонтажа аппарата.
Вход жидкости в осушитель и выход из
него осуществляется через развитые
поверхности сетчатых фильтров с размером
ячеек 0,5 мм. Однако мельчайшие частицы
сорбента, образующиеся по мере его
истирания, сеткой не задерживаются и уносятся
жидким агентом. Поэтому после осушителя,
как правило, устанавливают фильтр. На
рис. 68 показана совмещенная
конструкция осушителя-фильтра. Фильтрующим
элементом служит асбестовая ткань марки
АТ-2 (ГОСТ 6102—52).
Регенерацию силикагеля рекомендуется
производить путем пропускания через
осушитель горячего воздуха или азота при
температуре 190—200° С, либо вакууми-
рованием при температуре 100—120° С.
В низкотемпературных установках
некоторые иностранные фирмы применяют
осушители с последовательным
прохождением агента через слои силикагеля и алюмо-
геля. Последний обладает низкой влагоем-
костью, но производит более глубокую
осушку.
ального чугунного или стального литья.
Некоторые конструкции аммиачных
вентилей приведены на рис. 69. Для салыш-
ков вентилей применяют хлопчатобумаж-
Вентили запорные аммиачные: а — угло~
вой; б — проходной
ную или асбестовую прографиченную
набивку. В зависимости от размера вентиля
резьбу шпинделя выполняют внутри
корпуса либо выносят в наружную крышку или
ее траверсу. Запорный клапан соединяют

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ
307
1 О
о
оо
<=>
о
CD
о
о
ю
о
о
300
о
см
о
°
о
о
оо
о
о
ю
©
«*
с^
со
СМ
о
1 см
о
со
- 3
а*
« 5
° 2
ч и
о о
>> &
с
со
ю
>э 3
н я
О)
с
ад"
t=C
л
со
н
о
о
Ю
о
ю
о
ю
се
к
а
ев
*
?
см
о
со
? я
цСМ
t>-CJ5
со^
о
05
о
н
оо
Е-
ю
со
иО
ч*
1С
СМ
о
LTD
El
о
о
-
о
со
о
я
Я к
л?
R Я
я «
н «
я «
PQ
1
сэ
•!•
о
о
"Iе
о
•1-
см
с"
lO
«*
СО
ю
см
ю
•1*
СЮ
•jf
°i
-
1
см
"г
о ^
У к
Е4 Я г-,
S о § 
яём 2
Яща -
>в<Ен Н ю
в92 г:
о S я
й
подвижно со шпинделем для компенсации
перекосов и плотного запирания вентилей.
Вентили, кроме Ауби 10, имеют
верхнее баббитовое уплотнение для разгрузки
сальника при поднятом до отказа
шпинделе.
Запорные вентили для фреоновых линий
(табл. 22) имеют, кроме сальникового
уплотнения шпинделя, глухой колпачок над
шпинделем, ввиду большой текучести фре-
онов.
Коэффициенты местных сопротивлений,
так же как для аммиачных вентилей,
соответствуют литературным данным
испытаний вентилей подобных конструкций, либо
определены примерным расчетом.
Таблица 22
Арматура фреоновых трубопроводов [14]
Условный проход! _
Dy, мм 1 ь
10
Марка 15Б346К-1
вентиля 15Б35бк-1
Коэффициент
местного
сопротивления С
[15, 16, 17]
3,6-4,5
1,2
20
25
15кч32р
15кч37р
10,5
9,3
32
40
50
15кч80р
4,5—6
Примечание. Верхним цифрам строки
«Марка» соответствуют верхние цифры строки «С».
Вентили с условным проходом DyGn
10 мм выполняют мембранными.
На рис. 70 приведена конструкция
фреонового вентиля.
Рис. 70. Вентиль запорный
фреоновый
Регулируюгцие ручные вентили
предназначены для дросселирования
холодильного агента от давления конденсации до
давления кипения и плавного
регулирования количества жидкости, подаваемой в
испаритель (рис. 71).
Конструктивные особенности: мелкая
резьба на шпинделе и специальная форма

308
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
золотника клапана (удлиненный конус
с малым углом у вершины или
цилиндр с треугольными продольными выре-
Рис. 71. Вентили регулирующие цапковые
зами), обеспечивающая плавное
регулирование [14].
Обратные клапаны предназначены для
предотвращения обратного потока пара из
t
Рис. 72. Клапан обрат»
ный наперстковый
конденсатора (рис. 72 и 73). Их
устанавливают на нагнетательном трубопроводе
компрессора.
Клапан (рис. 72) стальной
наперстковый располагают в чугунном корпусе. На
рис. 73 показана конструкция грибкового
клапана, корпус которого имеет такую же
форму, как корпус вентиля. Для лучшего
уплотнения предусмотрена баббитовая
вставка.
Трубы и трубные соединения
Для аммиачных линий применяют
стальные бесшовные трубы—ГОСТ 301—50
(табл. 23).
Таблица 23
Сортамент стальных бесшовных труб для
аммиачных и фреоновых холодильных установок
(ГОСТ 301-50) *
35
ЕЙ Н
УСЛОЕ
прохо
мм
3
6
8
10
15
20
25
32
40
| 50
70
80
100
1 125
150
200
250
300
350
400
%
!Q~
й а
? н
И 5 ^
6
10
12
14
18
22
32
38
45
57
76
89
108
133
159
219
273
325
377
426
«
а
ЕЙ
м а ^
PQ RQ
4
6
8
10
14
18
27,5
33,5
40,5
50
69
82
100
125
150
207
259
309
357
404
ЕЙ .
а а
Эй
м И
1
2
2
2
2
2
2,25
2,25
2,25
3,5
3,5
3.5
4
4
4,5
6
7
8
10
11
о о
а е-,
л2^
«о °
л а г
асг к
0,126
0,283
0,503
0,785
1,54
2,53
5,95
8,8
12,8
19,6
37,4
52,8
78,5
123
177
337
528
751
1006
1370
го
О
о*
0,123
0,395
0,493
0.592
0,789
0,986
1,65
1,98
2,37
4,62
6,26
7,38
10.26
12.73
17,15
31,52
45,92
62,54
90,51
112,58
Таблица
Сортамент медных труб для фреоновых
холодильных установок
(ГОСТ 617-53)
Услов
прохо
мм
3
6
8
10
15
20
25
32
40
50
70
3
а о. „
6
9
10
12
18
24
28
36
45
55
75
1 ,н
н 5? -
а а «
и 5Q
4
7
8
10
15
25
32
40
50
70
а „
к а
1
1
1
1
1,5
1,5
1,5
2,0
2,5
2,5
2,5
Оэт
о 5
ля .
cd <U *н
Плош
попер
сечеш
0,125
0,385
0,505
0,785
1,76
3,46
4,91
8,05
12,5
19,6
38,48
с\э
о
CD ~
PQ =4
0,140
0,224
0,252
0,307
0,692
0,943
1,111
1,900
2.969
3,668
5,065
Рис. 73. Клапан обратный
грибковый: 1 — корпус клапана, 2 —
клапан, з — баббитовая вставка
Фреоновые трубопроводы с условным
проходом до 20 мм включительно
выполняют, как правило, из медных труб —
ГОСТ 617—53 (табл. 24), для больших

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 30&
W/WS/
Рис. 74. Фланцы трубопроводов: а —
круглый; б — квадратный (для
условных проходов 20-f- 50 мм)
условных проходов — из стальных
бесшовных труб.
Фланцевое соединение применяют для
стальных и медных труб с условным
проходом более 20 мм.
Фланцевое соединение имеет впадину
и выступ в парных фланцах и уплотняется
прокладкой.
Размеры фланцев выполняют:
присоединительные — по ГОСТ 1235—54 и
основные—по ГОСТ 1255—54 для Ру = 16
и 25 кг/см2, а уплотнительных
поверхностей — по ГОСТ 6971—54 на давление
40 кг/см2 (табл. 25 и рис. 74).
При приварке стальных труб следует
применять плоские фланцы, при этом для
•я р
Проход!
условны
Dy, AIM
20
25
32
40
50
70
80
100
125
150
175
200
225
250
300
350
400
Основные размеры (мм)
di
26
33
39
46
58
77
90
110
135
161
196
222
248
275
328
380
429
D
_
—
—
_
—
180
195
230 B15)
270 B45)
300 B80)
330 C10)
360 C35)
395 C65)
425 D05)
485 D60)
550 E20)
610 E80)
В
82
90
J 05
112
122
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
?>i
75
85
100
НО
125
145
160
190 A80)
220 B10)
250 B40)
280 B70)
310 B95)
340 C25)
370 C55)
430 D10)
490 D70)
550 E25)
и вес фланцев аммиачных
в2
58
68
78
88
102
122
138
162 A58)
188 A88)
218 B12)
248 B42)
278 B68)
305 B95)
335 C20)
390 C78)
450 D38)
505 D90)
Ds
50
57
65
75
87
109
120
149
175
203
233
259
286
312
363
421
473
Di
51
58
66
76
88
НО
121
150
176
204
234
260
287
313
364
422
474
Ь
18A6)
18A8)
20 A8)
22 B0)
24 B2)
24 B4)
26 B4)
28 B6)
30 B8)
30 B8)
32 B8)
32 C0)
34 C0)
34 C2)
36 C2)
42 C4)
44 C8)
Т а
б л и
ц а 25
и фреоновых трубопроводов
/
9
2
9
3
3
3
3
3
3
3
3
3
3
3
4
4
4
h-h
4
4
4
4
4
4
4
4,5
4,5
4,5
4,5
4,5
4,5
4,5
4,5
о
5
d
14
14
18
18
18
18
18
23 A8)
25 A8)
25 B3)
25 B3)
25 B3)
30 B3)
30 B5)
30 B5)
34B5)
34C0)
«
Число
отверстЕ
4
4
4
4
4
8( 4)
8( 8)
8( 8)
8( 8)
8( 8)
12 ( 8)
12 A2)
12 A2)
12A2)
16 A2)
16 A6)
16 A6)
Вес, кг
(ъ= для
Р 25)
У 1
тип А
0,74
0,92
1.4
1,6
2.1
3,25
4,2
6,36
8,7
10,9
12,35
15,2
17,6
19,9
, 28,5
39,2
46,8
тип J5
0,6
0,65
1,32
1,5
1,85
3,19
3,84
5,64
7,82
9,9
11,45
13,7
16,4
17,9
25,1
29,5
43,5
Примечание. Размеры в скобках для Ру = 16 кг/см2.

310
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
труб с условным проходом до Dy = 50 мм
рекомендуются квадратные фланцы.
Для соединения медных труб
применяют фланцы тех же основных размеров,
но с тонким буртом под пайку.
Соединение с отбортовкой медной трубы
(рис. 75, а — д и табл. 26) применяют во
фреоновых установках на линиях с
условным проходом до 20 мм включительно.
Отожженную медную трубу, отборто-
Рис. 75. Трубное соединение с
отбортовкой медной трубы: а — к трубе;
б — к изделию на ввертном штуцере;
в — к арматуре; 1 — труба, 2 —
штуцер, 3 — гайка накидная, 4— изделие,
5 — арматура; г — штуцер; д — гайка
накидная
Материалом для прокладок служит паро-
нит, в аммиачных линиях —толщиной 2 мм,
во фреоновых — 0,5 мм. Кроме того, во
фреоновых линиях применяют масло-бен-
зостойкую резину толщиной 0,5—1 мм.
ванную под углом 90°, зажимают между
коническими поверхностями штуцера и
гайки, затянутых на резьбе. Тщательно
обработанная поверхность конуса штуцера
не должна иметь продольных рисок.
Таблица 26
Основные размеры трубного соединения с отбортовкой медной трубы
Условный
проход,
мм
3
6
8
10
15
20
d
1М12
1М14
1М16
1М20
1М27
1МЗЗ
d0
4
6
8
10
15
20
di*
1/8"
1/4"
3/8"
3/8"
1/2"
3/4"
d2
4,5
6,5
8,8
11
16
21
Штуцер, мм
ds
9
11.8
13,5
17,5
24
30
di
10
13,5
17,5
17,5
22,5
25,5
L
36,5
42
47
54
66
75
h |
16,5
18,5
20,5
25,5
28
31
h |
14
15
17,5
17,5
22,5
25,5
/ 1
4,5
4,5
5,5
6,5
8
9
S
i 14
17
19
22
32
36
d5
6,3
9,4
10,4
12,4
18,6
24,6
Гайка, мм
H
20
24
26
32
35
40
h
12
13
15
19
20
22
S
17
19
22
27
36
41
* Резьба трубно-коиическая по OCT 20008—38.
Основные размеры ниппельного соединения
Таблица 27
г—
Условный
проход,
мм
6
8
10
15
20
d
1М16
1М20
1М20
1М27
1МЗЗ
2М42
d0
4
6
8
10
15
20
Штуцер, мм
di
1М16
1М16
1М16
1М20
1М20
1МЗЗ
d2
7,5
10,5
12,5
14,5
20,5
26
L
34
38
38
46
55
65
*i
12
15
15
18
20
22
h
12 1
12
12
15
18
20
S
22
22
22
27
36
46
D
26
26
26
26
37
42
Гайка, мм
d3
11,5
15,5
15,5
20
25,5
32,5
Я
16
20
20
25
27
30
h
13
16
16
20
21
24
S
22
27
27
36
41
50
Ниппель, мм
Di
ill
18
18
23,5
29
38
d4
11
15
15
19,5
25
32
d5
7
10
12
14
20
25
de
6,5
10,5
12.5
14,5
20,5
26
lA ь
16
18
18
20
20
22
3
4
4
5
5
6
с
9
10
Ю
12
12
12

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ
311
Уплотнение штуцера в корпусных
деталях производится ввертыванием луженого
конца штуцера с конической трубной
резьбой.
5
обеспечения надежной плотности
соединения.
Ниппельное соединение (рис. 76, а— д
и табл. 27) для аммиачных трубопроводов
120° ^
Рис. 76. Ниппельные соединения: а — труба к изделию; б — с ввертным
штуцером; 1 — штуцер ввертной, 2 — гайка накидная, з — ниппель, 4 — прокладка
5 — изделие; в — штуцер; г — гайка накидная; д — ниппель
Детали этого типа соединений выпол- широко распространено в практике холо-
няют стальными или латунными, однако дильного машиностроения,
штуцер, ввертываемый в стальной корпус, Соединение рассчитано на условное
рекомендуется выполнять латунным для давление 25 кг 1см2 и относительно малога-
мм
200
80
60
50
40
30
20
15
Ю
Н I I I I
гптп!
V
I I I I I l\r
д1°с1Ж
M
*M\k
("^.„t^rXHT
f2
\МЩ
i I i i i
i
ШТП
J-btrlp'ft,
ffij^f
ЙХи-^^^
к^НТ ^
T^*iN ^
1 1 II
. 1 2 \Jn\\\XM
'шШт
2*rjM\ LU-тП
ep^c^^-ilLilL!
С
'viil И я
^ЩШ
1 1 р^У>ГТМ 1
"i^M11 i4-
r 1
2 3 4 5678 10
20 30 40 50 60 80100 200 300Ш500 600 000
0оЮ'3ккал/час
Рис. 77. Диаметры аммиачных трубопроводов при длиш* магистрали 30 ле;
линии: 1 — всасывающая, 2 — нагнетательная, з — жидкостная от
конденсатора к ресиверу, 4 — жидкостная от ресивера к РВ

312 АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Таблица 28
Скорость и полное допустимое гидравлическое сопротивление в трубопроводах
(ф-12, ф-22 и NH3>
Наименование линии
Всасывающая в компрессор
| *о=0-7--30°С
t0 <Z — 30°С
tQ = 0 -Ь -ЗО'С
t0 < -30°С
Нагнетательная
Жидкостная от конденсатора
к ресиверу (сливная)
Жидкостная от ресивера к РВ
1
Холодильный
агент
ф-12, ф-22
NH3
ф-12 и ф-22
NH3
NH3
ф-12, ф-22, N11 з
Скорость,
м /сек
8-15
10-20
10-18
12—25
<0,6 1
0,5—1,25
Полное допустимое
гидравлическое сопротивление,
кг (см2
0,2 -f 0,07
<0,07 j
0,2 -f 0,05 !
<0,05 1
0,14—0,28 j
Не допускается парообразова-1
ние до РВ 1
баритно. Его применяют также на
фреоновых линиях в транспортных фреоновых
установках.
Наряду с ниппельными используют
ш т у ц е р н о-т орцовые
соединения (ГОСТ 5890—51).
Выбор диаметров трубопроводов
Выбор диаметров трубопроводов при
проектировании холодильных установок
производят с учетом скорости агента,
коэффициента местных сопротивлений,
допускаемой потери давления на
определенной длине трубопровода.
При сложных конфигурациях
трубопроводов, сильно разветвленных сетях,
большом количестве местных сопротивлений и
необходимости строгой проверки
выбранного диаметра производят расчет полного
гидравлического сопротивления
трубопровода и сравнение его с допустимым (табл.28).
По графикам (рис. 77, 78 и 79) можно
предварительно выбрать диаметры
паролем
вых и жидкостных трубопроводов для
аммиака, фреона-22 и фреона-12 [7].
Допустимые потери давления Л/> кг/см2 отнесены
к прямой трубе длиной 30 м.
При пользовании графиком (рис. 78)
для пересчета на другое падение давления
величину Q0 следует умножить на
поправочный коэффициент К:
^Ррасч
А1'граф
К
0,25
0,47
0,5
0,69
1,0
1,0
1,5
1,245
2,0
U5
3,0
1,8
4,0
2,1
5,0
2,36
На рис. 80 для каждого диаметра
приведены холодопроизводительности,
соответствующие минимально допустимым для
возврата масла скоростям в вертикальных
всасывающих трубопроводах фреоновых
холодильных установок [7].
Практически скорости пара во
всасывающих трубопроводах имеют более высо-
?Ю
300
200
§100
%80
1 60
%F,0
Щсо
| J0
| 20
1П
H"Ro*
+ Ho4i^
to
ИЛ*5"ъ
Щ^
»i
lJ
——
EHEHf
4-1 +• "'
Ш*&?
W&eSSZ
*ттЧ V
j j L
l4hiT l
зЫр
Щ^?
1 Li-f^^
Mill
^
2.
i Mil
/
2 3 4 5 6 8 10
20 30 ?) 5060 80100
, 200 ЗООШ50060П800
~'3ккал/час
Pnc. 78. Пропускная способность трубопроводов для ф-22 при потере
давления 0,07 кг/см* в трупе длиной 30 м; J — всасывающая, 2 —
нагнетательная, з — жидкостная

ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ, АРМАТУРА И ТРУБОПРОВОДЫ 31$
Uy мм
3 4 5 6 78910
Z0 30 40 50 60 80 ЮО
200 300 400 600 800 WOO
Ц0 Ш'*««Щт
Гис. 79. Пропускная способность трубопроводов для ф-12 при указанных потерях давления Др
на 30 пог. м трубы линии: 1 — всасывающая, 2 — нагнетательная, з — жидкостная
кие значения и, так же как скорости в
нагнетательных и жидкостных
трубопроводах, изменяются в широких пределах.
При проектировании аммиачных и
фреоновых установок пользуются значениями
скоростей и полного допустимого
гидравлического сопротивления для каждой
линии, приведенными в табл. 28.
Указанное падение давления в трубопроводе
соответствует изменению температуры
насыщения аммиака на 0,5 ~- 1°, фреонов
на 1 + 2°.
Расчет полного гидравлического
сопротивления трубопровода \р кг/м2 производят
суммированием сопротивлений отдельных
его участков (прямых труб, фасонных
частей, аппаратов и др.).
Гидравлическое сопротивление
отдельного участка
APi = С/ • -tj— кг/м2,
где С* — коэффициент местного
сопротивления участка;
Wi — средняя скорость движения
агента в сечении Fiy м/сек;
Y;—средний удельный вес агента, кг/м3.
Значения коэффициентов местных
сопротивлений С для различных элементов
с1мм
wo
300
200
100
80
60
50
40
30
20
Jj^ptp
-/
I 1.1 I I /\
i^M^p^^
п^Ртм
J^rW
<^-п<Р^ 1
' 1 у2х |
JH^prf—
I—ill]
2 3 456 8:
20 30 40506080100
200 300 Ш500 600800
Qo-10 3 к кал/час
Рис. 80. Максимальные допустимые диаметры всасывающих вертикальных
трубопроводов, обеспечивающие возврат масла во фреоновых
установках: 1—ф-12; 2—ф-2Л

314
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
л
0,080
0,070
0,060
0,050
0,040
0,030
0t0Z5
0,010
€.015
0,011
0,010
0,009
0008
к
3
1
г
1 \\
4цТ
В
ш
4
К
1\|
Т у
1—г
S
м
I4
тт
ч
4л-
р
«-L...
ГчЛ
1 ^
г^л/пг=А
\\
1
ТТ
-а.
TV
^$$fc
/Д\мз
- (
у ..т
Tft
J-4
0
4—н
050 i
м Г
030
w r
015
' 1A
? /
Z2&OjyjU6Xb&Zd&''
A
- «J
»j
I *r
1
<
M 1
*l
\> 1
it-
j- 0,010 b^J?5aB!»sZ^^ic<b»^«r9r<^^—x:
¦C
0,
A
Чч
008
006
V
Л
V
>
4
f\l
ki
114
И
1_
LL
л
J_
u
J
zft
JJj
'/уМ{ММШ/ШШЛХ<(Ш(<(({\
is
i I
>
4
5
\
L.
4
f
^_
k
1"
""T-
v>tT
rl
1 T
^°"
S?
1 4
T
-1 <?/
- t
T 0,0040"
t 0,0020
рпт
1 0,0010
J 0,0008.
\_oMo6_
\_o,ooou
"ITT
I 0,0002
II I
0,0007
J «Ш5
I И4
I'm
л^Цсг^?/ T"
mJ
2 3*56 8 10'* l 3 4 568Ю6 2 3456810s 2 3 4 56 8101 Z 34568Rt
Рис. 81. Зависимость коэффициента сопротивления от числа Re и а для технических труб
(неравномерная шероховатость)
сети приведены в справочниках по
гидравлическим сопротивлениям [15, 16].
Значения С для вентилей даны в табл. 21 и 22.
Для прямых круглых труб
С=*
А — средняя высота
выступов шероховатости; в
латунных и медных трубах
Д = @,0015^0,01I0~3<м;
в стальных
бесшовных трубах Д =
= @,02 -Ь 0,1) 10л«.
где Л = / (Re? Д)—коэффициент сопроти-
вления трения; Зависимость X = f (Re, Д) представлена
Д — относительная шерохо- ыа Рис- 81 [16].
Д
ватость, равная -т-;
d '

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ
МАШИН
Конструктивное объединение
отдельных или всех элементов холодильной
машины на одном каркасе или раме
называется агрегатом.
П ри выполнении на заводе-изготовителе
наиболее квалифицированных и сложных
сборочных работ (сборка компрессора с
электродвигателем, герметизация системы,
ее осушка и др.) и выпуске агрегатов вместо
разрозненных элементов холодильного
оборудования повышается качество этих работ,
упрощается монтаж и уменьшаются общие
затраты труда.
Основным условием агрегатирования
является унификация оборудования
(компрессоры и электродвигатели) и основной
теплообменной и вспомогательной
аппаратуры (конденсаторы, испарители,
теплообменники, фильтры и др.).
К конструкциям агрегатов
предъявляются следующие требования:
компактность;
удобство демонтажа и ремонта
смежных элементов;
одностороннее обслуживание
компрессора (желательно, и всей коммуникации) —
вентили, смотровые стекла и основные люки
должны быть расположены на одной
стороне;
отсутствие выступающих за габариты
агрегата деталей, неудобных для упаковки
(могут быть повреждены при
перевозках);
целесообразное выполнение
коммуникаций, максимальное сокращение запорной
арматуры, оснащенность приборами
автоматики и защиты.
Наиболее распространенными типами
агрегатов холодильных машин являются:
компрессорные,
компрессор-конденсаторные (АК), аппаратные — испарительно-ре-
гулирующие (АИР), испарительно-конден-
саторные (АИК) и комплексные
холодильные агрегаты и системы [1, 2, 3].
Компрессорные агрегаты
Компрессорный агрегат состоит из
компрессора, двигателя с электропусковой
аппаратурой и реле давления,
смонтированных на одной раме.
Эти агрегаты выпускают мощностью
более 20 кет. Привод обычно выполняют
непосредственным при помощи эластичной
муфты. При пониженных числах оборотов
компрессора для уменьшения веса и
габаритов электродвигателя используют кли-
ноременный привод.
Области применения непосредственного
привода от электродвигателя в зависимости
от числа оборотов компрессора и
подводимой мощности приведены в табл. 1.
Таблица 1
Области применения непосредственного привода
Число оборотов
компрессора, в мин.
1440
960
720
480
Мощность, кет
любая
10 и более
14 и более
75 и более
При меньшей мощности двигателя, чем
указано в табл. 1, целесообразна клино-
ременная передача.
Компрессорные агрегаты малой
мощности применяют на транспортных
установках: автомобилях-рефрижераторах (с
приводом от двигателей внутреннего
сгорания), железнодорожных и судовых
холодильных установках, в которых отдельные
элементы холодильной машины
рассредоточены.
Для защиты компрессора от
недопустимого повышения давления нагнетания или
понижения давления всасывания
устанавливают реле давления.

316
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Компрессор-конденсаторные
агрегаты (АК)
Агрегат состоит из компрессора,
двигателя, конденсатора, вспомогательных
аппаратов и приборов автоматики.
Рис. 1. Компрессор-конденсаторный агрегат с
воздушным охлаждением конденсатора холодопроиз-
водительностью 600 ст.ккал/час («Текумсе», США):
1 — компрессор герметичный, 2 — конденсатор,
3 — электровентилятор,'4 —жидкостный вентиль
после ресивера, б — всасывающий вентиль,
6 — ресивер, 7 — термореле (тепловое токовое)
Агрегаты с воздушным охлаждением
конденсаторов выпускают холодопроизво-
дительностью до 8тыс. ккал/часEквт). Кон-
Рис. 2. Компрессор-конденсаторный фреоновый
агрегат с воздушным охлаждением конденсатора
холодопроизводительностью 1500 ст. ккал/час
(«Ганц Гельднер», ФРГ): 1 — компрессор
бессальниковый, 2 — конденсатор, з —
электровентилятор, 4 — всасывающий вентиль, 5 —
нагнетательный вентиль; б — ресивер, 7 — вентиль,
8 — фильтр-осушитель, 9 — жидкостный вентиль
Конструкция и компоновка этих
агрегатов зависят в основном от типа
применяемого конденсатора — с воздушным или
водяным охлаждением.
Рис* 3. Компрессор-конденсаторный фреоновый агрегат
БР-РКФ-09 с воздушным охлаждением
холодопроизводительностью 900 ст. ккдл/час (рижский завод «Компрессор»):
J — ротационный компрессор, 2 — конденсатор, з —
электродвигатель; 4 — вентилятор, 5 — ресивер, 6 — реле
давления, 7 — всасывающий вентиль, 8 — нагнетательный
вентиль, 9 — вентиль жидкостный после конденсатора, 10 —
вентиль жидкостный после ресивера
денсаторы выполняют с оребрением тепло-
обменных труб.
В агрегатах производительностью до
300 ккал/час обычно применяют
естественную конвекцию воздуха, свыше
300 ккал/час — принудительную
подачу воздуха вентилятором.
Для специальных целей и
транспортных установок
применяют эти конденсаторы при
производительности машин до
50 тыс. ккал/час.
В сальниковых компрессорах
обычно применяют клиноремен-
ный привод; на вал
электродвигателя насажен осевой
вентилятор. Под конденсатором или
рядом с ним установлен ресивер.
В бессальниковых или
герметичных компрессорах, имеющих
преобладающее распространение для
мощности до 5 кет,
принудительная циркуляция воздуха в
конденсаторе осуществляется осевым
электровентплятором (рис. J и 2).
Агрегат монтируют на раме или
ресивере (рис. 3).
При воздушном охлаждении
конденсатора необходимо
устанавливать линейные ресиверы,
обеспечивающие нормальную работу
основных аппаратов при
изменяющихся нагрузках. Последнее

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
317
Рис. 4. Компрессор-конденсаторный фреоновый агрегат
АК-2-ФВ 8/4 с водяным охлаждением конденсатора холодопро-
изводительностью 4 тыс. ст. ккал/час (ЦКБХМ и завод ОЗХМ):
1 — поршневой компрессор, 2 — конденсатор-ресивер, з —
электродвигатель, 4 — ограждение клиноременной передачи, 5 —
реле давления, 6 — всасывающий вентиль, 7 — нагнетательный
вентиль,
¦ жидкостный вентиль конденсатора,
обусловливается различным заполнением
конденсаторов и воздухоохладителей
холодильным агентом. Емкость этих аппаратов
обычно невелика.
При высокой температуре кипения ртз-
лишек жидкого холодильного агента
переходит в ресивер, при низкой
температуре кипения — из ресивера в
воздухоохладитель.
В агрегатах, работающих при
умеренных температурах кипения, температура
конденсации на 10—12° выше, чем
окружающего воздуха. В агрегатах для
кондиционирования воздуха указанная разность
доходит до 20°.
Агрегаты с водяным- охлаждением
конденсаторов (рис. 4) выпускают
производительностью от 3 до 100 тыс. ккал/час
(мощностью двигателя от 2 до 40 кет). Агрегаты
производительностью до 100 тыс. ккал/час,
обслуживание которых производится
обычно автоматически, помимо реле давления
для экономии расхода воды должны иметь
водорегуляторы. В случае их
отсутствия устанавливают соленоидные вентили.
В аммиачных агрегатах маслоотделители
помещают на нагнетательной линии.
В конденсаторах с водяным
охлаждением принимают подогрев воды на 5—7° С.
В агрегатах с кожухотрубными
водяными конденсаторами для уменьшения веса
и габаритов часто не применяют
специальной рамы (рис. 5). Компрессор,
электродвигатель, вспомогательные аппараты и реле
давления устанавливают на обечайке
конденсатора. Последний, особенно в
агрегатах малой и средней производительности,
обычно имеет дополнительную
ресиверную емкость для
жидкого холодильного агента.
В агрегаты для судовых
холодильных машин
встраивают водяные насосы забортной
воды с приводом от
электродвигателей компрессоров через
клиноременную передачу. К
материалам для водяной
коммуникации судовых установок
предъявляют особые
требования, связанные с
агрессивностью морской воды (см.
«Материалы»). Скорость воды в
любом сечении магистральной
трубы или пучка труб в
аппарате не должна превышать
1,5 м/сек.
Агрегаты судовых
холодильных машин устанавливают в
трюмах аналогично
компрессорам (см. «Компрессионные
машины»), ось вала должна быть
параллельна оси судна. В
агрегатах мощностью до 5 кет
применяют реле давления для
защиты от повышения давления
конденсации, а в схемах с одной температурой
6
9 ¦
рама
Рис. 5. Компрессор-конденсаторный безрамный
фреоновый агрегат АК-4ФУ-60/30 холодо-
производнтельностыо 30 тыс. ст. ккал/час
(ЦКБХМ и завод ОЗХМ): 1 — поршневой
компрессор, 2 — конденсатор с водяным
охлаждением, з — электродвигатель, 4 — муфта-
маховик, 5 — реле давления, б — всасывающий
вентиль, 7 — нагнетательный вентиль, 8 —
жидкостный вентиль, 9 — жидкостный фильтр
кипения также для регулирования
производительности. Реле давления в агрегатах

318
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН*
большой холодопроизводительности вы- Испарителъно-конденсаториые агрегаты
полняет только функции защиты как от (АИК) выпускают производительностью от
повышения давления нагнетания, так и 100 тыс. до 5 млн. ккал/час. Агрегат (рис. 7)
от понижения давления всасывания. состоит из испарителя, конденсатора, за-
Аппаратные агрегаты
Аппаратные агрегаты служат для
комплектации компрессор-конденсаторных и
компрессорных агрегатов. Их обычно
выполняют для машин средней и крупной
холодопроизводительности.
Они состоят из основных теплообмен-
ных аппаратов, арматуры и автоматики.
Испарителъно-регулирующие агрегаты
(АИР) выпускают производительностью до
100 тыс. ккал/час. Их комплектуют с К0хМ-
прессор-конденсаторными агрегатами.
Агрегат (рис. 6) состоит из кожухотруб-
ного испарителя, теплообменника,
регулирующей станции с приборами
автоматики и контроля, запорной арматуры,
фильтров, осушителей и линейного
ресивера.
Линейные ресиверы необходимы для
агрегатов, работающих при переменных
температурах кипения и конденсации
(особенно фреоновых).
При переходе, например, от режима с
t0 = —25° к t0 = + 5° (ф-12) с
соответствующим увеличением тепловой нагрузки
Рис. 6. Агрегат испарительно-регулирующий фреоновый
АИР-60 холодопроизводительностью 60 тыс. ккал/час
(ЦКБХМ и завод ОЗХМ): 1 — испаритель
кожухотрубный, 2 — ресивер линейный, з — осушитель, 4 — фильтр,
5 — соленоидный вентиль, 6 — терморегулирующий
вентиль, 7 — термореле рассольное двухпозиционное, 8 —
мановакуумметры, 9 — рама, 10 — вентили жидкостные
заполнение испарителя может
уменьшиться почти вдвое.
Рис. 7. Агрегат испарительно-конденсаторньтп
фреоновый АИК-300 холодопроизводительностью
300 тыс. ккал/час (ЦКБХМ и завод «Компрессор»):
1 — испаритель кожухотрубный, 2 —
конденсатор кожухотрубный, з — теплообменник парожлд-
костный, 4 — фильтры, 5 — соленоидные
вентили, 6 — терморегулирующие вентили
порной арматуры, фильтров, осушителей,
теплообменника, приборов автоматики
(ТРВ, GB и ТРД) и контроля
(манометров) и комплектуется с кохмпрес-
сорным агрегатом либо с отдельным
компрессором.
Аппаратные агрегаты обычно
выполняют безрамными. Несущей часть из
являются обечайки основных
аппаратов, соединенные лапами;
вспомогательную аппаратуру, трубопроводы
и арматуру крепят к ним на
приварных бобышках и кронштейнах.
Для более удобной разводки
трубопроводов, лучших условий
циркуляции и стока агента испаритель
АИР располагают сверху, а ресивер
снизу, конденсатор АИК —
сверху, а испаритель снизу (наиболее
заполненный агентом аппарат
должен быть внизу). В крупных
аппаратных агрегатах всю арматуру и
автоматику следует помещать в
пространстве между обечайками
испарителя и конденсатора с одной
стороны так, чтобы все
вспомогательные устройства не
выходили за габариты основных
аппаратов и обслуживание было
односторонним.
При конструировании фреоновых
аппаратных агрегатов основным
требованием является обеспечение
возврата масла из испарителя в картер
компрессора.

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
319
Для возврата масла из кожухотрубных
фреоновых испарителей необходим отбор
влажного пара, содержащего растворенное
в капельках жидкого холодильного агента
масло.
Для транспортировки масла скорость
пара в трубопроводе от испарителя до
теплообменника должна быть на
вертикальных участках не менее 6 м/сек, на
горизонтальных — не менее 4 м/сек.
По трубе, выходящей из теплообменника
или расположенной выше всасывающего
патрубка компрессора, масло течет
самотеком (уклон не менее 1 : 50).
Комплексные агрегаты серийного
производства с поршневыми и
ротационными компрессорами изготовляют холо-
Допроизводительностыо до 25 тыс. ккал/час
B0 кет). Их широко используют для
холодильных шкафов, транспортных
установок и кондиционеров. Агрегаты
выполняют с воздухоохладителями
непосредственного охлаждения и рассольными
испарителями. Они полностью
автоматизированы и преимущественно имеют
герметичные или бессальниковые компрессоры.
В герметичных агрегатах вместо
регулирующих вентилей обычно используют
капиллярные трубки. В случае
непосредственного охлаждения агрегат
поддерживает с помощью термостата
температуру воздуха, входящего в
воздухоохладитель, а при рассольном
охлаждении — температуру рассола, выходящего
из испарителя. Защита герметичного
компрессора осуществляется тепловым
токовым реле.
На рис. 8 показан небольшой
агрегат, предназначенный для
поддержания температуры воздуха ниже 0° G в
транспортных продуктовых камерах.
Одноступенчатый комплексный агрегат
(температура теплоносителя —30° С)
служит для технологических целей (рис. 9).
8
Для ввода в действие комплексных
агрегатов необходима только установка их на
месте и подключение к источникам
питания энергией и водой.
Турбокомпрессорные агрегаты
Агрегаты небольшой
производительности (до 500 тыс. ккал/час) выпускают
в виде комплексных холодильных машин
для охлаждения воды в установках
кондиционирования воздуха.
Наиболее прогрессивной является
конструкция со встроенным электродвигателем
без повышающей передачи (рис. 10). Испа-
рительно-конденсаторные агрегаты для
турбокомпрессоров комплектуются по типу
АИК.
Турбокомпрессорные машины
производительностью свыше 500 тыс. ккал/час
с числом колес более двух обычно
выполняют в виде двух агрегатов:
компрессорного и аппаратного, расположенных вблизи
друг от друга.
Рис. 8. Комплексный фреоновый холодильный агрегат с
конденсатором воздушного охлаждения и воздухоохладителем холодо-
производительностью 4 тыс. ккал/час (фирмы «Рейнкельте», ФРГ):
1 — бессальниковый поршневой компрессор, 2 — конденсатор,
3 — электровентилятор конденсатора, 4 — ресивер, 5 —
электровентилятор воздухоохладителя, б — воздухоохладитель, 7 — рама,
8 — фильтр

Рис. 9. Комплексный фреоновый холодильный агрегат с конденсатором водяного охлаждения и рассольньш испарителем АКИК-3 холодопроизводи-
тельностью 1 тыс. ккал/час при ts — 30° С (ЦКБХМ и завод 03XiM): 1 — компрессор, 2 — конденсатор, 3 — испаритель, 4 — реле давления,
Ь — фильтр, б — осушитель, 7 — соленоидный веигиль, 8 — терморегулхфуюиддй вентиль, 9 — водорегулирующий вентиль, ю — рама

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
321
Компрессорный агрегат состоит из
турбокомпрессора, п*ривода (включая
повышающую передачу), двигателя и системы
смазки (рис. 11). Система смазки агрегата
состоит из двух отдельных устройств:
первое — для турбокомпрессора, второе — для
Двигателя и повышающей передачи.
В ряде случаев крупные
турбокомпрессорные агрегаты для удобства
регулирования производительности и исключения
повышающего редуктора выполняют с
непосредственным приводом от паровой
турбины.
Соединение турбокомпрессора с
агрегатом АИК осуществляется сильфонньшя
трубами или другого типа компенсаторами,
что обеспечивает простоту монтажа и
разгрузку корпуса компрессора от дополш!-
Рис. 10. Турбокомпрессорные агрегатированные фреоновые холодильные машины с бес-
сальниковыми компрессорами, п = 3600 об/мин: а — «Трэйн Центравак» (США),
холодопроизводительностью 200 тыс. ккал/час; б — Америкен Блоуэр, холодопроизводи-
тельностью 600 тыс. ккал/час: 1 — турбокомпрессор бессальниковый, 2 — масляный бачок
с водяным охлаждением и масляным насосом, з — масляный фильтр для тонкой
очистки, 4 — конденсатор, 5 — испаритель, б — щит автоматического управления, 7 —
манометры давления всасывания, нагнетания 1-й и 2-й ступени и масла, 8 — агрегат для
отделения воздуха, 9 — поплавковый регулирующий вентиль, 10 — трубные пучки
аппаратов
11 Энциклопед. справочник, кн. t

Рис 11 Турбокомпрессорный фреоновый агрегат АТК-3-1-4000 холодопроизводктельностью 4 млн. ккал{час (ЦКБХМ и Казанский компрес-
гог.ный ^аводУ 1 — турбокомпрессор, 2 — повышающий редуктор, 3 — синхронный электродвигатель, 4 — щит манометровый масляной системы
гепуктоюа и электродвигателя 5 — бачок с масляными насосами для турбокомпрессора, 6 — масляный бачок для электродвигателя и редуктора,
* 7 — масляный насос редуктора, 8 — масляный насос электродвигателя, 9 — щит манометровый масляной системы турбокомпрессора

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
323
тельных напряжений
(перетяжки трубопроводов и
тепловых расширений).
Аппаратный агрегат для
турбокомпрессора включает
кожухотрубный конденсатор
и испаритель, а также
промежуточный бачок с
дроссельными органами,
поплавковый регулирующий вентиль
(рис. 12). Поплавковый
промежуточный бачок
располагают в испарителе или около
него. Пар в конденсатор
подводится снизу, через
распределительные решетки для сду-
вания пленки конденсата, что
увеличивает коэффициент
теплопередачи. Верхнее
расположение конденсаторов
обеспечивает при остановках
машины слив всего
холодильного агента в испаритель.
Испарители
турбокомпрессоров выполняют с большим
паровым пространством и
каплеуловителями, что
облегчает пуск машины и
обеспечивает защиту компрессора
от гидравлических ударов при
переменных нагрузках.
Подача жидкости в
испаритель осуществляется
поплавковым регулирующим
вентилем высокого давления.
Аппаратный агрегат
должен быть заряжен
определенным количеством
холодильного агента, при котором во
всех режимах работы, в том
числе и пусковых, жидкий
агент не попадал бы в
турбокомпрессор.
Низкотемпературные
агрегаты
Низкотемпературные
агрегаты малой
производительности выполняют в виде
компрессор-конденсаторных агрегатов.
Они предназначены в основном
Для испытательных и
лабораторных термо- и термобаро-
Камер емкостью от 0,5 до 4 м3.
При емкости до 4 м3
холодильную машину включают
в контур самой камеры, а
при емкости более 4 ж3 при»
меняют компрессорные
агрегаты.
Испарительную часть, т. е.
воздухоохладители или
батареи непосредственного охлаж-
11*

324
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
дения с терморегулирующими вентилями,
устанавливают в камерах.
Промежуточный теплообменник с ТРВ
и вспомогательной аппаратурой и
теплообменник парожидкостный обычно
располагают на термокамере вблизи от
испарителя.
В низкотемпературных агрегатах для
температур кипения от —50 до —110° С
применяют фреон-22 и фреон-13
(последний в каскадных холодильных машинах).
Часто используют компоновки из
унифицированных компрессоров: над
конденсатором располагают два или несколько
компрессоров. При компоновке ступени н. д.
и ступени в. д. из двух компрессоров
привод осуществляют от одного или двух
электродвигателей. Маслоотделители
устанавливают для каждой ступени с возвратом
масла в картеры компрессоров (рис. 13).
Характеристики агрегатов
Характеристикой агрегата называется
графическое изображение зависимости его
холодопроизводительности от условий
работы — температуры кипения или
теплоносителя, условий охлаждения
конденсатора и т. д. [1].
Характеристики широко используют
как справочный материал при
графоаналитических расчетах, подборе
оборудования для холодильных установок,
работающих при переменных нагрузках.
Характеристики компрессор-кон денса -
торных агрегатов. В агрегатах этого типа
с повышением температуры кипения
возрастает и температура конденсации (рис. 14).
Характеристики компрессора при
постоянных давлениях конденсации
изображены кривыми 1. Характеристика
агрегата при постоянных условиях
охлаждения конденсатора определяется кривой 2,
пересекающей с повышением температуры
кипения кривые 1.
При иных условиях охлаждения
характеристика сдвигается (кривая S).
Если в автоматизированной машине
подача воды к конденсатору осуществляется
водорегулирующим вентилем, то с
повышением температуры конденсации
увеличивается и количество охлаждающей воды.
Рис. 13. Двухступенчатый низкотемпературный компрессор-конденсаторный
агрегат ФДС-1 холодоироизводитедьностью 1 тыс. ккал/час при 10 = —80° С
(ЦКБХМ и завод ОЗХМ): 1—компрессор ступени н. д., 2—компрессор ступени
в. д., 3 — конденсатор, 4 — реле давления ступени н. д., б — реле давления
включения ступени н. д., 6 — соленоидный байпасный вентиль ступени н. д.,
7 — соленоидный водяной вентиль, 8 — электродвигатель, 9 —
маслоотделитель ступени н. д., 10—маслоотделитель ступени в. д., и — рама
агрегата, 12 — ограждение ремней передачи

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
325
Поэтому изменение температуры кипения
мало влияет на температуру конденсации,
и характеристика
компрессор-конденсаторного агрегата приближается к
характеристике компрессора при постоянном
давлении конденсации.
и
Рис. 14. Характеристики: / —
компрессора при Рк= const,
2 —
компрессор-конденсаторного агрегата при tyy = const
и Gyp = const
Характеристики комплексных
агрегатов. Характеристику комплексной
холодильной машины (рис. 15) строят путем
совмещения характеристик компрессор-
конденсаторного агрегата и испарителя.
Характеристика испарителя на рабочем
участке условно заменена отрезком пря-
вызвано загрязнением маслом, осадками
или снеговой шубой; недостаточным
заполнением испарителя агентом
вследствие неполного открытия регулирующего
вентиля.
Режим при работе компрессора
совместно с двумя испарителями
иллюстрируется рис. 17, б. Суммарная
характеристика получена путем сложения ординат
характеристик испарителей. Точка
пересечения ее с характеристикой компрессор-
конденсаторного агрегата определяет
параметры режима работы машины —
температуру кипения и производительность.
Тепловые нагрузки испарителей — Q\ и Qj1.
Температуры охлаждаемых теплоносителей
(воздуха в камерах с непосредственным
охлаждением) могут быть неодинаковыми,
как показано на графике. При
выключении одного из испарителей температура
кипения и производительность агрегата
снижаются, хотя тепловая нагрузка
работающего испарителя повышается
вследствие увеличения разности ts — t0.
На рис. 17, в показан режим работы
двух агрегатов с одним испарителем.
Суммарная характеристика двух агрегатов
определяется сложением ординат
характеристик отдельных агрегатов. При
остановке одного из компрессоров температура
кипения поднимается, и тепловая нагрузка
испарителя снижается, хотя
производительность работающего агрегата возрастает.
Изменение режима при регулировании
производительности отражено на рис. 17, г.
а,
й'о
и;
2
to tQ to
ts ts t
Рис. 15. Совмещение харат^ристик
компрессор-конденсаторного агрегата 1 и испарителя 2
мой, т. е. коэффициент теплопередачи
принят постоянным. По точкам,
соответствующим заданным значениям температур
охлаждающей воды и охлаждаемого
теплоносителя (например, 1, 2, 3), строят
характеристику комплексной машины (рис. 16).
На рис. 17 изображены различные
случаи работы компрессор-конденсаторного
агрегата совместно с испарителем.
При уменьшении значения kF в
испарителе и неизменяющихся прочих условиях
(рис. 17, а) температура кипения и
производительность снижаются. Это может быть
! .
PC—
t%w
f^%
^^и
t's t; t;'
Рис. 16. Характеристика
комплексной холодильной машины
Если производительность агрегата при
постоянной температуре кипения
уменьшается от Q0 до Q'0, то при совместной работе
его с испарителем производительность
понижается в меньшей степени, в зависимости
от наклона характеристик испарителя при
повышении температуры кипения.
Влияние потери напора (падения
давления) во всасывающей линии приведено

326
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
на рис. 17, д. Весовое количество агента, пора, например дросселировании во всасы-
испаряющегося в испарителе и всасывав- вающей линии, давление кипения растет,
мого компрессором, одинаково, поэтому а давление всасывания снижается.
1
\jf
- 1
> - с
4
Чч
Ар-
3
"I
z) д)
Рис. 17. Характеристика работы компрессор-конденсаторного агрегата с испарителем: а—
изменение режима для агрегата при уменьшении kF испарителя; б—при двух разных
испарителях I и II; в — при двух агрегатах /, II и одном испарителе; г —влияние
регулирования производительности на работу агрегата; д— влияние потерь напора во всасывающей
линии компрессора на производительность агрегата
точки 2 и 3 лежат на одной горизонтали.
Расстояние между ними при пересчете
шкалы температур в шкалу давлений равно
потере напора. При увеличении потери на-
Путем совмещения характеристик
холодильной машины, рассольного
оборудования и охлаждаемых объектов можно
решить ряд проектных задач.
0»
Рис. 18. Совмещение характеристик холодильной машины и охлаждаемого объекта:
1 — компрессор-конденсаторный агрегат, 2 — комплексная холодильная машина, 3 —
испаритель, 4 — рассольная батарея, 5 — тепловые ограждения объекта

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
327
На рис. 18, а нанесены характеристики
компрессор-конденсаторного агрегата и
испарителя, а также охлаждаемого объекта
(непосредственное охлаждение).
При построении графика принято, что
величина теплопритока к объекту
пропорциональна разнести температур tQKp—t об
(теплоприток через изоляционную
конструкцию).
В установившемся режиме работы
холодильной установки температуры t0 и
t б не изменяются и ординаты а — я' и
Ъ — &' равны.
На рис. 18, б изображен такой же
случай, но вместо двух характеристик
агрегата и испарителя дана одна
характеристика комплексной холодильной машины.
На рис. 18, в рассмотрен случай
рассольного охлаждения; при построении
характеристики объекта предполагаются
постоянные тепловыделения d — d' внутри
объекта, не зависящие от разности
температур toKp — too. В установившемся
состоянии точки а, Ь, с должны лежать на одной
высоте при отсутствии теплопритоков к
трубопроводам.
В рис. 18, г в отличие от предыдущего
использована характеристика
комплексной холодильной машины.
Характеристики многоступенчатых
агрегатов. Для двух- и трехступенчатых
агрегатов могут быть построены такие же
характеристики, как и для одноступенчатых.
Для примера приводим построение
характеристики двухступенчатого агрегата,
работающего по схеме с полным
промежуточным охлаждением и двухступенчатым
регулированием (рис. 19).
Двухступенчатую холодильную машину
можно условно рассматривать как
каскадную, состоящую из двух одноступенчатых
Каскадов, причем промежуточный сосуд
условно является конденсатором-испарителем.
В этом случае Q0l = QK ,
где QK2 — нагрузка конденсатора нижнего
каскада;
Q0l — нагрузка испарителя верхнего
каскада.
В правой части графика построена
характеристика 1 агрегата в. д. (компрессор
ступени в. д. — конденсатор), в левой
части — характеристики 2 компрессора
ступени н. д. при постоянных температурах
t0l. Здесь же (показано пунктиром)
изображены нагрузки 3 конденсатора нижнего
каскада [4].
Построения показаны стрелками. При
заданных температурах t01, для которых
нанесены на графике кривые 2 и 3,
сравниваются производительность верхнего и
нагрузка конденсатора нижнего
каскадов. После этого находят температуру
кипения и холодопроизводительность;
точки соединяют плавной кривой 4, которая и
является характеристикой
двухступенчатого агрегата.
Для получения характеристик
трехступенчатых машин сначала строят
характеристику агрегата, состоящего из ступеней
с. д. и в. д. Затем построение повторяют;
полученная характеристика соответствует
ступени в. д. двухступенчатой машины.
Подбор элементов холодильной
машины для агрегатирования
Выбор электродвигателя.
Электродвигатели для одноступенчатых
автоматизированных компрессорных и компрессор-
конденсаторных агрегатов малой и средней
производительности подбирают, исходя из
условия пуска отепленной установки. Для
машин, работающих на аммиаке и фреоне-22,
такими условиями являются t0 = 0° С,
tK = +40° С; для фреона-12 t0= + 5° С,
tn = + 40° С — водяное охлаждение
конденсатора и tK = + 50° С — воздушное ох-
ioz toz tot tot t
Рис. 19. Характеристики двухступенчатого холодильного агрегата: 1 —
компрессора ступени в. д., 2 —ступени н. д., Q02 = / Cos) ПРИ '<м =
= const, 3 — ступени н. д., QK2 = / (f02) при t0l = const, 4 —
холодильного агрегата

328
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
лаждение конденсатора. Пусковой
момент электродвигателя должен быть в 1,8—
2 раза больше пускового момента
компрессора.
Электродвигатели для поршневых и
турбокомпрессорных агрегатов большой
производительности (более 100 кет)
подбирают с учетом превышения мощности,
потребляемой при рабочем режиме, на
20—25%. Первоначальный пуск таких
агрегатов производят при пониженном
давлении всасывания.
В случае обслуживания холодильной
установки несколькими агрегатами,
установочная мощность их электродвигателей
может быть несколько уменьшена, но
должна быть не ниже 1,1—1,5 мощности
рабочего режима.
Для снижения пусковой мощности в
турбокомпрессорных агрегатах, работающих
при низких t0, производится резкое
дросселирование пара перед всасывающим
патрубком. Это обстоятельство может привести
к помпажу (обратный газовый удар).
Для защиты турбокомпрессора от пом-
пажа иногда производят предварительное
охлаждение испарителя (до рабочих
температур кипения), для чего
устанавливают небольшую поршневую холодильную
машину, подключаемую к испарителю
только на время пуска, либо
предусматривают антипомпажные клапаны,
соединяющие нагнетательную линию со
всасывающей. Последние применяют в случае, когда:
Рн — Рве > нп — (°>5 -Ь 4) ™/см\
В двухступенчатых компрессорных
агрегатах, выполненных из одноступенчатых
компрессоров с отдельными приводами,
мощность двигателя ступени в. д. выбирают
из расчета условий пуска отепленной
установки. Мощность двигателя ступени н. д.
подбирают по рабочему режиму данной
ступени, так как пуск производится
последовательно: сначала — компрессора в. д.,
а после снижения давления в испарителе
до промежуточного давления —
компрессора н. д.
В двухступенчатых компрессорных
агрегатах с общим приводным двигателем
мощность последнего подбирают по пусковой
мощности ступени в. д. с учетом
мощности трения компрессора н. д. (последний
в пусковой период работает вхолостую).
Таблица 2
Расчетные режимы для конденсаторов, теплообменников и трубопроводов холодильных агрегатов
Типы агрегатов
Расчетные режимы при
температуре, °С
конденсации,
о л
«2
со РЗ
о х
и о
И о
Диапазон
рабочих температур
кипения to, °С
Одноступенчатые
Ф-12, ф-22
Аммиак
Ф-142
Низкотемпературные
Ф-22
Двухступенчатые
Ф-22
+ 5
- 10
+ 10
-25
- 50
+ 35
+ 30
+ 30
4-30
+ 45
+ 65
-
+ 40
tK— 5
+ 25
+ 50
+ 20
- 20
+ 15
— 5
+ 35
+ 15
+ 5
+ 10
+ 15
— 25
-50
1
— 25
— 25
— 8
-40
,-80
Т а б л и
Допустимые скорости холодильного агента в трубопроводах агрегатированных машин
Трубопроводы
Нагнетательный (паровой)
Жидкостный от конденсатора до
регулирующего вентиля
Парожидкостный от регулирующего
вентиля до испарителя (воздухоохладителя)
аммиак
20-25
24-30
1,2-2
0,8-1,4
Скорости, м/сек
Ф-22
18—20
21—24
1 — 1,8
0,6-1,3
ф-142
16-18
19-21
1,0-1,8
0,6-1,3
ф-12
14-16
16-19
0,8-1,5
0,5-1,0

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
329
Выбор поверхностей конденсатора и ^
теплообменника. Основные расчетные уело- «
вия для подбора конденсаторов, теплооб- ~
менников и трубопроводов холодильных а
агрегатов для соответствующего темпера- ^
турного диапазона их работы приведены л
в табл. 2. н
Для работы в указанных условиях при
умеренных размерах конденсаторов и
теплообменников их охлаждающая
поверхность оказывается достаточной для всего
диапазона температур кипения.
Теплообменная поверхность
конденсаторов двухступенчатых агрегатов,
подобранная по пусковому режиму ступени в. д.,
всегда достаточна для работы всего
агрегата.
Расчетные режимы (табл. 2) являются
достаточно надежными для конденсаторов
всех типов. Однако в связи с
кратковременностью пускового периода ступени в. д.
поверхность конденсаторов, обладающих
большой тепловой инерцией (кожухотруб-
ные), может быть уменьшена почти вдвое
по сравнению с поверхностью,
рассчитанной по пусковому режиму этой ступени.
Еще более может быть снижена
поверхность конденсатора низкотемпературных
двухступенчатых агрегатов, объединенных
с воздухоохладителями, теплообменная
поверхность которых выбрана в
соответствии с рабочим режимом.
В компрессор-конденсаторных
агрегатах производительностью до 50 тыс. ст.
ккал/час рекомендуется пропускать всю
жидкость через теплообменники. При
большей производительности во избежание
чрезмерного увеличения размеров
теплообменников через них пропускают 40—50%
от всего количества циркулирующего
жидкого холодильного агента.
В двухступенчатых
компрессор-конденсаторных агрегатах, заряженных фрео-
ном-22, вся жидкость из конденсатора
пропускается через теплообменники: парожид-
костный и жидкостный.
Выбор проходных сечений
трубопроводов и арматуры агрегатов. Трубопроводы,
арматуру, маслоотделители, фильтры и
осушители, используемые для комплектации
агрегатов, подбирают, исходя из
допустимых скоростей пара или жидкости в
проходных сечениях.
Эти скорости выбирают более высокими,
чем в линейных трубопроводах, в связи
с малой длиной трубопроводов и
небольшим количеством установленной на них
арматуры.
Рекомендуемые скорости пара и
жидкости для выбора сечения
трубопроводов, а также подбора патрубков аг-
регатируемых аппаратов (табл. 3)
составлены, исходя из следующих
положений:
о о о о см
со со ос со oi

Таблица 5
Основные данные по компрессорным, компрессор-конденсаторным агрегатам, серийно выпускаемым в СССР
Холодо-
производи-
(тельность,
ст.ккал1час
Марка
Тип компрессора
Тип и
поверхность
конденсатора, JH2
Мощность

электродвигателя, кет.
Габариты,
ев
К
1 5
ев
И
ft
S
а
мм
ев
Н
О
О
а
и
со
8
о
СО
и 1
Диапазоны рабочих
температур, °С
окружак>
щей среды
Зарядка, кг
холодильный
агент

масло
Одноступенчатые фреоновые (ф-12) компрессор-конденсаторные агрегаты (масло ХФ-12)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
116
500 i
900
700
700
1100
1500
1800
3000
3000
4000
6000
8000
11000
15000
22000
\ 30000
БРРКФ-0,5 |
БРРКФ-0,9
ФГК-0,7
ФАК-0,7
ФАК-1,1
ФАК-1,5
АК2ФВ-3/1,5
(ИФ-50)
АКВ2ФВ-5/3
(ИФ-56)
АК2ФВ-3/6
(ИФ-49)
АК2ФВ-8/4
АК4ФУ-12/6
АК4ФУ-16/8
АК2ФВ-30/15
АК2ФВ-30/15
АК4ФУ-60/30
\ АК4ФУ-60/30
Ротационный |
РКФ-0,5
Ротационный
РКФ-0,9
Герметичный
2ФГ 3,6/1,8
2ФВ-4
2ФВ-4
2ФВ-4
2ФВ-5
2ФВ-6,5
2ФВ-6,5
2ФВ-6,5
4ФУ-6.5
4ФУ-6.5
2ФВ-10
2ФВ-10
4ФУ-10
4ФУ-10
Воздушный
3,4
Воздушный
5,4
Воздушный
3,25
Воздушный
3,88
Воздушный
5,18
Воздушный
. 7,75
Воздушный
9,3
Воздушный
14
Водяной
3
То же
Водяной
6
То же
Водяной
12
То же
Водяной
25
| То же
0,6
1,0
0,35
0,6
1,0
1,7
1,7
2,8
2,8
2,8
4,0
4,0
7
10
14
20
665
665
560
680
718
890
715
920
1100
1200
1350
1350
1410
1410
1600
1600
480
510
445t
490
515
535
535
560
430
440
565
565
585
585
600
600
490
490
S60
590
590
630
540
600
680
715
910
910
'1250
1250
1500
1500
79
84
65
109
120
166
185
190
235
250
390
400
700
700
1300 1
1300 1
-30-=-+ 5
-30++ 5
-304- + 5
-30++ 5
-30++ 5]
-30++ 5
-3Q++ 5
-30-5-+ 5|
-30++ 5
-30++ 51
-30++ 5J
-30+4
-25++ 5
-25++ 5
-25++ 5
-25-Г+ 5,
Воздух
ДО+ 40
То же
Воздух до
+ 35°С
Вода
ДО+30
То же
» »
» »
3
4
2,7
3
5
6
6
10
10
15
В
зависимости от
схемы
холодильной машины
То же
» 2>
» »
» »
, Э J
1,2
1,2
2,7
1,0
1,2
1,5
1,5
3
3
3
3
3
4
4
6 |
6 ;
/

Одноступенчатые аммиачные компрессор-конденсаторные агрегаты (масло ХА)
7500
8000
11500
16000
23000
32000
И-10
АК2АВ-15/10
АК2АВ-20/10
(АК-АВ-15)
АК2АВ-20/10
(АК-АВ-15)
АК4АУ-40/30
(АК-АУЗО)
АК4АУ-40/30
(АК-АУЗО)
И-10
2АВ-7,5
2АВ-8
2АВ-8
4АУ-8
4АУ-8
Водяной
3
Водяной
2,5
Водяной
5
То же
Водяной
10
То же
5,2
4,5
4,5
7,0
10,0
14,0
1400
1500
1775
1775
1975
1975
520
582
625
625
685
685
1230
1120
1270
1270
1440
1440
480
630
800
800
1100
1100
-20
-30
-30
-30
-30
-30-
4-0
т-0
4-0
4-0
¦S-0
4-0
Вода до
+ 25
Вода до
+ 30
То же
В зависимости
от схемы
холодильной
машины
То же
Двухступенчатые фреоновые (ф-22) агрегаты (масло ХФ-22)
23
24
25
300 при
t0= -80 °С
1000 при
*0= -80 °С
5000 при
г0=_8о °с
АК-ФДС-0,3
АК-ФДС-1
ФДС-5
4ФУ-6.5 и
2ФВ-6,5
4ФУ-10 и
2АВ-8
4БАУ-19 и
2ФВ-15
Водяной
2
Водяной
9
7
20
28 и 40
1580
2590
5000
685
959
1390
920
1990
1950
500
1800
4690
-804—40
-894—40
-804—50
Вода до
+ 22
То же
» »
25
80
В зависимости
от схемы
холодильной
машины
Двухступенчатые аммиачные компрессорные агрегаты (масло ХА)
75000 при
t0=-30 °С
150000 при!
^о= —30°С
30000 при |
t0=-bO°C
45000 при
*0=-50°С
10000 при
/0=_65°С
АДС-75
АДС-150
АДС-30
АДС-45
АДС-10
4БАУ-19 и
2АВ-15
4БАУ-19 и
2АВ-15
4БАУ-19 и
2АВ-15
4БАУ-19 и
2АВ-15
4АВ-15 и
2АВ-15
40 и 28
55 и 40
20 и 28
28 и 28
20 и 20
| 3800
3800
3690
3690
3600
1300
1300
1300
1300
1300
1550
1550
1550
1550
1550
3400 1
3600
3100
3400
3000
-454—25
-45 4-25,
-704—45
-704—45]
-704—50
Вода до
+30
То же
То же
Примечания. 1. Количества фреона-12 и масла, указанные в № 1—10 (табл. 5), достаточны для работы с испарителями для непосредственного
охлаждения воздуха в камерах и шкафах. 2. Масло (№ 114-30, в табл. 5) заряжается в картеры компрессоров. 3. Поверхность конденсаторов:
охлаждаемых воздухом (№ 1—8 в табл. 5) дана наружная ребристая со стороны воздуха; охлаждаемых водой, с оребренными трубками (№ 9 4-16 и 23—24 в табл. 5
и № 1—5 в табл. 4) — наружная со стороны фреона; охлаждаемых водой, с гладкими трубками (№ 174-22 в табл. 5) — внутренняя со стороны воды.
4. Все компрессоры (от № 4 в табл. 5) — поршневые сальниковые. 5. Агрегат И-10 (№ 17) снят с производства в 1958 г.

332
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
длина любого из трубопроводов не
превышает 1000 диаметров данного
размера трубы;
скорость определена по действительному
количеству пара или жидкости,
установленному в" соответствии с расчетным
режимом (табл. 2);
скорость в парожидкостном
трубопроводе условно определена по объему
жидкости до дросселирования.
Проходные сечения в соленоидных
вентилях для надежного их закрытия и
хорошей работы следует подбирать на один
размер меньше условного диаметра
жидкостного трубопровода агрегата.
В табл. 4 и 5 приведены справочные
данные по компрессорным,
компрессор-конденсаторным и аппаратным агрегатам,
серийно выпускаемым в СССР [5].
Основные положения
по герметичности, заводским
испытаниям, монтажу, наладке
и пуску холодильных агрегатов
Особенности конструкции агрегата. По
требованиям к герметичности холодильные
агрегаты можно разделить на несколько
групп.
Малые холодильные фреоновые машины
с герметичными компрессорами мощностью
до 1 квт. В компрессор-конденсаторных
агрегатах этих машин обычно отсутствует
какая-либо запорная арматура, все
соединения аппаратов, компрессоров и
трубопроводов выполняют неразъемными — пайка
твердым припоем. При мощности до 2 квт
устанавливают только два запорных
вентиля: один на всасывающем патрубке
компрессора, второй у выхода жидкости из
ресивера (см. рис. 1). Ремонт агрегата
производят только в заводских
условиях.
Малые фреоновые
компрессор-конденсаторные агрегаты с бессальниковыми и
сальниковыми компрессорами мощностью
до 5 квт. В этих агрегатах охлаждение
конденсаторов производят воздухом или
водой. Они обычно имеют три запорных
вентиля на всасывающей и нагнетательной
линиях компрессора и у выхода жидкости
из конденсатора или ресивера.
Коммуникация трубопроводов разъемная — на шту-
церно-ниппельных соединениях или отбор-
товке медных труб с накидными гайками.
Дополнительный вентиль на
нагнетательном патрубке служит для ремонта
компрессора (замена деталей) или смены его
у потребителя без нарушения плотности
остальной части агрегата и потерь
холодильного агента. Ремонт компрессоров и
агрегатов производят в специально
оборудованных мастерских.
Агрегаты мощностью более 5
квт—компрессор-конденсаторные аммиачные и
фреоновые агрегаты (АК) производительностью
до 30 тыс. ст. ккал/час, испарительные
(АИР) или крупные компрессорные —
более 50 тыс. ст. ккал/час, а также испари-
тельно-конденсаторные агрегаты (АПК) —
более 60 тыс. ст. ккал/час. Количество
запорной арматуры значительно больше,
чем в первых группах. Это необходимо для
разъединения отдельных узлов агрегатов
при транспортировке или их замене и
ремонте. При этом значительно сокращаются
потери холодильного агента и
соблюдается герметичность агрегатов при их
транспортировке от завода до места
монтажа. Ремонт этого типа агрегатов
можно производить непосредственно на
месте установки при наличии
соответствующего оборудования для очистки,
осушки и вакуумирования.
Испытания агрегатированных машин
на заводе-изготовителе. Требования
герметичности, чистоты внутренних
поверхностей и длительности автоматической работы
без надзора соблюдаются главным образом
в малых холодильных машинах. По мере
возрастания холодопроизводительности
машин эти требования снижаются.
Все фреоновые машины и компрессор-
конденсаторные агрегаты
производительностью до 8 тыс. ст. ккал/час должны быть
тщательно просушены и очищены.
Фреоновые компрессоры малой и
средней производительности необходимо
обкатывать до сборки в агрегаты не менее двух
раз с последующей полной разборкой,
промывкой всех деталей и сменой масла.
Первая обкатка вхолостую без клапанов в
течение не менее 6 час; вторая обкатка с
клапанами на воздухе также не менее 6 час.
Собранный компрессор проверяют на
плотность при заполнении его фреоном-12,
давлением 12 ата под водой в ванне,
температура воды +50° С. Никакие неплотности
не допускаются. Герметичные и
бессальниковые компрессоры, кроме того, проверяют
особо чувствительными галоидными тече-
искателями ГТИ-2.
После проверки герметичности
определяют производительность, развиваемую
компрессором при нагнетании воздуха в
емкость. Показателем качества служит
время заполнения воздухом этой емкости до
давления 3 ати. На воздушном стенде также
производят проверку плотности
нагнетательных клапанов при давлении
нагнетания 8 ати и остаточном давлении на
стороне всасывания и в картере компрессора
300 мм рт. ст. При закрытом всасывающем
и открытом нагнетательном вентилях время
для перетекания пара в картер и
повышения давления на стороне всасывания ДО
1 ата должно составлять не менее 45 мин-

АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
333
Аппараты, трубопроводы и арматуру,
так же как и компрессор, проверяют па
плотность фреоном-12 под водой, затем их
собирают в агрегат и проверяют повторно
без электродвигателей и приборов
автоматики. После этого производят осушку
агрегата в печи при температуре от 110
до 130° С с непрерывным вакуумированием
до остаточного давления не выше 20 мм
рт. ст. в течение не менее 8 час, а затем
собирают с электрооборудованием и
приборами автоматики и заряжают необходимым
количеством фреона и масла.
Следующим этапом заводского
испытания агрегата является обкатка его на стенде,
продолжительностью не менее 48 час. под
давлением фреона. Температурные границы
работы агрегата должны соответствовать
(в зависимости от его дальнейшего
назначения) стандартным условиям или
условиям кондиционирования воздуха. При
этом систематически проверяют рабочие
давления (по стендовым манометрам),
интенсивность нагрева компрессора, а также
герметичность (в малых агрегатах течеиска-
телем, в остальных галоидной горелкой).
При получении положительных
результатов по обкатке агрегата его
дополнительно заряжают фреоном и маслом и
упаковывают для отправки потребителю.
Из фреоновых
компрессор-конденсаторных и компрессорных агрегатов средней и
большой производительности после
48-часовой обкатки удаляют холодильный агент
и отработанное масло, затем компрессор
заряжают новой порцией масла и после
вакуумирования заполняют сухим азотом
до давления 0,3-^-0,5 ати.
Аппараты агрегатов типа АПК, АИР,
равно как и воздухоохладители или другие
отдельно или агрегатированно
поставляемые аппараты, после проверки на
плотность фреоном-12 под водой или течеиска-
телем и осушки в печах (при вакууме)
также заполняют азотом до избыточного
давления 0,3 — 0,5 ати и транспортируют
до места монтажа.
Аммиачные компрессор-конденсаторные
и компрессорные агрегаты средней
производительности подвергают тем же
испытаниям на плотность, что и фреоновые, но при
меньшем давлении азота (К) ати). Их
обычно не сушат при вакууме в печах, но
обкатывают на заводском стенде в течение
12 час. (с аммиаком, при рабочем режиме).
Обкатку фреоновых и аммиачных
компрессорных агрегатов
производительностью более 50 тыс. ст. ккал/час производят
с холодильным агентом в течение 12 час.
(на паровом кольце) и обязательной
проверкой холодопроизводительности при
стандартном режиме работы.
Двухступенчатые низкотемпер атурные
фреоновые агрегаты проверяют на
плотность и работоспособность, как и
одноступенчатые, но их холодопроизводитель-
ность определяют при рабочем режиме.
Обычно при этом испытании применяют
специальные калориметры.
Первичный пуск и наладка
автоматизированных агрегатов. Монтаж фреоновых
и аммиачных агрегатированных машин
производят с учетом наличия в них
холодильного агента или азота под давлением.
Сначала монтируют отдельные агрегаты, затем
прокладывают трубопроводы до мест
стыков с агрегатами. Трубопроводы должны
быть тщательно очищены и промыты
(четыреххлористым углеродом,
авиационным бензином). Снижение давления в
агрегатах производят непосредственно перед
присоединением к ним трубопроводов.
Сторона низкого давления — от
всасывающего вентиля компрессора до
жидкостного вентиля агрегата — обязательно
должна находиться под вакуумом в течение
8 час. Если агрегат на заводе заполнен
азотом, он должен быть также вакуумирован.
Средние и крупные фреоновые машины,
не заполненные на заводе холодильным
агентом или азотом, после монтажа
(агрегатов и трубопроводов) проверяют на
плотность Ефи давлении азота 12 ати в течение
24 час, а затем при достижении требуемой
герметичности вакуумируют и заряжают
холодильным агентом.
В начальный период работы (первые
96 час) автоматизированной холодильной
машины ведут тщательное наблюдение, так
как могут засоряться жидкостные фильтры
и увлажняться адсорбент в осушителе.
Во фреоновые машины следует добавлять
масло. Необходимо особенно следить за
уровнем масла в картере компрессора,
имея в виду, что на возврат масла в
картер влияет правильность монтажа
трубопроводов и регулировка ТРВ. Места всех
соединений тщательно осматривают.
При первичном пуске холодильных
агрегатов проверяют работу всех
автоматических приборов. В реле давления (РД)
проверяют правильность отключения
выключателя максимального давления (маноконт-
роллер) (см. «Основные узлы и детали»
табл. 15). Для этого при всех открытых
вентилях прекращают подачу воды или
закрывают доступ воздуха к конденсатору.
Проверку производят не менее трех раз.
Выключатель минимального давления
РД (прессостат) проверяют и регулируют,
закрывая доступ жидкости в испаритель.
Терморегулирующие вентили
регулируют так, чтобы вся поверхность
испарителя омывалась холодильным агентом и
теплообменник покрывался бы росой или
инеем не более чем на половину своей длины.
Соленоидные вентили проверяют на
безотказность открытия и плотность закрытия.

334
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Водорегулирующие вентили
одноступенчатых агрегатов регулируют так, чтобы они
поддерживали температуру конденсации
летом от 30 до 35° С, а зимой от 25 до 30° С и
закрывались после остановки компрессора.
При работе нескольких компрессор-
конденсаторных или компрессорных
агрегатов на одну испарительную систему про-
Уклон 1:50
вращается автоматически при помощи
поплавкового вентиля в картер компрессора.
Однако ввиду высоких температур
нагнетания A00-И35° С) через каждые 500 час.
работы следует промывать маслоотделители
и производить смену масла в компрессоре.
В эти же промежутки времени производят
спуск масла из конденсатора и испарителя.
Рис, 20. Схема соединения трубопроводов для уравнивания давления масла в картерах
компрессоров и конденсаторах и равномерного возврата масла в агрегаты: а — для двух
компрессор-конденсаторных агрегатов; б — распределительные петли всасывающих трубопроводов для четырех
компрессоров; 1 — компрессоры, 2 — конденсаторы; з, 4, 5— уравнительные линии: картеров,
паровой полости конденсаторов, масляная, 6 — линия всасывания от испарителя, 7 — линия
всасывания компрессора, 8 — жидкостная линия конденсаторов, 9 — вход и выход воды
изводят уравнивание давления в картерах
компрессоров как по пару, так и по маслу;
кроме того, должно быть обеспечено
равенство давлений в паровых полостях
конденсаторов путем соединения их
трубопроводами (рис. 20). Всасывающие
трубопроводы фреоновых компрессоров соединяют
распределительными петлями.
Указанные требования по
регулированию автоматических приборов для
фреоновых машин относятся и к аммиачным
машинам. В автоматических аммиачных
агрегатах масло из маслоотделителя боз-
В дальнейшем за работой
автоматизированной холодильной машины с двигателями
мощностью до 40 кет необходимо
периодически наблюдать B—3 раза в месяц).
При большей мощности необходим
обслуживающий персонал. В связи с этим
полная автоматизация крупных
холодильных агрегатов часто является
нецелесообразной. Здесь обычно применяют
автоматизацию защиты, регулирования и
остановки агрегатов при аварии или
достижении заданных температур охлаждаемого
объекта с последующим ручным пуском.

ЭЛЕКТРОПРИВОД
Электродвигатели
Типы электродвигателей. По роду тока
различают электродвигатели: переменного
тока трехфазные и однофазные;
постоянного тока; универсальные. Двигатели
трехфазного тока подразделяются на
асинхронные с короткозамкнутым ротором,
асинхронные с фазовым ротором и синхронные.
По роду монтажа электродвигатели
разделяются на: горизонтальные и
вертикальные на лапах, фланцевые и встроенные в
агрегат.
В зависимости от способа защиты от
влияния окружающей среды
электродвигатели выполняют: открытыми,
защищенными, закрытыми, обдуваемыми, взрыво-
безопасными и специальными (морские,
тропические и др.).
Размеры и вес электродвигателей
зависят от мощности, рода тока, скорости (числа
оборотов) и формы исполнения.
Шкала мощности малых однофазных
и трехфазных электродвигателей при
3000 об/мин 30, 50, 80, 120, 180, 270, 400
и 600em; при 1500 об/мин 18, 30, 50, 80,
120, 180, 270, 400 (трехфазные 30 и 50 */ппри
3000 об/мин и 18 и 30 вт при 1500 об/мин
не изготовляют) [1].
Асинхронные электродвигатели
трехфазного тока с короткозамкнутым ротором.
Они просты, удобны в эксплуатации,
экономичны и изготовляются в различном
исполнении мощностью от 0,05 до 12 000 кет.;
от 3000 до 250 оборотов в минуту, на разные
напряжения.
Единая серия асинхронных
электродвигателей трехфазного тока (старая и
новая) имеет диапазон мощностей от 0,6 до
125 кет. Она состоит из семи габаритов и
исполняется в чугунном и алюминиевом
Корпусе. При одинаковой мощности и
скорости эти электродвигатели имеют одни и
те же электрические характеристики и
установочные размеры, но разный вес.
Электродвигатели единой серии
выполняют защищенными или закрытыми
обдуваемыми. Защищенные электродвигатели
предохранены от случайного
прикосновения к вращающимся и токоведущим частям,
а также попадания внутрь машины
посторонних предметов и капель воды,
падающих отвесно C-й, 4-й и 5-й габариты в
алюминиевой оболочке) или под углом 45°
к вертикали (с 3-го по 9-й габариты в
чугунной оболочке).
Закрытые обдуваемые электродвигатели
защищены от попадания пыли внутрь
машины.
Таблица 1
Исполнение асинхронных двигателей трехфазного
тока с короткозамкнутым ротором единой серии

Обозначение
А
АЛ
АО
АО Л
АП,АОП
АС,АОС
Исполнение
Защищенное
Закрытое обдуваемое
С повышенным
пусковым моментом
С повышенным
скольжением
Оболочка
Чугунная
Алюминиевая
Чугунная
Алюминиевая
Цифры в обозначении типа
электродвигателя, помещенные после букв,
означают: первая — внешний диаметр пакета
статора (габарит), вторая — длину пакета,
после дефиса — число полюсов.
Например, АОЛ-72-4 —
электродвигатель единой серии закрытый обдуваемый,
в алюминиевой оболочке, 7-го габарита,
второй длины, четырехполюсный A500
об/мин).
Электродвигатели 3-го, 4-го и 5-го
габаритов рассчитаны для работы от сети
напряжением 127/220, 220/380 и 500 в, а

336
ЭЛЕКТРОПР И ВОД
с 6-го по 9-й габарит — для напряжения
220/380 и 500 е. Частота для всех
двигателей единой серии 50 гц.
Электродвигатели рассчитаны для пуска
непосредственно при полном напряжении сети.
Максимальное значение к. п. д.
электродвигателей при 3/4 нагрузки.
Зависимость момента на валу и тока
статора электродвигателей с короткозам-
кнутым ротором от скорости приведена
на рис. 1.
3% р*~--4.
500
U00
300
200
100
I ^
^
2
С
*sv
--^
к
>s
\
^
V
N.
N
Ч
****—
м%
300
250
200
150
100
50
10 20 30 U0 50 60 70 80
п%
Рис. 1. Пусковые характеристики асинхронных
двигателей с короткозамкнутым ротором (% от
номинальных значений): 1 — нормальное
скольжение, 2 — повышенное скольжение, момент
на валу, ток статора
Единую серию исполняют в следующих
основных модификациях: нормальная, с
повышенным пусковым моментом, с
повышенным скольжением, многоскоростные,
встраиваемые и с фазовым ротором (табл. 2иЗ).
Таблица 2
Шкала мощностей старой единой серии
асинхронных электродвигателей с короткозамкнутым
ротором с нормальным и повышенным пусковым
моментом типа АО, АОП, А и АП
Тип электродвигателя
АО АОП-41 Л-41
АО АОП-42 А-42
АО АОП-51 А-51
! АО АОП-52 А-52
! АО АОП-62 А АП-61
| АО АОП-63 А АП-62
АО АОП-72 А АП-71
АО АОП-73 А АП-72
АО АОП-82 А АП-81
АО АОП-83 А АП-82
АО АОП-93 А АП-91
! АО АОП-94 А АП-92
Мощность (кет) при
синхронной скорости |
вращения. оС
1500
1,7
2,8
4,5
7
10
14
20
28
40
55
75
100
1000
1,0
1,7
2,8
4,5
7
10
14
20
28
40
55
75
/мин 1
750
—
—
—
4,5
7
10
14
20
28
40
55
Для привода холодильных поршневых
компрессоров при пуске под нагрузкой в
режиме автоматической работы применяют
электродвигатели с повышенным пусковым
моментом. Отношение начального
пускового момента к номинальному для этих
двигателей находится в пределах 1,7 -f- 2,0.
Таблица 3
Шкала мощностей новой единой серии
электродвигателей переменного тока типа
А2 и А02
Тип
АО2-20
А02-21
АО2-30
А02-31
А О 2-43
А02-41
А О 2-50
А02-51
АО2-60 А2-60
А02-61 А2-61
АО2-70 А2-70
А02-71 А2-71
! АО2-80 А2-80
А02-81 А2-81
А 02-90 А2-90
А02-91 А2-91
Мощность (кет) при скорости
вращения, об/мин
3000
А02
1,5
2,2
3.0
4,0
5,5
7,5
10
13
—
17
22
30
40
55
75
100
А2
—
—
—
17
22
30
40
55
75
100
125
1500
1,1
1,5
2,2
3,0
4,0
5,5
7.5
К)
13
17
22
30
40
55
75
100
1000
0,8
1,1
1,5
2,2
3,0
4,0
5,5
7,5
10
13
17
22
30
40
55
75
750
—
—
—
2,2
3,0
4,0
5,5
7,5
10
13
17
22
30
40
55
600
_
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
__
17
22
30 1
40
Для привода холодильных
компрессоров, работающих при переменной нагрузке,
применяют многоскоростные
электродвигатели двух-, трех- и четырехскоростные.
Синхронная скорость трехфазных
двигателей переменного тока частотой
50 пер/сек определяется соотношением
3000 г
п = об/мин,
р
где р — число пар полюсов.
Многоскоростные электродвигатели
изготовляют с переключением числа пар
полюсов и соответственным изменением
синхронной скорости (табл. 4).
Асинхронные электродвигатели с
фазовым ротором. Эти двигатели применяют для
привода механизмов с высоким пусковым
моментом или при ограничении пускового
тока. Момент на валу и ток двигателя зависят
от введенного в цепь ротора сопротивления
и рассчитываются, исходя из конкретных
условий работы электродвигателя.
Отношение моментов максимального к
номинальному для двигателей с фазовым
ротором серии АК составляет 1,8-ЬЗ.
Двигатели с фазовым ротором
изготовляют с подъемом щеток после пуска и
с постоянно налегающими щетками.
Первые применяют с пусковыми реостатами,
вторые — со станциями автоматического
управления.
Двигатели с фазовым ротором
применяют при регулировании числа оборотов
в пределах от 100 до 40% номинального
путем изменения сопротивления в цеш7*

ЭЛЕКТРОПРИВОД
3 37
ротора. Такой способ регулирования
скорости является неэкономичным.
Шкала мощностей двигателей с фазовым
ротором серии АК с 6-го по 9-й габарит
включительно совпадает со шкалой
двигателей А и АН (см. табл. 2).
Синхронные двигатели. Синхронные
электродвигатели применяют для
электропривода компрессоров, при этом
одновременно компенсируется реактивная
мощность сети.
Синхронные двигатели сложнее и
дороже асинхронных и нуждаются в
возбудителе или выпрямителе для питания
обмотки постоянным током. Однако это
обычно окупается эффектом от компенсации
реактивной мощности в сети.
Рис. 2. Пусковые характеристики синхронных
двигателей (% от номинальных значений) при
асинхронном пуске: / — момент на валу, 2 —
ток статора, пуск через реактор; пуск
через автотрансформатор
Наиболее распространены синхронные
двигатели для приводов крупных
турбокомпрессоров, насосов и других
нерегулируемых по скорости агрегатов большой
мощности, а также для тихоходных
горизонтальных поршневых компрессоров. В
последнем случае ротор двигателя
одновременно является маховиком и надевается
непосредственно на вал компрессора.
Выбор типа электродвигателя
производят на основании
технико-экономического сравнения вариантов привода с
учетом требований автоматизации,
эффекта компенсации реактивной мощности
сети и амортизационных расходов.
Пусковые характеристики синхронного
двигателя в процентах от номинальных
значений при асинхронном пуске
представлены на рис. 2.
Применение реактора снижает пусковой
ток, а также пусковой момент.
Пуск синхронных двигателей,
применяемых для поршневых холодильных
компрессоров, производят при полном напряжении
сети.
Электродвигатели постоянного тока.
Применяются при отсутствии источника
переменного тока и в случаях, когда
требуется широкое регулирование скорости
или большой начальный пусковой момент.
По способу присоединения обмоток
возбуждения они подразделяются на
двигатели: параллельного (шунтовые),
последовательного (сериесные) и смешанного
(компаундные) возбуждения, имеющие
различные характеристики.
Шунтовые электродвигатели применяют
для электроприводов, не требующих
большого пускового момента при
регулировании скорости. Последнее здесь достигается
изменением поля путем введения в цепь
возбуждения переменного сопротивления.
При ослаблении поля скорость
электродвигателя может быть увеличена в 1,5—2 раза
от номинальной.
При необходимости более широкого
регулирования скорости электропривода
применяют специальные схемы с мотор-
генераторами, в которых осуществляется
плавное изменение подводимого к
двигателю напряжения.
Сериесные электродвигатели
применяют в электроприводах с большим
начальным пусковым моментом. Регулирование
скорости вращения сериесных электродви-
Таблица 4
Диапазон мощностей многоскоростных асинхронных электродвигателей серии АО
Число оборотов (синхронное)
1500/3000
1000/1500
750/1500
500/1000
1U00/1500'3000
750/1000/1500
500/750/1000/1501,
Число
полюсов
4/2
6/4
8/4
12/6
6/4/2
8/6/4
12/8/6/4
Диапазон мощностей wem) при числе, об -мин
(синхронное)
500 750 | 1000 | 15U0 | 3000
2—25
1,3-17
3,5—40
2,5—28
2—24
0,6—3,2
3,5—40
0,6—2,8
3-36
2,5-28
0,45—5,2
t-4,5
5—55
0,75—3,5
3,5 -40
3—36
0,6—7
1—4,5
Примечание. Диапазон мощности изготовляемых электродвигателей указан для данной
скорости вращения.

338
ЭЛЕКТРОПРИВОД
гателеи осуществляется изменением
сопротивления в главной цепи двигателя.
Их применяют, например, на
транспорте, для привода подъемных
механизмов (краны постоянного тока).
Компаундные электродвигатели
обладают промежуточными характеристиками
и применяются в различных
электроприводах.
Для электроприводов отечественных
холодильных компрессоров применяют
компаундированные электродвигатели
постоянного тока серий ПН и П (табл. 5 и 6).
Таблица 5
Диапазон мощностей электродвигателей
постоянного тока, применяемых для привода
компрессоров старой серии типа ПН
Тип
ПН-17,5
ПН-28,5
ПН-45
НН-68
ПН-85
ПН-100
ПН-145
ПН-205
ПН-290
ПН-400
ПН-550
ПН-750
Мощность, кет
от
1,0
1,6
2,2
3,7
5,6
5,8
8.5
14.5
19,0
22,0
30,0
40,0
ДО
3,7
5,3
6,6
10,0
9,0
15,0
21,0
34,0
46,5
68,0
92,0
110,0
Число оборотов,
об/мин
от
1450
1000
1000
1000
1000
800
800
770
770
590
600
600
ДО
2850
2800
2200
2250
1500
1600
1550
1580
1500
1480
1470
1400
Примечание. Меньшая мощность
соответствует пониженному числу оборотов.
Таблица 6
Электродвигатели постоянного тока новой серии
типа П на 220 в
Тип
П-11
П-12
П-21
П-22
П-31
П-32
П-41
П-4 2
П-51
П-52
П-61
П-62
11-71
П-72
П-81
П-82
П-91
П-92
П-101
П-102
1 11-111
П-112
(защищенное исполне
750
—
0,25
0,35
0,45
0.7
1,0
1,25
2,0
2,9
4,4
6,0
8
И
14
19
25
32
42
55
75
85
1000
1500
об/мин
0,16
0,24
0,3
0,45
0,7
1,0
1,5
о о
3,2
4.5
6,0
8,0
И
14
19
25
32
42
55
75
100
125
0,3
0,45
0,7
1,0
1,5
2,2
3,2
4,5
6
8
И
14
19
25
32
42
55
75
100
125
160
200
ние)
3000
0,7
1,0
1,5
2,2
3.2
4,5
6,0
8,0
11,0
14
19
25
32
/х2
—
—
—
—
—
— 1
—
—
Вес,
кг 1
18,5
23,5
34,5
42,5
52
60
74
9 J
107
128
162
192
250
290
330
395
550
660
770
950
1120
1340
Основные формулы.
Мощность, потребляемая
электродвигателем, кет:
трехфазный ток
Рп = уз • /• U • coscp . Ю-3;
однофазный ток
Рп = 1 • U • coscp • Ю-3; A)
постоянный ток
Рп = 1 • U • 10~3.
Мощность на валу электродвигателя,
: Рп ' Т>дв.
B)
Момент электродвигателя, кем
Р
Мв = 974 — .
Синхронная скорость вращающегося
поля электродвигателя переменного тока
при частоте / гц
6°/ г,
пГ = об/мин.
р
Скорость ротора асинхронного
электродвигателя
па = пс{1 — s) об/мин.
Ток электродвигателя / при
напряжении U:
трехфазный ток
1
1 =
|/3 • U • cos cp
однофазный ток
10*
/ =
U • COS cp . г1дв
постоянный ток
• 10»;
U •
%в
• 103.
Дополнительные обозначения,
принятые в формулах:
cos cp — коэффициент мощности;
s — скольжение ротора относительно
поля статора.
Выбор электродвигателя
Основные требования. При выборе
электропривода к холодильныд! агрегатам
следует руководствоваться общими
положениями для промышленных механизмов.
Электродвигатель должен развивать
мощность, обеспечивающую максимальную
потребляемую механизмом мощность в
расчетном режиме. Скорость его должна соот-

ЭЛЕКТРОПРИВОД
339
ветствовать наиболее эффективным
условиям передачи, а пусковой момент
обеспечивать пуск агрегата при заданной
нагрузке. По исполнению электродвигатель
должен иметь надежную защиту от
воздействия окружающей среды. Форма
исполнения электродвигателя определяется общей
компоновкой агрегата.
При выборе электродвигателя следует
также учитывать требования,
предъявляемые к электроприводу при автоматизации
холодильных агрегатов.
Для холодильных поршневых компрес-
сорбв, в отличие от других" механизмов
(насосов, вентиляторов и др.), необходим
повышенный пусковой момент, особенно
при полной нагрузке в
автоматизированных холодильных установках.
Кроме того, электродвигатель
холодильного компрессора должен иметь некоторый
запас мощности или обладать
перегрузочной способностью, обеспечивающей
первоначальный пуск и работу компрессора
отепленной холодильной установки до
достижения установившегося режима. Этот
период в зависимости от схемы и тепловой
емкости системы может длиться
значительное время.
При автоматизации холодильных
агрегатов электропривод должен обеспечивать
автоматический пуск и остановку, а в
отдельных случаях и регулирование числа
оборотов холодильного компрессора.
Электродвигатель для этих
условий следует рассчитывать на повторные
автоматические пуски и остановки
компрессора в отдельных случаях с учетом
значительного колебания напряжения
питающей сети (торговые установки).
К электроприводу в зависимости от
назначения холодильных установок
предъявляют также и специальные требования:
взрывобезопасность, бесшумность,
виброустойчивость.
В отдельных случаях электропривод
должен обеспечивать работу холодильных
агрегатов при колебании температуры
окружающей среды в широких пределах,
колебании напряжения в сети и т. д.
Выбор типа электродвигателя
производят в соответствии с условиями работы
электропривода по данным каталога или
при наличии специальных требований, по
техническим условиям на их изготовление
и поставку.
Тип двигателя по роду тока и
напряжению выбирают в зависимости от данных
питающей сети в следующей
последовательности: асинхронный с короткозамкнутым
ротором, синхронный, асинхронный с
фазовым ротором, двигатель постоянного
тока.
При отсутствии особых условий во всех
случаях рекомендуется выбирать
асинхронный электродвигатель трехфазного
тока с короткозамкнутым ротором
промышленной частоты 50 гц.
В случаях, когда мощность питающей
сети ограничена и применение
электродвигателей с короткозамкнутым ротором
и синхронных затруднительно, выбирают
двигатели с фазовым ротором.
Применение синхронных
электродвигателей, несмотря на относительную
сложность и большую стоимость, рекомендуется
в случаях, когда компенсация реактивной
мощности является эффективной.
Для тихоходных горизонтальных
поршневых компрессоров синхронные двигатели
особенно целесообразны, так как при малом
числе оборотов асинхронные
электродвигатели имеют низкие коэффициенты
мощности и к. п. д.
Электродвигатели постоянного тока
применяют для привода холодильных
компрессоров на судовых холодильных
установках, а также установках
кондиционирования воздуха на железнодорожном
транспорте.
В некоторых случаях в холодильных
установках со ступенчатым
регулированием холодопроизводительности наиболее
экономичными являются многоскоростные
асинхронные электродвигатели с коротко-
замкнутым ротором.
Выбор мощности приводного
электродвигателя производят по расчетным
параметрам компрессора. Мощность
электродвигателя оп^еделяеусд максимальной эф*-,
Ф^к^шйо^ в
наиболее тяжелом расчетном режиме € учетом
потерь в передаче и запаса мощности на
переходный (пусковой) першд
холодильной установки.
Для агрегатов средней
производительности запас мощности следует принимать
в пределах 10 4- 15%.
Проверяют соответствие пускового и
максимального моментов условиям разгона
привода, а также условиям охлаждения
двигателя.
Следует учитывать максимально
возможную температуру окружающей среды.
В каталогах приведены значения
мощности электродвигателя для нормальных
условий работы — температура
окружающей среды не более +35° С.
В случае отличия фактической
температуры от указанной в каталоге мощность
электродвигателя должна быть
пересчитана на новые условия охлаждения.
При выборе мощности
электродвигателя единой серии следует иметь в виду,
что при 3/4 нагрузки коэффициент
мощности (cos <p) уменьшается по сравнению
с полной нагрузкой незначительно, т. е.
на 0,01—0,04, в то же время
повышается к. п. д. на 2—2,5%.

340
ЭЛЕКТРОПРИВОД
Выбор числа оборотов электродвигателя
зависит от условий передачи, числа
оборотов вала компрессора и конструкции
агрегата.
Применения клиноременных передач во
избежание дополнительных потерь следует
избегать. Электродвигатель насаживают
на общий вал или^со^единяют с
компрессором муфтой7Т5днак6 такое соединение
целесообразно лишь для быстроходных (свыше
750 об/мин) или мощных горизонтальных
компрессоров с приводом от тихоходных
синхронных двигателей.
В некоторых электродвигателях по
условиям радиальной нагрузки на
подшипники не допускается применение кли-
ноременноы передачи.
Число оборотов электродвигателя
является решающим фактором для его веса
и габаритов. Поэтому следует применять
электродвигатели с возможно большей с ко- ,
ростью. Выбор электродвигателя по
скорости следует вести в следующей
последовательности (синхронное число оборотов):
3000; 1500; 1000, 750 об/мин и т. д.
Однако применение электродвигателей
с высокой скоростью затрудняется
условиями передачи.
Для клиноременной передачи
передаточное число ограничивается: минимальным
диаметром шкива электродвигателя,
типом ремня и допустимой нагрузкой на
подшипники электродвигателя.
Скорость приводного ремня (ГОСТ
1284—45) не должна превышать 25 м/сек.
Поэтому диаметр шкива на компрессоре
следует принимать
1500
где пк — число оборотов компрессора.
Применение шкивов с диаметром,
выходящим за габариты основания компрессора,
не рекомендуется, так как усложняются
транспортировка и монтаж агрегата.
При выборе двигателя с высоким
числом оборотов увеличивается передаточное
число, диаметр и вес маховика компрессора
могут достигнуть недопустимых размеров.
Для холодильных агрегатов
рекомендуемое передаточное число 2—3.
Для привода центробежных
компрессоров применяют быстроходные
электродвигатели с числом оборотов 3000 в минуту
с повышающим редуктором, а при наличии
источников питания повышенной частоты
B00 -ь 500 гц) — 12000 -ь 30000 об/мин без
редуктора.
Выбор формы исполнения
электродвигателя производят исходя из условий его
работы.
Для машинных залов холодильных
установок промышленного назначения
рекомендуется защищенная форма исполнения
электродвигателей.
Расчет времени пуска
Время пуска является одним из
существенных факторов, определяющих
правильность выбора электродвигателя. В
момент пуска (разгона) электродвигатель
потребляет из сети значительный ток:
например, асинхронный с короткозамкнутым
ротором — 5—6-кратный ток.
Под действием пускового тока усиленно
нагревается обмотка, и если пуск
затягивается, двигатель может перегреться и
выйти из строя.
Для приближенного расчета времени
пуска применяют упрощенную формулу:
t ~ о __ сек;
365 000 • Рв 0,5 (а + Ъ)
[о,5
Р
Р.
meG-Dl
суммарный маховой момент
всех вращающихся частей,
отнесенный к валу
электродвигателя, кг/м2;
Ре — номинальная мощность
электродвигателя, кет;
Р — эффективная мощность
компрессора, кет;
а — кратность начального момента
нач \
-=-=— электродвигателя;
Мном'
Ь — кратность максимального мо-
'Ммакс\
i
мента
А/,.
В некоторых случаях, когда известны
кривые пусковых моментов
электродвигателя, расчет может быть произведен
более точно путем графического
интегрирования.
Решающее влияние на величину
времени пуска оказывает кратность пусковых
моментов.
В связи с этим для привода
компрессоров, пуск которых производится при
полной нагрузке, рекомендуется применять
электродвигатели с повышенным пусковым
моментом. Для агрегатов малой и средней
мощности допустимое время разгона
привода при относительно редких пусках не
должно превышать 3—5 сек. Для крупных
машин с большим маховым моментом время
пуска достигает 20—30 сек. и более.
Допустимое снижение напряжения
Существенным фактором при выборе
электропривода для сетей ограниченной
мощности является допустимое снижение
(посадка) напряжения, при котором еще
возможен пуск агрегата.

ЭЛЕКТРОПР И ВОД
341
Вращающий момент асинхронного
двигателя пропорционален квадрату
напряжения. Незначительное падение
напряжения на клеммах двигателя в момент пуска
приводит к резкому снижению пускового
момента. При маломощных сетях возможны
случаи, когда холодильный агрегат даже
при полной разгрузке не может быть
пущен в ход.
В связи с этим при выборе двигателя
следует производить расчет величины
допустимого движения напряжения, при
котором агрегат может быть пущен
U
V
?- + 0,1
в
~ояа~
100%.
Рассчитанное допустимое напряжение,
при котором двигатель обеспечивает пуск
компрессора, должно быть не ниже 80 -f*
-~- 85% номинального.
В тех случаях, когда питающая сеть
недостаточно мощная и снижение
напряжения при пуске может оказаться больше
расчетного, применяют разгрузку
компрессоров. Если и это мероприятие окажется
недостаточным, заменяют
электродвигатель с короткозамкнутым ротором на
двигатель с фазовым ротором, лиоо применяют
схемы с ограничением пускового тока.
При разработке схем управления
электроприводом в случаях, когда
холодильная установка питается от маломощного
генератора, расчетом проверяют
работоспособность пусковой аппаратуры, при
снижении напряжения в момент пуска,
если оно оказывается недопустимым для
установленных приборов, в схеме питания
цепей управления предусматривают
устройство для стабилизации напряжения.
Регулирование скорости
электропривода применяют в установках с переменной
нагрузкой для изменения
производительности холодильных компрессоров.
В холодильной технике применяют
следующие способы регулирования скорости
электропривода.
Ступенчатое регулирование скорости,
достигаемое применением многоскоростных
асинхронных электродвигателей с
короткозамкнутым ротором и переключением пар
полюсов обмоток статора.
Этот способ, по сравнению с другими,
наиболее экономичен, однако такие
электродвигатели имеют более низкие к. п. д.
и коэффициент мощности; изменение
скорости возможно только ступенями.
Таблица 7
Асинхронные электродвигатели для фреоновых компрессоров
Компрессор
наименование
тип
Фреоновый
вертикальный
Фреоновый V-об-
1 i азный
Фреоновый
вертикальный
Фреоновый V-об-
р азный
2ФВ-4/4,5
2ФВ-4/4,5
2ФЗ-4/4,5
2ФВ-6,5
2ФВ-6,5
2ФВ-6.5
2ФВ-10
2ФВ-10
4ФУ-10
4ФУ-10
2ФВ-19
2ФВ-19
4ФУ-19
4ФУ-19
ФДС-1
ФДС-5
2ФВ-8
4ФУ-10
2ФВ-19
4ФУ-19
число

оборотов,
об/мин
450
650
1000
960
650
850
850
720
960
720
960
480
720
480
720
960
960
720
720
Соединение
компрессора
с
электродвигателем
Одноступеу
Тексропное
>
>
>
г
Т>
¦ь
»
т»
Муфта
»
Тексропное
5»
>
»
Двухступет-
Тексропное
>
3>
>
Электродвигатель
тип
чатые
АОЛ-31-4
АОЛ-32-4
АОЛ-41-4
АОЛ-32-4
А-42-4
А-42-4
А-42-4
А-52-4
А-52-2
АП-72-8
АП-72-6
АП-81-6
АП-81-4
АП-92-8
АК-91-4
татые
АП-71-4
АП-81-4
АП-81-6

мощность,
кет
0,6
1,0
1,7
1,0
2,8
2,8
2,8
7,0
10
14
20
| 28
40
55
75
20
49
28
число

оборотов,
об/мин
1410
1420
1420
1420
1420
1420
1420
1440
2890
730
970
975
1460
730
| 1460
1450
1460
975
Примечание j
to = - 15°,
-15
-15
-15
— 15
- 15
+ 5
+ 5
+ 5
+ 5
+ 5
+ 5
+ 5
+ 5
+ 5
t0 = - 45°,
— 5
t к =+ зо°
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 35
+ 35
+ 35
+ 35
+ 35
+ 35
+ 35
+ 35
+ 35 |
tK = + зИ
+ 30

342
ЭЛЕКТРОПРИВОД
Плавное регулирование скорости
достигается изменением сопротивления в цепи
ротора электродвигателей с фазовым
ротором. Этот способ экономически менее
выгоден и может быть рекомендован лишь для
установок малой производительности. При
автоматизации для такой системы
регулирования необходима сложная аппаратура.
Плавное регулирование скорости
двигателей постоянного тока достигается
изменением сопротивления в цепи якоря или
обмоток возбуждения, а также изменением
напряжения.
Наиболее простым и экономичным
является метод регулирования скорости
изменением тока возбуждения.
Таблица 8
Электродвигатели для аммиачных компрессоров
Компрессор
наименование
число
оборо-j
тов,
об /мин
Соединение
компрессора
с электродви-|
гателем
Электродвигатель
0
тип

мощность,
пот
число

оборотов,
об /мин
Примечание
Аммиачный
вертикальный
Аммиачный V-об-
разный
Аммиачный
вертикальный
Аммиачный V-об-
разный
Аммиачный
вертикальный
Аммиачный
горизонтальный
АДС-10
АДС-30
АДС-45
АДС-150
2АВ-8
2АВ-8
4АУ-8
4АУ-8
2АВ-15
2АВ-15
4АУ-15
4АУ-15
4АУ-15
2АВ-27
2АВ-27
2АВ-27
ЗАГ
4:\Г
АГ-600
АГ-1200
720
720
960
720
480
720
720
360
167
167
187
187
4 АУ-15
2АВ-15
4 Б АУ-19
2АВ-15
4 Б АУ-19
2АВ-15
4 Б АУ-19
2АВ-15
АГК-47
АГК-56
АГК-73
АДК-65/40
АДК-73/40
720 1
360
480
480
720
720
720
720
187
187
167
167
167
Одноступенчатые
Тексропное
Муфта
Тексропное

Непосредственное
То же
Двухступенчатые
А-52-4
А-52-2
АП-71-8
АП-71-6
АП-72-6
АП-72-4
АП-82-8
АП-80-4
АК-91-4
АК-103-8
АК-104-6
АК-103-6
ДСКП-260/
15-36
ДСКП-260/
24-36
ДСКП-260/
15-32
ДСКП-260/
20-32
7
10
10
14
20
28
40
55
75
100
160
125
280
625
300
625
1440
2890
730
970
970
1450
975
1460
1460
726
975
975
167
167
187
187
Тексропное

Непосредственное
То же
АП-71-4
АП-81-8
АП-72-6
АП-72-6
АП-72-4
АП-72-4
АП-81-4
АП-81-4
СДК-280-
187
СДК-280-
187
СДК-760-
167
СДК-760-
167
СДК-760-
167
t0=0°,tK=+2Q°
0 +30
—5
0
-10
-10
-5
-15
0
— 5
0
-5
-10
-10
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 30
+ 25
+ 25
20 1
20
20
20
28
28
40
40
240
240
625
625
625
1450 I
730
970
970
1450
1450
1460
1460
187
187
167
167
167
to = -
45°,
45
45°
45
45
45
33
33
33
tK=+30<
+ 30
+ 30
+ 30
+ 40
+ 30
+ 30
+ 30
+ 35
-50
-20
- 43
+ 35
+ 38
+ 38

ЭЛЕКТРОПРИВОД
343
В этом случае для отечественных
двигателей типа ПН достигается плавное
изменение числа оборотов в пределах 100-ь200%.
Для широкого регулирования скорости
применяют схему с питанием возбуждения
от электромашинного усилителя (ЭМУ)
или схему с электронно-тиратронным
управлением.
вправление электродвигателями с
короткозамкнутым ротором осуществляется
посредством магнитных пускателей,
контакторов, автоматов и других аппаратов.
Наиболее распространена схема
управления трехфазным асинхронным
электродвигателем с короткозамкнутым ротором
посредством магнитного пускателя (рис. 3).
Таблица
Синхронные электродвигатели для компрессоров средней производительности
) Компрессор
наименование
Аммиачный "V-образ-
ный
Аммиачный
вертикальный
То же
Фреоновый V-образ-
ный
| То же
тип
4АУ-15
2АВ-27
1 2АВ-27
4ФУ-19
4ФУ-19
число
оборотов,
об/мин
720
360
1 480
480
720
Соединение
компрессора
с
электродвигателем
Аммиачные
Тексропное
*
1 >
Фреоповыз
Тексропное
>
Электродвигатель
тип
J СМ-116-6
СМ-125-6
1 СМ-136-8
СМ-114-8
СМ-116-6
мощность
кет
87
113
| 146
56
87
ква !
120
1 155
| 206
80
120
число
оборотов,
об/мин
1000
1000
1 750
1000
| 1000
Примечание,
телем компрессоров.
Заказ синхронных электродвигателей согласовывают с заводом-изготови-
Рекомендуемые для привода некоторых
серийных отечественных компрессоров
двигатели приведены в табл. 7, 8, 9.
Управление электроприводами
Общие сведения. Управление
электродвигателями (пуск, остановка, изменение
скорости) осуществляется посредством
пусковой аппаратуры. Управление может
быть ручным, непосредственным или
дистанционным, автоматическим,
смешанным [2, 3, 4, 5, 6, 7].
Ручное непосредственное управление —
электродвигатель включается путем
воздействия на аппарат (рубильник, автомат
и т. д.), подающий питание к двигателю.
Ручное дистанционное управление —
включение производится путем
воздействия на промежуточный орган (кнопку
или ключ управления, реле).
Промежуточный орган, в свою очередь, приводит в
действие пусковой орган в цепи питания
электродвигателя (магнитный пускатель,
контактор и т. д.). В схемах автоматического
управления воздействие на пусковые
органы выполняют приборы,
контролирующие поддержание заданных параметров,
например регуляторы температуры,
давления.
Смешанное управление —
предусматривается переход с автоматического
управления на ручное и обратно.
Пуск осуществляется кнопкой «пуск»,
которая затем шунтируется блокконтактом
пускателя.//. Схема имеет тепловую защиту
двигателя от перегрузки (реле 1рт и 2рт)
и максимальную — от короткого
замыкания с помощью автомата А,
ч-
л-Е
1
?< <
Jzpm
стоп V Д tpmipm
Рис. 3. Схема управления нереверсивным
асинхронным короткозамкнутым двигателем: А —
автомат, Л — линейный пускатель, 1pm, 2 рт —
тепловые реле
В некоторых случаях, когда питающая
сеть имеет ограниченную мощность и
прямой пуск короткозамкнутого асинхронного

344
ЭЛЕКТРОПР И ВОД
электродвигателя* по условиям снижения
напряжения недопустим, применяют схемы
пуска на пониженном напряжении [7].
Понижение напряжения достигается
включением сопротивления в цепь статора
или автотрансформаторами. В первом
случае снижение пускового момента больше.
Для управления электродвигателями
с фазовым ротором [6, 7] требуется
применение дополнительной аппаратуры для
изменения сопротивления в цепи ротора.
Пуск электродвигателя с фазовым
ротором при ручном управлении
осуществляется пусковым реостатом в цепи ротора.
При дистанционном и автоматическом
управлении применяют электродвигатели
с постоянно налегающими щетками (рис. 4).
Сопротивление в роторе шунтируется
контакторами ускорения.
Включение электродвигателя
осуществляется нажатием кнопки «пуск» в цепи
линейного контактора Л при полностью
включенном сопротивлении в цепи ротора.
Через определенные интервалы времени
контакторы ускорения 1У, 2У и ЗУ
поочередно шунтируют секции сопротивления.
Токовая защита двигателя осуществляется
реле максимального тока 1 рм, 2 рм и
lHtt
Р./-Г7
tit
пуск л ]/]П
стоп _l_ !Л,1рм грмэрм^
Рис. 4. Схема управления нереверсивным
асинхронным двигателем с фазовым ротором: Р —
рубильник; Л — линейный контактор; 1У, 2У
и ЗУ — контакторы ускорения; 1рм, 2рм, Зрм —
реле максимального тока; П — предохранитель
цепей управления
3 рм, контакты которых включены в цепь
катушки линейного контактора Л.
При необходимости регулирования
числа оборотов электродвигателя применяют
контроллеры или командоконтроллеры,
посредством которых изменяется
сопротивление в цепи ротора.
Управление электродвигателями
постоянного тока осуществляется вручную
пусковыми реостатами или дистанционно,
посредством магнитных станций [6, 7].
Управление автоматизированными
холодильными установками с
электроприводами постоянного тока — посредством
магнитных станций (блоков управления).
Схема управления электродвигателем
постоянного тока с двумя ступенями
ускорения приведена на рис. 5.
Рис. 5. Схема управления электродвигателей
постоянного тока: Д — якорь; ШО — шунтовая
обмотка; Си С2 — сериесные обмотки; Л —
линейный контактор; КУ — контактор ускорения;
е — конденсаторы защиты от радиопомех; п —
предохранители; сп — сопротивление пусковое;
СЭ — сопротивление экономическое
Пуск электродвигателя осуществляется
нажатием кнопки «пуск», сначала
включается контактор ускорения КУ, а затем
линейный контактор Л. Якорь
электродвигателя подключается через пусковые
сопротивления сп к сети. По мере
разгона ток в якоре уменьшается, и сериесные
катушки контактора ускорения КУ,
срабатывая поочередно своими контактами,
шунтируют пусковые сопротивления сп.
Для пуска электродвигателей большей
мощности применяют магнитные станции
(блоки управления) с большим
количеством ступеней ускорения. Число ступеней
и величину сопротивлений рассчитывают.
При необходимости регулирования
скорости в цепь шунтовой обмотки
возбуждения ШО включают регулировочный реостат
возбуждения.
При автоматическом регулировании
скорости изменение сопротивления достигается
применением угольных реостатов,
машинных усилителей и других приборов.
Управление синхронными
электродвигателями осуществляется посредством
специальных станций управления [8].
Станции управления низкого
напряжения обеспечивают асинхронный пуск
двигателя и по достижении заданной скорости
подают возбуждение. Станции управле-

ЭЛЕКТРОПРИВОД
345
ния двигателями высокого напряжения
управляют возбуждением, защищают
двигатель, но пуск в этом случае
осуществляется высоковольтной аппаратурой.
В зависимости от мощности,
напряжения, требований привода и данных сети
применяют различные схемы пуска: прямой
t n кряп Лв крл п .
Рис. 6. Схема прямого пуска синхронного
двигателя с постоянно включенным возбудителем:
Р — разъединитель; Л — масляный или
воздушный выключатель; СД — синхронный
двигатель; В — возбудитель; ШР — шунтовой
регулятор; Лв — включающая катушка выключателя Л;
Ло — отключающая катушка выключателя Л;
1КГ — контактор гашения поля; КРЛ —
контактор включения выключателей Л; рп —
промежуточные реле; ркп — реле контроля поля;
IP Б, 2РБ, ЗРБ — реле времени; п —
предохранитель; ср — сопротивление разрядное
на полном напряжении, реакторный или
автотрансформаторный на пониженном
напряжении. При мощности до 1000 кет
обычно применяют прямой пуск.
Пуск при пониженном напряжении
применяют в случаях, когда в сети не
допускаются большие пусковые токи или
электродвигатель не рассчитан на пуск при
полном •напряжении.
Станции управления различают по
способу подачи возбуждения, которое может
осуществляться как функция времени,
так и частоты, скорости и т. д.
Различают также схемы с постоянно
подключенным возбудителем, с питанием
цепей управления от отдельного
возбудителя (выпрямителя) с независимым
источником и т. д.
Наиболее простая схема прямого пуска
синхронного двигателя показана на рис. 6.
Схему применяют при возбудителе,
установленном на общем валу с синхронным
двигателем. Возбудитель постоянно
подключен к обмотке возбуждения двигателя
через сопротивление ср, которое после
пуска шунтируется контактором \КГ.
Подача возбуждения контролируется реле
контроля поля ркп.
Схемы реакторного и
автотрансформаторного пуска несколько сложнее и
отличаются установкой дополнительных устройств,
управляющих включением ускоряющих
(шунтирующих) выключателей. Схемы
реакторного пуска применяют для
электроприводов центробежных компрессоров
большой мощности.
Защита электродвигателей
Защита от нарушения нормального
режима работы двигателя выполняется
согласно «Правил устройства
электроустановок» [2, 3, 8, 9].
Для двигателей малой и средней
мощности защита от перегрузки производится
тепловыми или токовыми реле с выдержкой
времени.
Защита минимального напряжения
для этих случаев осуществляется
схемой с саморасцеплением, т. е. схемой,
не допускающей повторный пуск при
восстановлении напряжения.
Выбор защиты для двигателей малой и
средней мощности следует производить
путем подбора соответствующей пусковой
аппаратуры, станции и блоков
управления.
Крупные двигатели дополнительно
снабжают более чувствительной защитой:
дифференциально-токовой, от замыкания на
землю (земляной) и т. д.
В синхронных двигателях
предусматривают систему ресинхронизации и защиту
от обрыва поля (от потери
возбуждения).
Реле защиты размещают на станциях
(блоках) управления или отдельных
панелях защиты.
Для двигателей крупной мощности,
применяемых в приводах центробежных
компрессоров, при выборе и расчете
релейной защиты следует исходить из
характеристик двигателей и питающей сети, а также
предусматривать защиту от местного
перегрева обмоток, железа статора,
подшипников, потери смазки и т. д.
Правильный выбор защиты
электродвигателя повышает надежность эксплуатации
всего агрегата [10, 11, 12].

АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ
УСТАНОВОК
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Автоматизация холодильных установок
дает следующие преимущества по
сравнению с ручным регулированием:
повышение производительности труда
обслуживающего персонала, от которого
не требуется непрерывного наблюдения
за работой установки;
более точное поддержание заданной
температуры охлаждаемых объектов,
благодаря чему сокращаются потери при
хранении пищевых продуктов; некоторые
технологические процессы (например, в
химической промышленности) проводятся с
необходимой точностью, которой нельзя
достигнуть при ручном регулировании;
снижение эксплуатационных расходов
вследствие уменьшения количества
обслуживающего персонала и сокращения
непроизводительных расходов на электрическую
энергию и охлаждающую воду;
увеличение срока службы холодильной
машины, вызванное улучшением режима
работы и отсутствием влажного хода
компрессоров;
устранение аварий благодаря
применению приборов автоматической защиты;
контроль работы холодильных
установок с помощью самопишущих приборов.
Автоматизация холодильных установок
осуществляется с помощью
автоматических устройств, выполняющих функции
сигнализации, контроля, защиты,
управления и регулирования [1, 2, 3, 4].
Устройства автоматической
сигнализации- включают или выключают световые
(звуковые) сигналы, когда контролируемая
величина достигнет заданного значения.
Приборы автоматического контроля
регистрируют температуру, давление и
расход холодильного агента, теплоносителя
и охлаждаемой среды.
Устройства автоматической защиты
прекращают работу всей установки или ее части
при опасном изменении контролируемой
величины. Устройства автоматического
управления включают или выключают в
определенной последовательности рабочие
органы установки. Устройства
автоматического регулирования поддерживают
заданное значение регулируемой величины или
изменяют ее по заданному закону.
Автоматическая сигнализация
подразделяется на аварийную, предупредительную
и исполнительную.
Аварийная сигнализация указывает,
изменение какой величины вызвало
срабатывание автоматической защиты.
Предупредительная сигнализация
сообщает о нежелательном изменении условий
работы до срабатывания автоматической
защиты.
Исполнительная сигнализация
срабатывает при включении и выключении машин,
аппаратов и приборов.
В зависимости от системы управления,
мощности агрегатов и ответственности
установки применяют автоматическую защиту
от опасного изменения:
давления, температуры, уровня
холодильного агента;
температуры и расхода теплоносителя,
расхода охлаждающей воды;
режима смазки механизмов и
режима работы электродвигателей
(перегрузки, максимального тока,
минимального напряжения и т. д.).
Защита машин и аппаратов достигается
применением:

СПОСОБЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
347
технологических схем и решении, при
которых исключается или значительно
снижается вероятность аварийных режимов;
специальных приборов и устройств,
обеспечивающих отключение агрегатов при
нарушении режима работы установки.
В холодильных установках применяют
различные системы автоматического
управления:
1) пуск агрегатов в заданной
последовательности, например в
многоступенчатых или каскадных холодильных
установках;
2) автоматическое управление
вспомогательными агрегатами или механизмами:
насосами, вентиляторами, моторными
задвижками;
3) полуавтоматическое управление, при
котором пуск агрегатов осуществляется
вручную, а остановка — автоматически;
4) дистанционное управление
отдельными механизмами (управление с
центрального диспетчерского пульта).
Системы регулирования могут быть
позиционного (релейного) и плавного
(непрерывного) действия [5, 6, 7, 8].
В системах пропорционального
(статического) регулирования каждому
отклонению параметра соответствует
определенное положение регулирующих органов.
В системах астатического и изодромного
регулирования отклонение регулируемого
параметра вызывает перемещение
регулирующих органов до тех пор, пока пара
метр не возвращается в исходное
положение.
Выбор системы регулирования следует
производить с учетом конкретных
условий эксплуатации установки —
требуемой точности поддержания заданного
параметра, суточного колебания
нагрузки, тепловой емкости системы,
количества и типа холодильных агрегатов.
Холодильные установки могут быть
автоматизированы частично или
полностью.
В частично автоматизированных
установках автоматически регулируется часть
процессов и требуется непрерывное
наблюдение обслуживающего персонала.
В полностью автоматизированных
установках все процессы регулируются
автоматически, наблюдение за работой установки
проводится периодически.
Наиболее эффективна полная
(комплексная) автоматизация.
Автоматизация предъявляет
специальные требования к основному
технологическому оборудованию и схемам установки:
повышенную надежность машин и
аппаратов, возможность размещения
чувствительных элементов в местах, подлежащих
контролю, осуществление автоматической
защиты .
СПОСОБЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ ОСНОВНЫХ
ВЕЛИЧИН
Устройства автоматического
регулирования холодильных установок должны
поддерживать постоянными или изменять
по заданному закону следующие величины:
температуру охлаждаемых объектов
(обычно холодильных камер);
влажность воздуха в холодильных
камера х;
температуру теплоносителя;
производительность компрессоров;
заполнение испарителя жидким
холодильным агентом;
заполнение картера компрессора
смазочным маслом;
давление конденсации (в установках
без обратного охлаждения воды);
температуру нагнетания или перегрев
всасываемого пара (например, в
установках с длинными всасывающими
трубопроводами).
Кроме того, автоматические устройства
Должны обеспечить удаление инея с
охлаждающих батарей, воздуха и
неконденсирующихся газов из холодильной машины.
Регулирование температуры
холодильных камер. Тепловая нагрузка холодильных
камер изменяется в широких пределах,
в зависимости от температуры наружного
воздуха и поступления грузов. Тепловая
производительность охлаждающих батарей
должна обеспечить поддержание заданной
температуры камеры при наибольшем теп-
лопритоке. Поэтому при регулировании
температуры холодильных камер необходимо
в соответствии с тепловой нагрузкой
уменьшать производительность батарей [1]. В
установках с несколькими или многими
охлаждаемыми камерами для этой цели
используют двухпозиционные регуляторы
(рис. 1,а). Реле температуры ТР при
повышении температуры камеры замыкает
с помощью промежуточного реле РП
контакты и открывает запорный вентиль ЗВ.
Охлаждающая жидкость (холодильный
агент или рассол) поступает в камерные
батареи, и температура камеры начинает
понижаться. Когда она достигнет нижнего
заданного предела, ТР закроет вентиль ЗВ
и охлаждение прекратится [9, 10, 11].
В камерах с воздушным охлаждением
ТР включает и выключает вентилятор
воздухоохладителя В (рис. 1, б).

348
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Другой способ регулирования —
изменение расхода или температуры
холодильного агента или теплоносителя в
охлаждающих батареях с помощью
пропорциональных регуляторов температуры
(рис. 1, в). При понижении температуры
камеры регулятор ПРТ уменьшает расход
рассола, средняя температура его
повышается и приближается к температуре
охлаждаемого воздуха.
В установках с системой
непосредственного охлаждения корпус регулятора
монтируют на всасывающей линии. При
понижении температуры камеры регулятор
уменьшает проход для пара, и давление
в испарителе возрастает. Температура
кипения повышается, следовательно,
охлаждение камеры становится менее
интенсивным.
В установках с одним охлаждаемым
объектом (камерой, шкафом, прилавком
и т. п.) регулирование температуры объекта
обычно осуществляют по способу пусков и
остановок компрессора, который работает
до тех пор, пока температура камеры не
понизится до нижнего заданного предела.
Для этого способа используют двухпо-
зиционные автоматические приборы — реле,
воспринимающие температуру воздуха или
испарителя, или давление всасывания
(рис. 1, г, д, е).
В малых установках непосредственного
охлаждения с несколькими объектами для
регулирования температуры объекта с более
высокой температурой применяют двух-
позиционные регуляторы давления прямого
действия ДРД (рис. 1, ж).
При повышении давления в испарителе
клапан регулятора поднимается, и
испаритель соединяется со всасывающей линией
компрессора. Давление понижается на
заданную величину, тогда клапан
закрывает проходное отверстие и испаритель
отключается от всасывающей линии.
Регулирование температуры
теплоносителя. В установках с одним испарителем
применяют двухпозиционные регуляторы—
реле температуры, управляющие работой
компрессора по способу пусков и остановок
(рис. 2, а). При понижении температуры
рассола до нижнего заданного предела
компрессор останавливается.
В случае если испаритель
обслуживается двумя или тремя компрессорами,
работа каждого из них регулируется своим
реле температуры с несколько смещенными
относительно других пределами настройки.
В установке с несколькими
испарителями реле температуры ТР может
управлять запорным вентилем ЗВУ
расположенным на всасывающей линии у выхода из
испарителя (рис. 2, б). Регулирование
ведется так же, как в предыдущем
случае.
С этой же целью может быть
использован пропорциональный регулятор темпер
ратуры прямого действия ПРТ, который
при понижении температуры увеличивает
проход для рассола на обводной линий
(рис, 2, в).
Г/////////////7777Щ
\///////////////////\
нз
>
TZZZZZZZZZZZZZZZA
6)
TZZZZZZZZZZZZZZZZZX
_ЭГ"
\2ZZZZZZZZZZZZZZZL
6)
yzzzzzzzzzzzzzzzz
V77ZZZZZZZZZZZZZZm
тшшггшщ
mzzzzzzzzzzzzzzzz,
mzzzzzzzzzzzzzzzA
i)
1'ис. 1. Схемы регуляторов температуры холодильных камер: а, 6 — двухпозиционные непрямого
;ействин; в — пропорциональный прямого действия; г, d, e — двухпозиционные в установках с
одной камерой (г — камерное реле температуры, д — реле температуры испарителя, е — реле низкого
давления); ж — двухпозиционный регулятор давления прямого действия

СПОСОБЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
349
При снижении скорости рассола в
испарителе уменьшаются коэффициент
теплопередачи и средняя логарифмическая
разность температур. Таким способом
обычно удается снизить производительность
аппарата не более чем на одну треть.
Рис. 2. Схемы регуляторов температуры
теплоносителя: а — двухпозиционыый в установке
с одним испарителем; б — двухпозиционный в
установке с несколькими испарителями; в —
пропорциональный прямого действия
Регулирование производительности
компрессоров. Холодопроизводительность
компрессоров должна обеспечить поддержание
заданной температуры холодильных камер
при наибольших теплопритоках. Поэтому
для поддержания соответствующей
температуры кипения необходимо уменьшать
производительность компрессора, изменять
ее в соответствии с тепловой нагрузкой.
Чувствительный элемент регулятора
производительности компрессора может
воспринимать температуру или давление
кипения или давление всасывания.
Применяются способы плавного и
позиционного регулирования
производительности компрессоров [12, 13, 14, 15].
Плавное регулирование.
Регулирование скорости вращения
компрессора (рис. 3, а) о, помощью
пропорционального датчика давления ПДД. Этот
способ обеспечивает наиболее точное
поддержание заданной производительности,
но для его осуществления необходимо
значительное усложнение электропривода.
Д росс ели ров ание всасываемого пара с
помощью пропорционального регулятора
давления «до себя» ПРД (рис, 3, б). Этот
способ прост, но энергетически невыгоден.
В установках непосредственного
охлаждения с несколькими камерами,
имеющими различную температуру и
присоединенными к общему компрессору, ПРД
устанавливают за испарителем более
теплой камеры. При этом снижается усушка
продуктов и уменьшается отложение инея
на батареях; на линии, идущей от более
холодной камеры, устанавливают обратный
клапан (рис. 3, в).
Регулирование автоматическим
перепуском части сжатого газа из нагнетательной
линии во всасывающую с помощью
регулятора давления «после себя» ПРД (рис. 3,г).
Давление всасывания и давление
кипения остаются постоянными, но бесполезно
затрачивается работа на сжатие части газа,
сбрасываемой из нагнетательной линии во
всасывающую. С уменьшением тепловой
нагрузки потери увеличиваются.
Для того чтобы избежать опасного
повышения температуры нагнетания, эту
схему дополняют регулятором РТН [16],
впрыскивающим жидкий холодильный агент
во всасывающую линию.
Принудительное открывание
всасывающих клапанов на части хода сжатия
(рис. 3, д). При снижении нагрузки и
соответственно давления всасывания датчик
хода отжимает пластины всасывающих
клапанов непрямоточных компрессоров от
седла [1, 13].
Подключение дополнительного мертвого
объема. Вспомогательный поршень
автоматически перемещается, изменяя
дополнительный мертвый объем ДМО, вследствие
чего производительность компрессора
может плавно регулироваться от
номинальной до нуля (рис. 3,е).
Позиционное (ступенчатое)
регулирование. Способ пусков и
остановок компрессора с помощью реле
температуры или давления. Этот способ
является основным. При понижении давления
всасывания до нижнего заданного предела
реле низкого давления РДН (рис. 3, ж)
останавливает компрессор, при
последующем повышении до верхнего заданного
предела — снова производит пуск.
При возрастании тепловой нагрузки
компрессора время его работ увеличивается.
Меняя отношение времени работы
компрессора к общей длительности цикла,
можно получить любую заданную среднюю
производительность компрессора. В
установках с одним охлаждаемым объектом
таким способом поддерживают заданную
температуру холодильной камеры.
Отключение отдельных цилиндров
многоцилиндровых компрессоров. В этом случае
используют автоматический запорный
вентиль СВ на обводной линии и обратный
клапан на нагнетании данного блока
(рис. 3, з). При понижении давления
всасывания СВ открывается. Применяют также
встроенные в компрессор устройства для
полного отжатия всасывающих клапанов
отдельных цилиндров.
Пуск и остановка отдельных
компрессоров в установке с несколькими машинами.
При двух одинаковых компрессорах можно

350
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
получить три ступени производительности
A00%—50%-0).
Два компрессора, производительность
одного из которых вдвое меньше, чем
другого (например, 2АВ-15 и 4АУ-15), дают
четыре ступени производительности A00%—
67%-33%-0).
Применение многоскоростных
двигателей (рис. 3, и) позволяет изменять скорость
вращения и производительность
компрессора в 1,5; 2; 3 или 4 раза.
Автоматические перепускные вентили
(байпасы), сообщающие полости цилиндра
с полостью всасывания на части хода поршня
(рис. 3, к). Если при открывании этих
вентилей уменьшается давление нагнетания
и повышается давление всасывания, то
удельный расход энергии на 1000 ккал/час
не изменяется; при постоянных давлениях
энергетические коэффициенты
ухудшаются [3].
Регулирование заполнения испарителей
холодильным агентом. Если в испаритель
поступает избыток жидкости, то она
попадает во всасывающую линию, а иногда и
в компрессор.
При недостатке жидкости в
испарителе производительность его .уменьшается,
вследствие чего снижается экономичность
холодильной машины.
Приборы, регулирующие заполнение
испарителей, подразделяются на две
группы: поплавковые регуляторы,
воспринимающие изменение уровня жидкости, и
терморегулирующие вентили ТРВ,
воспринимающие изменение перегрева пара в
испарителе (регуляторы перегрева).
В пропорциональном регуляторе уровня
низкого давления (рис. 4, а) при
понижении регулируемого уровня чувствительный
элемент (поплавок) открывает
регулирующий орган (клапан), установленный у
входа жидкости в холодильный аппарат.
В пропорциональном регуляторе уровня
высокого давления (рис. 4, 6)
регулирующий орган расположен у выхода из сосуда
или аппарата, в котором поддерживается
уровень. Клапан открывается при
повышении уровня. В системе; содержащей
заданное количество холодильного агента,
регулятор поддерживает определенный уровень
в аппарате на стороне высокого давления
и тем самым обеспечивает необходимое
заполнение испарителя. При этом в
установке должен быть один или несколько
испарителей, объединенных жидкостными
и газовыми уравнительными линиями.
На рис. 4, в, г показаны схемы двухпо-
зиционных регуляторов уровня низкого и
высокого давления (непрямого действия),
состоящих из реле уровня и
автоматического запорного вентиля СВ.
В качестве чувствительного элемента
пропорционального регулятора уровня
может быть использована
термочувствительная система (рис. 4, д), в двухпозиционном
регуляторе уровня вместо реле уровня
иногда применяют реле температуры.
е)
Рис. 3. Схемы регулирования производительности компрессоров: а — плавное
изменение скорости вращения; б, в — дросселирование всасываемого пара; г — перепуск
части пара из нагнетательной во всасывающую линию; д — принудительное открывание
всасывающих клапанов на части хода сжатия; е — подключение дополнительного
мертвого объема; ж — способ пусков и остановок компрессора; з — отключение
отдельных цилиндров компрессоров; и — применение многоскоростных электродвигателей;
к — открывание перепускных вентилей; ДХ — датчик хода, Ч — чувствительный
элемент, ДМО — дополнительный мертвый объем, ПДД — пропорциональный датчик
давления, РТН — регулятор температуры нагнетания

СПОСОБЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
351
ТРВ с внутренним уравниванием (рис.
4, е) поддерживает перегрев, т. е.
постоянную разность температуры пара у выхода
из испарителя, воспринимаемой
термобаллоном 1, и температуры кипения. На
чувствительный элемент действует
соответствующее температуре кипения давление
у входа в испаритель.
ТРВ с внешним уравниванием (рис.
4, ж) применяют для испарителей,
характеризующихся значительным падением
давления холодильного агента. Температура
кипения у входа в испаритель выше, чем
у выхода. Для устранения влияния падения
давления корпус ТРВ соединяют внешней
уравнительной линией 3 с выходом из
испарителя.
В холодильных установках, работающих
при низких температурах кипения,
применяют ТРВ с двумя
термочувствительными системами (рис. 4, з). В данной
конструкции перегрев определяется непосредственно
как разность температур пара у выхода из
испарителя и кипения.
В установках с постоянными тепловыми
нагрузками для подачи жидкости в
испаритель иногда применяют пропорциональные
регуляторы давления — барорегулирую-
Щие вентили БРВ. Но поддержание
давления кипения не обеспечивает постоянного
заполнения испарителя жидким
холодильным агентом. Если теплоприток к
испарителю уменьшается, то жидкость кипит
Менее интенсивно и приближается ко
всасывающей линии. Давление остается
постоянным, но испаритель переполняется
жидкостью.
На жидкостной линии между
конденсатором и испарителем в малых
холодильных машинах в ряде случаев
устанавливают дроссельный элемент —
«капиллярную» трубку ф 0,5—1,5 мм.
Коэффициент теплопередачи
испарителей, заполнение которых регулируется
ТРВ, ниже, чем испарителей затопленного
типа, оснащенных ПРВ, так как часть теп-
лопередающей поверхности, где происходит
перегрев пара, используется менее
интенсивно. Некоторые американские фирмы
рекомендуют увеличивать поверхность
испарителей, заполнение которых регулируется
с помощью ТРВ, на 25 -Ь 35% [3]. По ТРВ
могут работать с испарителями без
свободного уровня жидкости, в частности
со змеевиковыми. Поэтому они являются
основными регуляторами заполнения
испарителей малых холодильных машин
торгового типа.
В ряде схем в качестве регулятора
уровня используют ТРВ,
термочувствительный элемент которого воспринимает
изменение уровня жидкого холодильного
агента, имеющего температуру более
низкую, чем окружающая среда (см. рис. 4, д).
Регулирование давления конденсации.
Давление конденсации можно изменять
в широких пределах (например, в
аммиачных установках от 7 до 13 ати). В
установках с конденсаторами водяного охлаждения
при увеличении расхода охлаждающей воды
снижается давление конденсации и
уменьшается электрическая мощность,
потребляемая компрессором, но увеличивается
расход воды.
Величина наиболее выгодного давления
конденсации зависит главным образом от
стоимости воды и электроэнергии и от
температуры воды у входа в конденсатор.
т
* .
A 1
f Li.
\Ч\
wVTr
Ух
1
ill!
1 J 1 1 1
11111
, 1
I J
I 1
1 I
44-
>
>
ej
ж)
i)
Рис. 4. Схемы регуляторов заполнения испарителей. Регуляторы уровня: а —
пропорциональный низкого давления; б — пропорциональный высокого Г давления; е — двух-
позиционный низкого давления; г — двухпозиционный высокого давления; д — с
термочувствительной системой. ТРВ: е — с внутренним уравниванием; ж — с внешним
уравниванием; з — с двумя термочувствительными системами; 1, 2 — термобаллоны,
3 — уравнительная линия

352
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Поэтому настройку регулятора при
переходе от зимнего режима к летнему и,
наоборот, следует изменять.Заданное значение
температуры и давления конденсации
можно поддерживать с помощью регулятора
давления (рис. 5) — водорегулятора
(водорегулирующего вентиля). Давление
конденсации воспринимается чувствительным
элементом водорегулятора. При повышении
От компрессора < >
л ' к.,
ЦМр *>
К испарителю
Рис. 5. Регулирование давления
конденсации
давления регулирующий клапан
увеличивает подачу воды.
Автоматическое удаление воздуха из
холодильной машины. Действие
автоматического устройства, представленного на
рис. 6, а, основано на том, что при
попадании воздуха в систему давление в
конденсаторе возрастает и становится равным
сумме давления конденсации и
парциального давления воздуха.
Чувствительный элемент регулятора
воспринимает разность давления в
конденсаторе и давления конденсации. При
наличии в конденсаторе воздуха давление на
чувствительный элемент сверху возрастает,
клапан К открывается, и смесь воздуха
с парами холодильного агента поступает
в воздухоотделитель ВОТ. Затем воздух
удаляется наружу, а сконденсировавшийся
холодильный агент перепускается на
сторону низкого давления.
В другом автоматическом
воздухоотделителе (рис. 6, 6) воздух оттесняет вниз
жидкий холодильный агент, поступающий
из расположенного выше ресивера
холодильной машины. Охлаждение
производится холодильным агентом, идущим к
испарителю через автохматический
регулирующий вентиль РВ. Смесь воздуха и пара
поступает в корпус воздухоотделителя
ВОТ. Пар конденсируется, а воздух накагь
ливается в верхней части аппарата.Уровень
жидкости понижается; при этом клапан
поплавкового регулятора ПР открывается
и воздух удаляется из системы.
Для автоматизации выпуска воздуха
может быть использовано отклонение
температуры воздуха и неконденсирующихся
газов от температуры конденсации (рис.
6, в). Смесь пара и воздуха поступает
в аппарат ВОТ, холодильный агент
конденсируется на охлаждающем змеевике,
подача жидкости в который регулируется
с помощью ТРВ, а воздух собирается
в верхней части воздухоотделителя.
Температура воздуха повышается,
приближаясь к температуре окружающей среды.
Тогда регулятор температуры ПРТ
открывает выход для удаления воздуха из
системы. Сконденсировавшийся в
воздухоотделителе холодильный агент возвращается
в ресивер PC.
Автоматическое удаление инея с
охлаждающих батарей. При автоматическом
удалении инея коэффициент теплопередачи
испарителя в ряде случаев увеличивается
на 25%.
Выбор способа удаления инея зависит
главным образом от температуры
охлаждаемого объекта. При температуре выше
0°С достаточно остановить компрессор я
дать испарителю принять температуру
окружающей среды.
Удачное решение обеспечивается в тех
установках, где регулирование
температуры кипения производят по способу пус-
ков и остановок компрессора с помошьЮ
реле низкого давления РДН (рис. 7, а)-
РДН настраивают на давление пуска,
соответствующее температуре кипения
выше + 1°С. Вместо реле низкого давления
Рис. 6. Схемы автоматического удаления воздуха из холодильной машины: о — с
регулятором, воспринимающим разность давления в конденсаторе и давления,
соответствующего температуре конденсации; б — с поплавковым регулятором; в — с
регулятором температуры прямого действия

СПОСОБЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ:
353
можно использовать с теми же результатами
реле температуры испарителя ТРИ (рис.
7, б). На рис. 7, в показан прибор,
состоящий из камерного реле температуры и
реле давления, на рис. 7, г — реле
температуры камеры и испарителя. РДН или
ТРИ включают компрессор после удаления
инея.
Весьма распространен способ удаления
инея с помощью специального реле
импульсов времени РИВ периодически, например
раз в сутки, останавливающего компрессор
на заданный промежуток времени (рис.
7, д). Пуск компрессора после удаления
инея производится с помощью специального
РДН, настроенного на температуру
включения 1 -г- 4°С.
В холодильных установках с объектами,
имеющими температуру ниже 0°С, для
удаления инея необходимо подвести к
испарителю тепло. Широко применяют способ
оттаивания горячим газом, нагнетаемым
компрессором (рис. 7, е). Реле импульсов
времени РИВ останавливает вентилятор В,
а) 6) в)
1 -р=л-—_7~
J |0«и"{
Рис. 7. Схемы автоматического удаления инея с охлаждающих батарей с использованием: а — реле
низкого давления; б — реле температуры испарителя; в — камерного реле температуры и реле
низкого давления; г— реле температуры испарителя и камеры; д — реле импульсов времени; е~
оттаивания горячим газом; ж — переключения испарителя и конденсатора; з — электрического
обогрева; и — оттаивания водой; ЭН — электронагреватель
12 Энциклолед. справочник, кн. 1

354
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
выключает (закрывает) соленоидный
вентиль СВг и открывает СВ2. Горячий газ
из компрессора поступает в испаритель,
где конденсируется, отдавая тепло
тающему инею. У выхода из испарителя
установлен электрический нагреватель ЭН,
с помощью которого образующаяся
жидкость испаряется. Недостатком системы
является большой кратковременный расход
электрической энергии (до 1 кет на 0,7 кет
установленной мощности
электродвигателя).
Вместо электрического нагревателя
можно применять тепловой
аккумулятор, получающий тепло от сжатого газа
во время обычной работы машины
(система «Термобанк») или дополнительный
испаритель, омываемый наружным
воздухом.
Основные элементы
Назначение автоматического
регулятора — реагировать на изменение
регулируемой величины и воздействовать на
управляемый процесс так, чтобы
поддерживать заданное значение этой величины
или изменять ее в соответствии с
заданием.
Основными частями регулятора
являются:
измерительный (чувствительный)
элемент, воспринимающий изменение
регулируемой величины; регулирующий орган,
изменяющий по сигналу измерительного
элемента подачу вещества или энергии
в регулируемый объект или отвод их из
объекта; исполнительная связь
(передаточное устройство), соединяющая
измерительный и регулирующий элементы.
Измерительный элемент обычно имеет
задатчик — устройство для настройки
регулятора на заданное значение
регулируемой величины.
В регуляторах прямого действия
регулирующий орган перемещается без помощи
вспомогательной энергии, только за счет
усилия, создаваемого непосредственно
чувствительным элементом.
В регуляторах непрямого действия для
перемещения регулирующего органа
используется дополнительный источник
энергии. Перемещение регулирующего органа
осуществляется исполнительным
механизмом (сервомотором).
Диапазон регулирования — пределы
настройки между максимальным и
минимальным значениями регулируемой
величины.
Перемещению элементов регулятора
препятствуют силы трения и зазоры между
Для оттаивания испарителя горячим
газом иногда переключают всасывающую ц
нагнетательную линию с помощью четырех-
ходового вентиля (рис. 7, ж).
В схеме с использованием электрических
нагревателей (рис. 7, з) реле РИВ раз
в сутки (или чаще) останавливает
компрессор и вентилятор В и включает
нагреватели ЭН. После того как иней растает и
давление в испарителе повысится до
заданного, реле низкого давления РДН
произведет обратное переключение.
В схеме удаления инея с помощью
орошения охлаждающих батарей водой (рис. 7, и)
реле импульсов времени РИВ останавливает
электродвигатель компрессора и
вентилятор В, открывает соленоидный вентиль С В
на водяном трубопроводе и включает
нагреватель ЭН на сливной линии талой воды.
сопряженными деталями. Диапазон
отклонений регулируемой величины от
заданного значения, не вызывающих
перемещения регулирующего органа, называется
зоной нечувствительности.
В позиционных регуляторах зону
нечувствительности называют
дифференциалом регулятора. Здесь зона
нечувствительности зависит от конструкции
регулятора. Зачастую величина
дифференциала может быть изменена при настройке.
Погрешность регулятора — разность
между заданным (по шкале прибора) и
действительным значением регулируемой
величины.
Наиболее распространены в
холодильной технике двухпозиционные реле,
применяемые для автоматического
управления, контроля, сигнализации и защиты,
а также автоматического регулирования.
Механические реле срабатывают при
определенных значениях давления, уровня
расхода и т. д., тепловые — температуры,
электрические — тока, напряжения и т. Д.
[16, 17, 18].
Основными частями механических и
тепловых реле являются чувствительный
элемент, контакты, узел резкого
размыкания контактов, узлы настройки диапазона
и дифференциала, передаточное устройство,
компенсационное устройство, корпус.
Чувствительные элементы реле
давления (рис. 8, а—д): сильфон, плоская или
гофрированная мембраны, одновитковая
или многовитковая манометрические
трубки. Чувствительные элементы изготовляют
из томпака, полутомпака, нейзильбера,
бериллиевой бронзы, нержавеющей стали.
Мембраны выполняют также из
специальных сортов резины или прорезиненного
полотна.
АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
355
Применяют и электрические
(пьезоэлектрические, тензометрические, емкостные и
другие) чувствительные элементы.
Для измерения разности давлений
используют (рис. 8, е—з): два элемента,
перемещения которых направлены в про-
Рис. 8. Чувствительные элементы реле
давления: а — сильфон; б — плоская
мембрана; в — гофрированная мембрана;
г— одновитковая манометрическая трубка;
д — многовитковая манометрическая
трубка; е, ж, з — элементы дифференциальных
реле давления
тивоположные стороны; упругий элемент,
на стороны которого действуют эти
давления; столб жидкости.
Чувствительные элементы реле
температуры (рис. 9) подразделяют на
объемно-расширительные, биметаллические, линейно-
расширительные
(дилатометрические), ртутно-стеклян-
ные и электрические.
Терм о чу в с твительный
элемент манометрического
типа состоит из
термобаллона и упругого элемента,
соединенных в
герметичную систему, заполненную
жидкостью или газом. При
изменении температуры
среды, окружающей
термобаллон, изменяется давление
в системе, вызывая
перемещение упругого элемента.
Термобаллон соединяют с упругим
элементом непосредственно или тонкой, так
называемой капиллярной, трубкой. В
последнем случае корпус прибора можно
отнести от места измерения.
Термобаллоном может служить собственно упругий
элемент (например, запаянный сильфон) или
Капиллярная трубка.
Термочувствительную систему
заполняют инертным газом (например, азотом,
рис. 9, а), некипящей жидкостью (ртутью,
толуолом, маслом, рис. 9, б) и легкокипя-
Щей жидкостью (фреоном и другими, рис.
9, в, г). Зависимость давления от
температуры наиболее велика у термосистем с лег-
Нокипящей жидкостью. Поэтому они
широко распространены в холодильной
технике.
Количество жидкости в такой системе
зависит от соотношения температуры
термобаллона и упругого элемента. Если
термобаллон при работе имеет более низкую
температуру, чем упругий элемент, то
жидкость находится только в термобаллоне
и размеры последнего относительно малы
(рис. 9, в). В обратном случае термобаллон
должен быть достаточно большим, чтобы
жидкость, заполнив камеру упругого
элемента, осталась бы также и в
термобаллоне (рис. 9, г). Тогда давление в системе
определяется температурой этой части
жидкости.
В некоторых конструкциях
термобаллон заряжают адсорбентом (например,
активированным углем), а систему —
нейтральным газом (углекислотой). При
изменении температуры меняется количество
газа, поглощенного адсорбентом, и
соответственно — давление в системе. Иногда
применяют термочувствительные системы,
заполненные жидкостью, которая при
понижении температуры замерзает, меняет
свой объем и вызывает перемещение
упругого элемента.
Биметаллический термочувствительный
элемент (рис. 9, д) представляет собой
пластину, выполненную из двух металлов,
имеющих разные коэффициенты линейного
расширения. При повышении температуры
один металл стремится удлиниться, другой
препятствует этому, и пластина изгибается.
Для уменьшения габаритов прибора
биметаллическую пластину свертывают в
спираль (рис. 9, е).
Линейно-расширительный
(дилатометрический) чувствительный элемент (рис.
9, ж) состоит из стержня и трубки,
изготовленных из материалов, имеющих разные
коэффициенты линейного расширения,
например инвара и латуни, подобно
биметаллическому элементу. Но здесь эти детали
соединены между собой подвижно, поэтому
при изменении температуры конец стержня
перемещается по прямой линии
относительно конца трубки.
а) б) 6) г) д) е) ж) з)
Рис. 9. Чувствительные элементы реле температуры.
Объемно-расширительные манометрические: а — газовый; б — жидкостный;
в, г — парожидкостные; д, е — биметаллические; ж — линейно -
расширительный; з — ртутно-стеклянный
12*

356
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Такой же принцип действия ртутно-
стеклянного чувствительного элемента
(рис. 9, з), в котором при изменении
температуры уровень ртути перемещается
относительно стеклянной трубки, так как
коэффициент термического расширения
ртути значительно больше, чем стекла.
Электрические термочувствительные
элементы меняют при изменении
температуры свои электрические характеристики:
термометр сопротивления —
сопротивление, термопара — электродвижущую силу.
Чувствительные элементы реле уровня
подразделяются на поплавковые,
термометрические, радиоактивные и емкостные.
Наиболее распространены поплавковые
реле уровня (рис. 10, а).
Для определения уровня жидкости,
имеющей температуру иную, чем
окружающая среда, применяют реле температуры.
Термочувствительный элемент реле
(манометрический, биметаллический и т. д.)
устанавливают на заданном уровне (рис.
10, б). Когда холодная жидкость
поднимется до этого уровня, температура
чувствительного элемента резко понизится и
произойдет переключение реле. Термометр
сопротивления (рис. 10, в) при изменении
уровня меняет свое сопротивление.
Радиоактивный указатель уровня (рис.
10, г) работает по следующему принципу.
Из источника излучения 4 гамма-лучи
поступают в приемники излучения 1, 2 и 3,
проходят через стенки холодильного ап-
а) б) 6) г)
Рис. 10. Чувствительные элементы реле
уровня: а — поплавковый; б, в — температурные;
г — радиоактивный
парата и находящийся в нем пар, но
рассеиваются в слое жидкости. Поэтому в
положении, показанном на схеме,
приемники 1 и 2 будут воспринимать значительно
более интенсивное излучение, чем
приемник 3.
В емкостных реле при повышении
уровня жидкости до чувствительного элемента
электрическая его емкость резко меняется.
Чувствительный элемент реле расхода
реагирует на изменение расхода жидкости.
В этих приборах используют
чувствительный элемент дифференциального реле
давления вместе с дроссельным устройством
(рис. 11, а). Разность давлений до и после
дроссельного устройства пропорциональна
квадрату расхода жидкости.
Для реле расхода используют также
чувствительные элементы реле уровня,
встроенные в мерный сосуд с
калиброванным отверстием (рис. 11, б). При
увеличении расхода жидкости уровень в сосуде
повышается. Высота уровня над
отверстием пропорциональна квадрату расхода
жидкости. Тот же мерный сосуд с
калиброванным отверстием может быть
использован вместе с весами (на рис. 11, в показаны
пружинные весы). Чем больше расход
жидкости, тем больше вес ее в мерном
сосуде и тем ниже опускается сосуд. Другой
принцип действия использован в
ротаметре, представляющем собой конический,
слабо расширяющийся кверху сосуд с
цилиндрическим поплавком (рис. 11, г).
Рис. 11. Чувствительные элементы реле
расхода: а — дроссельное устройство с
дифференциальным реле давления; б — мерный
сосуд с калиброванным отверстием и реле
уровня; в — мерный сосуд с калиброванным
отверстием и весами; г — ротаметр; 1 —
поплавок, 2 — калиброванные насадки
При движении жидкости снизу вверх
поплавок всплывает. Высота подъема
поплавка пропорциональна расходу
жидкости.
Передача движения поплавка наружу
производится с помощью передаточных
устройств (см. ниже).
Электрические контакты обычно
изготовляют из серебра, а при больших
нагрузках — из вольфрама. Сила нажатия
контактов в первом случае обычно
составляет 50—100 г, во втором — 120—350 г.
На рис. 12 показан ртутный контакт (мер-
коид). Замыкание и размыкание
электрической цепи производится ртутью при
повороте стеклянного корпуса контакта. Для
увеличения продолжительности работы
контакта из корпуса удален воздух. Ртутные
контакты пригодны для управления
мощными электрическими цепями, но их нельзя
использовать при вибрациях, в частности
на транспорте, а также при температурах,
близких к точке замерзания ртути —39°Ь-
Контакты характеризуются
максимально допустимыми разрывной мощностью й
рабочим током.
Узел резкого размыкания контактов пре~
дохраняет их от обгорания при ра3~
рыве электрической цепи. Чем меньШ0
J

А В ТО МА ТИЧЕСНИЕ ПРИБОРЫ
357
время размыкания, тем больше срок службы
контактов.
На рис. 12, а показан узел с постоянным
магнитом 1 и стальным якорем 2. Усилие,
размыкающее контакты, должно
преодолеть силу притяжения якоря магнитом (в
ряде конструкций 250 —- 300 г). Для
обеспечения резкости размыкания может
служить пружина, которая при переключении
меняет положение равновесия и резко
перемещает контактную пластину (рис.
12. 6, в). Применяют также узел с плоской
пружиной (рис. 12, г). Вместо плоских
пружин иногда используют боковые
изогнутые части контактной пластины (рис.
12, д).
Резкое переключение ртутного контакта
(рис. 12, е) обеспечивается при повороте
его на угол 5 ~~ 10°.
Узел настройки диапазона
представляет собой пружину, усилие которой
действует в сторону, обратную давлению.
Натяжение пружины можно изменять с
помощью регулировочного винта и гайки;
к последней обычно прикрепляют стрелку,
указывающую на шкале диапазона
настройку прибора.
Узел настройки дифференциала
служит для изменения разности между
значениями давления, при которых происходит
замыкание и размыкание контактов.
2 i
L L
ЩщЛ А
Рис. 12. Узел резкого размыкания контактов
механических и тепловых реле: а — с постоянным
магнитом; б, в — с цилиндрической пружиной;
г, о — с плоской пружиной; е — с ртутным
контактом
Для настройки дифференциала можно
изменять величину свободного хода одного
Из элементов передаточного механизма
(рис. 13, а). В датчиках, где для резкого
размыкания контактов используют
постоянный магнит (рис. 13, б), для
уменьшения дифференциала перемещают
неподвижный контакт 1 к подвижному 2, тем
самым увеличивая зазор между магнитом 3
и якорем контактной пластины 4 при
замкнутых контактах. При этом уменьшается
усилие, нужное для разрыва контактов, и
соответственно дифференциал прибора.
В узле, показанном на рис. 13, в,
настройку дифференциала производят
винтом 1. Пружина 4 соединена серьгой 6
с основным рычагом 7, на котором
установлен подвижный контакт (на чертеже не
показан). При движении рычага 7 вниз
а)
Рис. 13. Узел настройки
дифференциала механических и тепловых
реле: а — изменением свободного хода;
б — изменением взаимного
расположения неподвижного контакта и
постоянного магнита: 1, 2 —
контакты, 3 — магнит, 4 — якорь;
в — с пружиной и шкалой
настройки дифференциала: 1 — винт
настройки дифференциала, 2 —
пружина, з — скоба, 4 — пружина,
5 — упор, 6 — серьга, 7 — рычаг
пружина регулирования диапазона 2
должна преодолеть сопротивление пружины 4.
При обратном движении скоба 3 доходит
до упора б, после чего пружина 4 на рычаг 7
уже не действует.
Таким образом, момент замыкания
определяется натяжением пружин 2 и 4,
а размыкания — только пружины 2 (или,
наоборот, в зависимости от взаимного
расположения подвижного и
неподвижного контактов).
Передаточные устройства. Перемещение
чувствительного элемента может
передаваться контактам с помощью механической
передачи (рис. 14, а). В датчиках уровня
широко применяют магнитную передачу,
при которой стальные поплавок или трубка

358
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
передвигаются в герметической камере со
стенкой из немагнитного материала
(например, нержавеющей стали), вызывая
перемещение находящегося снаружи
постоянного магнита или его якоря (рис.
14, б). В приборах с индуктивной передачей
(рис. 14, в) приваренный к поплавку
стальной стержень находится в герметически
закрытой трубке из немагнитного
материала. На последней снаружи надета
индуктивная катушка. При движении
поплавка изменяется индуктивность катушки
и соответственно — ток в ее цепи, что
Рис. 14. Передаточные
устройства: а — механическое; б
—магнитное; в — индуктивное
вызывает срабатывание промежуточных
реле.
Основными частями регуляторов
прямого действия являются чувствительный
элемент, узел настройки дифференциала,
передаточное устройство, рабочий орган и
корпус.
Чувствительные элементы и узел
настройки диапазона этих регуляторов в
основном устроены так же, как у
соответствующих реле.
В качестве рабочего органа
используют клапаны с плоскими, коническими
или цилиндрическими опорными
поверхностями (последний тип называется
золотниковым клапаном или золотником).
Клапаны с плоской поверхностью имеют
почти линейную зависимость величины
проходного сечения от подъема;
характеристика конических клапанов зависит от
угла конуса (чем меньше угол, тем она
более выпукла), а золотниковых — от
способа профилирования окон золотника.
Приборы, воспринимающие
изменение давления
Реле давления. Реле низкого давления
РДН размыкают контакты при понижении
давления всасывания. Реле высокого
давления РДВ размыкают контакты при
повышении давления нагнетания.
Дифференциальные реле давления воспринимают
разность давлений; их контакты
замыкаются либо размыкаются при увеличении
регулируемой величины.
Реле низкого и высокого давления часто
конструктивно объединяют в прибор с
общими контактами и корпусом — реле
давления РД. Эти приборы в основном
используют для регулирования
производительности компрессоров и их автоматической
защиты [1; 16; 17; 19; 20].
Реле давления РДА и РД-1. Корпус 1
сильфона реле низкого давления РДА
(рис. 15) соединяют со всасывающей линией.
При повышении давления сильфон 14
сжимается, игла 15 нажимает на угловой
рычаг 2 и поворачивает его вокруг оси 16
по часовой стрелке, преодолевая
сопротивление пружины 3. Тяга 4 перемещается
вниз: ее загнутый конец 17 проходит по
вертикальному пазу, после чего рамка 19
с контактной пластиной 6 поворачиваются
вокруг оси 18 против часовой стрелки, и
контакты 5 замыкаются.
Резкость размыкания контактов
обеспечивает магнит 7.
Вспомогательные контакты 21
размыкаются после основных 5, предохраняя
их от обгорания.
Настройка диапазона осуществляется
с помощью винта 22, изменяющего
натяжение пружины 5; настройка
дифференциала — с помощью винта 23 и планки 13,
изменяющей величину свободного хода
конца тяги 17.
Сильфон реле высокого давления,
расположенный в корпусе 8, при опасном
повышении давления нагнетания сжимается,
игла 24 поворачивает рычаг 10 вокруг
оси 25 против часовой стрелки, преодолевая
сопротивление пружины 9. При этом
правый конец пружины 26 перемещается вверх,
она резко сокращается, повернув рычаг 11
вокруг точки 12 по часовой стрелке. Конец
рычага 11 ударяет по текстолитовой
планке 20, прикрепленной к контактной
пластине 6, и контакты размыкаются при любом
положении реле низкого давления. После
понижения давления нагнетания пружина 9
возвращает контакты в прежнее
положение.
Для настройки диапазона реле
высокого давления служит гайка 27,
изменяющая натяжение пружины 9.
Реле низкого давления РД-10 и реле
высокого давления РД-11 (рис. 16) —
приборы новой конструкции — снабжены
узлом настройки дифференциала с bhhtoiyi i,
пружиной 2 и шкалой 3 (аналогичную схему
см. выше, рис. 13, в). Здесь использован
микропереключатель 4. Узел настройки
диапазона состоит из ручки 5, винта 6 и
пружины 7.
Реле давления типа РД используют для
фреонов, хлорметила, воды, воздуха^ й
других неагрессивных веществ. Приоор
РДА, имеющий сильфоны из нержавеющей
стали, пригоден для аммиачных
установок.
В табл. 1 приведены основные
характеристики реле давления. В графе «диапазон*

Реле давлении
Таблица 1
Марка
РД-3
Тип
Реле низкого
давления
Диапазон
от
0,05 ата
ДО
0,9 ата 1

Допустимая
погрешность
основная,
кг 1см-
чР 0,002 1
РДК-55 | То же | 0 ати | 3 ати | ±0,08
РД-5
РД-1
РДК-2-53
РД-А
РД-6
ЭКМ-1
ЭКМ-2
ЭКМ-1
ЭКМ-1
В Э16РБ
Реле высокого
давления
РДН
РДВ
РДН
РДВ
РДН
РДВ
РДН
рдв
Контактный
манометр с двумя
предельными
контактами
То же
Контактный манова-
куумметр с двумя
предельными
контактами
Контактный
вакуумметр с двумя
предельными
контактами
13 ати
550 мм. рт.
ст. вакуума
6 ати
0,25 ата
6 ати
0,15 ати
14 ати
550 мм рт.
ст. вакуума
8 ати
0 ати
0 ати
1 760 мм рт.
ст. вакуума
760 мм рт.
ст. вакуума
18 »
3,8 » |
12 » 1
4 >• 1
11 »
3,3 »
18 »
4 >
19 »
1 2,5; 4; 6;
10; 16; 25;
40; 60; 100;
100; 160;
250; 400;
600; 1000
1 2,5; 4; 6;
10; 16; 25;
1 1 ата
± 0,2
± 0,25
±0,6
±0,24
±0,5
±0,25
±1,0
±0,19
± 0,44
2,5% от верхнего предела шкалы
Дифференциал, кг 1см2
от
ОД
ДО
0,6
Разрывная
мощность контактов
при переменном
токе, вт
150
0,25 (не регулируется)| 300 (при 127 в)
2,5 » >
0,4
1,5
2,5 (не регулируется)
0,4 | 1,5
2,5 (не регулируется)
0,4 1,2
3-2-3,5 (не регулирует-
i ся)
0,4 ! 1,5
2-гЗ,5 (не
регулируется)
В пределах шкалы
150
300 (при 380 в)
150 (индукт)
300 (при 380 в)
300 (при 380 в)
150 индукт(при
380 в)
10 еа при 220 в

Допустимое

давление,
ати
12
Габариты
(длина,
ширина, высота),
мм
218 х 70 х 160
8 182 х 93 х 249
19 |200 х 73 х 110
4
12
4
И
5
20
4,4
21
В
пределах
шкалы
200 х 72 х 115
206 х 74 х 160
201 х 87 х 114
232 х 74 х 160
Диаметр 150,
ширина 95
Вес,
кг
1,65
3
4
1,1
1,8
1,5
2
2

Завод-изготовитель
Тартуский приборостроительный завод
«Манометр» (Москва)
То же, что ЭКМ, но пригодны для взрывоопасных помещений.
w

360
автоматизация холодильных установок:
указаны пределы давления размыкания
РДН и замыкания РДВ.
Реле низкого давления РД-Ъ
предназначено для работы при вакууме, сумма
давления размыкания и дифференциала
должна быть не больше 1 ата.
Контактные манометры и мано
вакуумметры ЭКМЛ, ЭКМ-2 и ВЭ16РБ
пригодны для измерения давления
нейтральных жидкостей и газов. В
основном они устроены как обычные
манометры, но указывающая стрелка 1
(рис. 17) перемещает с собой
подвижный контакт 2. Два предельных
контакта с указателями 3 и 4 могут быть
установлены на нужные значения
давления. При достижении определенного
давления контакты замыкаются, при
переходе стрелки за заданную величину
остаются замкнутыми.
105
а)
Рис. 15. Реле давления РДА (Тартуский приборостроительный завод): а — разрез;
б — узел реле высокого давлении: 1 — корпус сильфона низкого давления, 2 —
угловой рычаг, з — пружина реле низкого давления, 4 — тяга, 5 — основные контакты,
б — контактная пластина, 7 — магнит, 8 — корпус сильфона высокого давления,
9 — пружина реле высокого давления, 10 — угловой рычаг, 11 — рычаг, 12 — ось
вращения рычага 11, 13 — планки, 14 — сильфон низкого давления, 15 — игла,
16 — ось, 17 — конец тяги, 18 — ось, 19 — рамка, 20 — текстолитовая планка,
21 — искрогасительные контакты, 22 — винт настройки диапазона реле низкого
давления, 23 — то же, дифференциала, 24 — игла, 25 — ось, 26 — пружина резкого
переключения, 27 — гайка настройки реле высокого давления

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
3G1
Разрез noAASS
Рис. 16. Реле высокого давления РД-li (Тартуский приборостроительный завод):
1, г — винт и пружина настройки дифференциала, з — шкала, 4 —
микропереключатель, 5, 6', 7 — ручка, винт и пружина настройки диапазона
0150-
Рис. 17. Реле давления ЖМ (московский завод
«Манометр»): а — внешний вид; б —
электрическая схема включения; 1 — указательная
стрелка, 2 — подвижный контакт, 3,4 — предельные
контакты
Двухпозиционные регуляторы давления.
Двухнозиционные регуляторы давления
применяют в установках с несколькими
охлаждаемыми объектами для
регулирования температуры в отдельных камерах.
Приборы обеспечивают автоматическое
удаление инея в каждом цикле с
испарителей камер, имеющих температуру
выше 0°С.
Одна из конструкций двухпозицион-
ного регулятора давления фирмы Саутер
(Швейцария) показана на рис. 18. При
понижении давления в испарителе усилие,
действующее на сильфон 6 и пружину 3,
уменьшается, но перемещению клапана 4
к седлу 7 мешает специальный механизм
(рис. 18, 6). Шарики 9 прижаты
цилиндрическими пружинами 8 к стержню 10
клапана 4. В стержне сделаны две
выточки, в одну из которых входят
шарики.
После того как давление всасывания
понизится на заданную величину
(дифференциал регулятора), пружина 3
преодолеет сопротивление пружин 8 и резко
переведет клапан в нижнее положение,
закрыв проходное отверстие в седле 7.
Клапан откроется только после
увеличения давления в испарителе на величину,
равную дифференциалу прибора.
Пропорциональные регуляторы
давления. Регуляторы давления «до себя»
поддерживают постоянное давление в
регулируемом объекте до клапана. При повышении
давления открывание клапана
увеличивается. Приборы применяют для
поддержания заданного давления кипения в от-

362
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
дельных испарителях установок с
несколькими охлаждаемыми объектами.
Регуляторы давления «после себя»
поддерживают заданное давление после
клапана. Их используют для:
ограничения повышения давления
всасывания с целью защиты электродвигателя
компрессора от перегрузки при пуске
(прибор устанавливают на всасывающей
линии);
ограничения понижения давления
всасывания для регулирования
производительности компрессора (прибор
устанавливают на обводном трубопроводе,
между всасывающей и нагнетательной
линиями);
подачи холодильного агента в
испаритель и отключения жидкостной линии
при остановке компрессора (барорегу-
лирующий вентиль; прибор
устанавливают на жидкостной линии перед
испарителем).
Регуляторы давления «до себя» и «после
себя» изготовляют с внутренним
уравниванием (на чувствительный элемент
действует давление непосредственно до или
после клапана) и с внешним уравниванием
(давление к чувствительному элементу от
регулируемого объекта подводится по
специальной уравнительной линии).
Регуляторы с внешним уравниванием применяют
при значительном падении давления между
регулируемым объектом (например,
испарителем) и регулятором [1, 16].
Пропорциональный регулятор давления
«до себя» для малых холодильных установок
доказан на рис. 19, а. Давление
всасывания воспринимается мембраной 1. При
повышении давления кипения мембрана 1
прогибается кверху и клапан 3 поднимается
над седлом. При понижении давления
происходит обратное перемещение.
Уплотняющая поверхность клапана 5 сделана из
маслостойкой резиновой пластины.
Настройку регулятора производят с помощью
винта 6, изменяющего натяжение
пружины 7. Диапазон прибора от 0 до
2,8 ати.
Для установок средней и крупной
производительности изготовляют регуляторы
непрямого действия (рис. 19, б). Газ
поступает по каналу 8 к мембране 1
управляющего устройства 9, затем в полость
над поршнем 10 и через сверление в дне
поршня выходит из регулятора. При
возрастании давления в испарителе мембрана 1
отходит от седла, давление на поршень 10
возрастает и основной клапан 3 опускается,
увеличивая проход для газа. При
уменьшении давления пружина 11 приближает
клапан 3 к седлу 4. Если необходимо
использовать внешнее уравнивание,
поворотом диска 12 со сверлением 13 относительно
корпуса 2 закрывают канал 8, а к
штуцеру 14 присоединяют уравнительную
линию.
В этом случае прибор можно
использовать как исполнительный механизм
(например, запорный вентиль, если на
уравнительной линии установить соленоидный
вентиль малого диаметра). С помощью винта 1-5
можно отжать поршень 10 и открыть
клапан вручную. Фильтры 16 и 17
защищают клапаны от засорения.
Рис. 18. Двухпозиционный регулятор давления фирмы Саутер: а — разрез; б — узел
настройки; 1 — корпус, 2,3 — винт и пружина настройки диапазона, 4 — клапан,
5 — штуцер для манометра, б — сильфон, 7 — седло, 8 — пружина, 9 — шарик,
Ю — стержень

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
363
Рис. 19. Регуляторы давления «до себя» фирмы Алко: а — малого размера, прямого
действия; б — большого размера, непрямого действия; 1 — мембрана, 2 — корпус, 3 — клапан,
4 — седло, 5 — уплотняющая поверхность клапана, 6,7 — винт и пружина настройки
диапазона, 8 — канал, 9 — управляющее устройство, 10 — поршень, 11 — пружина, 12 — диск,
13 — сверление, 14 — штуцер, 15 — винт ручного управления, 16, 17 — фильтры
Рис. 20. Регуляторы давления «после себя» фирмы Данфосс: а — малого размера; б —
большого размера; 2 — сильфон, 2 — винт настройки, з — защитный колпачок

364
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Настройку регулятора производят
винтом б, изменяющим натяжение пружины 7.
Диапазон пропорциональных регуляторов
давления «до себя» фирмы Алко от 0 до
2,3 ати. Минимальное падение давления
в регуляторе 0,14 кг /см2.
В пропорциональном регуляторе
давления «после себя» фирмы Данфосс
(рис. 20, а) на сильфон 1 действует
давление после клапана. Настройка
производится винтом 2, защищенным колпачком 3
от обмерзания. В приборе большего
размера (рис. 20, б) для уравновешивания
усилий, действующих на клапан,
применяют сильфон 1.
Водорегуляторы. Водорегуляторы
(водорегулирующие вентили, регуляторы
давления конденсации) изменяют подачу
охлаждающей воды на конденсатор,
поддерживая постоянное давление конденсации,
и тем самым сокращают расход воды.
В водорегуляторе ИВР-1,5 (рис. 21) при
повышении давления конденсации фрео-
на-12 резиновая мембрана 1 прогибается
книзу и стержень 2 отводит клапан 3 от
седла 4. При уменьшении тепловой
нагрузки конденсатора давление понижается,
пружина б перемещает клапан к седлу и
расход воды сокращается. В полость 6
налито масло: в случае повреждения
мембраны 1 фреон задерживается масляным
затвором.
Настройка диапазона осуществляется
винтом 7. Максимальная
производительность прибора 1 мъ/час при давлении в
водопроводной сети 2 ати и падении
давления в приборе 0,28 кг /см2.
Рабочий диапазон давления
конденсации от 3 до 13 ати (соответствующая
температура фреона-12 от 9 до 56°С).
Изменение расхода от 0 до 100% происходит
при изменении давления на 2 —- 3 ати.
ИВР-1,Ь можно настроить на давление
начала открывания от 2 до 6 ати. Давление
воды перед вентилем должно быть не менее
0,8 -?- 1 ати.
Приборы, воспринимающие
изменение температуры
Реле температуры. Реле температуры
(термостаты) подразделяются на камерные,
рассольные и реле температуры испарителя.
Первые воспринимают температуру
воздуха, вторые — жидкости (в холодильных
установках обычно — рассола), третьи —
поверхности испарителя [1, 16, 17, 19].
В реле температуры ТДД-А (рис. 22, а)
при повышении температуры сильфон 1
сжимается, игла 2 поворачивает угловой
рычаг 3 вокруг оси 4. Рычаг 5 и контактная
пластина 6 поворачиваются вокруг оси 7
против часовой стрелки и электрические
контакты 8 (основные) и 9 (искрогаситель-
ные) замыкаются.
Настройку прибора на температуру
размыкания можно изменять, вращая с
помощью круглой ручки 10 винт 11. По этому
винту перемещается каретка 12, к которой
прикреплена пружина 13. Указатель 14
показывает на шкале температуру
размыкания.
Рис. 21. Водорегулятор ИВР-\,Ь (завод
«Искра»): 1 — мембрана, 2 — стержень,
3 — клапан, 4 — седло, 5 — пружина, б' —
масляный затвор, 7 — винт настройки
диапазона
Для изменения дифференциала служит
текстолитовая скоба, с помощью
которой можно поворачивать кулачок 17,
сидящий на оси 7. Пружина 19 прижимает
рычаг 5 к кулачку 17. При повороте кулачка
конец рычага 5 перемещается вдоль
прорези в пластине 6, изменяет свободный
ход пальца 20 и, соответственно,
дифференциал прибора. Для дальнейшего
увеличения дифференциала может быть
использован рычаг с пружиной 18 .
В реле ТРДК-ЪЪ (рис. 22, б) упрощены
узел настройки дифференциала (состоит

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
365
из планки 7, перемещающейся в прорези
2, винта 3 и шкалы 4) и контактная
группа (микропереключатель 5). Приборы
поставляют с гладкими или ребристыми
термобаллонами.
Реле температуры ЭКТЛ и ЭКТ-2
унифицированы с реле давления ЭК МЛ.
Термочувствительная система прибора
состоит из манометрической трубки,
соединительного капилляра и термобаллона.
Со стрелкой связан подвижный
электрический контакт. Два контакта (предельные)
с двумя указателями могут быть
установлены на необходимую температуру с
помощью специального ключа.
Встроенные реле температуры
испарителей (термостаты) в домашних
холодильниках должны иметь минимальные
габариты, небольшую стоимость и повышенную
надежность.
Шкала настройки обычно градуируется
в условных единицах, так как реле
воспринимает температуру поверхности
испарителя, а не воздуха в шкафу.
Потребителю достаточно знать относительное
положение ручки прибора. Настройку
дифференциала производят только на заводе-
изготовителе холодильного оборудования,
поэтому приспособление для изменения
дифференциала на месте эксплуатации
не предусмотрено.
Реле температуры испарителя ДХВ
применяют в домашних холодильниках
с компрессионными агрегатами. Усилие от
сильфона 1 (рис. 23) передается через
электроизоляционную шайбу рычагу 3
(закрепленному на оси 4), к другому концу
которого присоединен рычаг 2. Последний
вместе с перекидной пружиной
обеспечивает резкость размыкания и замыкания
контактов 6. Подвижный контакт укреплен
на плоской пружине. Контакты соединены
с клеммами 8. Настройка на заданную
температуру размыкания осуществляется с
помощью рукоятки 9, пружины 5 и винта 7,
а на режим удаления инея — вращением
винта 10. Шкала регулятора имеет 12
делений, в том числе: «таяние», «нормальн.»,
«холод» и «выключ.». В последнем
положении рукоятка 9 нажимает на
хвостовик передаточного рычага и размыкает
контакты.
При положении «таяние» рычаг 3
доходит до кнопки 12 пружины 11, вследствие
Рис. 22: Реле температуры манометрические (Тартуский приборостроительный завод): а — ТДДА:
1 — сильфон, 2 — игла, 3 — угловой рычаг, 4 — ось, 5 — рычаг, б — контактная пластина, 7 — ось,
8 — основные контакты, 9 — искрогасительные контакты, 10 — ручка, 11 — винт, 12 — каретка,
13 — пружина настройки диапазона, 14 — указатель, 15 — клеммы, 16 — провод, 17 — кулачок,
18 — пружина увеличения дифференциала, 19 —» пружина, 20 — палец; б — ТРЦК-ЬЪ: 1 — планка,
2 — прорезь, з — винт, 4 — шкала настройки дифференциала, 5 — микропереключатель

366
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
чего температура испарителя поддержи- температуру замыкания производят
спевается в пределах от + 6 до +12°С, что циальной ручкой,на оси 8 которой имеется
обеспечивает удаление инея. кулачок, перемещающий рычаг, поворачи-
Рис. 23. Реле температуры испарителя ДХВ
домашних холодильников (ЗИЛ): 1 — сильфон, 2 —
коленчатый рычаг, з ¦— рычаг, 4 — ось, 5 —
пружина, 6 — контакты, 7 — винт настройки
диапазона, 8 — клеммы, 9 — рукоятка, ю — винт
настройки на оттаивание, 11 — пружина, 12 — кнопка
Рис. 24. Реле температуры биметаллическое
ДТКМ (львовский завод «Теплоконтроль»): 1 —
биметаллическая спираль, 2 — подвижный контакт,
з — постоянные магниты, 4 — шкала, 5 — винт,
6 — пластмассовое основание, 7 — клеммная
панель, 8 — ось
Биметаллические реле температуры вающий биметаллическую спираль 1. При
ДТКМ (рис. 24). К концу биметалличе- увеличении расстояния между контакта-
ской спирали 1 приклепана стальная
пластина с подвижным контактом 2; при
ми повышается температура замыкания.
Винт 5 фиксирует настройку.
fc\S\S\\\\SV^7>
fcwwP
Рис. 25. Реле температуры линейно-расширительное ТР-200 (Киевский завод
реле): 1 — трубка латунная, 2 — пружина из инвара, з — ось, 4 — донышко,
5 — корпус, б" — тяга, 7 — головка, 8 — регулирующий винт, 9 — контакты,
10 — втулка
повышении температуры электрическая
цепь замыкается.
Для резкого переключения контактов
служат магниты 3.
Прибор имеет пластмассовое
основание 6, клеммную панель 7 и металлическую
крышку. Настройку прибора на заданную
На оси 8 насажена также подвижная
шкала 4. Дифференциал прибора можно
регулировать, вращая винт неподвижного
контакта и меняя его положение относите л ь-
но постоянного магнита, как описано выше.
При влажности выше 80% работа
приборов ДТКМ и ДТК не гарантируется.

АВТО МА ТИЧЕСНИЕ ПРИБОРЫ
367
Реле температуры
линейно-расширительное ТР-200 (рис. 25). При повышении
температуры латунная трубка i,
расширяясь, перемещает ось 3 относительно
плоских пружин 2, выполненных из инвара,
длина которых практически не изменяется.
Буртик оси 3 проходит свободный ход до
соприкосновения с торцом втулки 10,
«вязанной с инварными пружинами,
растягивает их и размыкает электрические
контакты 9.
Трубка 1 укреплена в корпусе 5. Ось 3
припаяна к донышку 4. Инварные
пластины 2 соединены с тягой 6, квадратная
головка которой может перемещаться в
осевом направлении по квадратному вырезу
втулки головки 7. Это предохраняет
инварные пружины от проворачивания. Тяга
б соединяется головкой 7 с регулировочным
винтом 8, имеющим наружную и
внутреннюю резьбу.
При настройке изменяется расстояние
от буртика оси 3 до торца втулки 10; чем
больше свободный ход, тем выше
температура размыкания.
Реле температуры ртутно-стеклянные
ТЕМП и ТЕМУ (термометры контактные с
магнитной перестановкой контакта, прямой
или угловой).
Термометр имеет две шкалы (рис. 26).
Верхняя служит для настройки прибора
на заданную температуру, нижняя — для
измерения температуры.
Внутри капилляра расположена тонкая
вольфрамовая проволока 2, укрепленная
на овальной гайке 2. При вращении
регулирующего винта 3 гайка 2 перемещается
по овальной трубке 6. При этом изменяется
положение конца проволоки 1 и
соответственно температура, при которой
происходит замыкание и размыкание контакта
(соприкосновение столбика ртути с
проволокой 1). Винт 3 вверху заканчивается
стальным цилиндриком, расположенным
в расширенной части капилляра, закрытой
колпачком 4. Для изменения настройки на
колпачок надевают постоянный магнит 5.
При вращении магнит поворачивает
цилиндр и винт 3, тогда гайка 2 перемещает
проволоку 1.
Второй контакт 7 впаян в нижнюю
часть капиллярной трубки; при рабочих
условиях он должен быть погружен в ртуть.
К обоим контактам припаяны медные
провода, выведенные через зажимы на головке
термометра.
Ртутные контактные термометры Т/Г-104
с постоянными впаянными контактами
имеют от одного до трех рабочих контактов
и один нулевой. Рабочие контакты впаяны
на высоте, при которой обеспечиваются
заданные температуры размыкания и
замыкания. Провода от контактов выведены
к головке контактного термометра.
Нижняя часть термометра может быть
прямой, а также изогнутой под углом 90
или 135°.
Рис. 26. Реле температуры
ртутно-стеклянные ТКМП и ТКМУ (Клинский
термометровый завод): 1 — проволока
вольфрамовая, 2 — овальная гайка, з —
регулировочный винт, 4 — колпачок, 5 —
магнит, 6 — овальная трубка, 7 —
контакт
Технические характеристики реле
температуры приведены в табл. 2 и 3.
Пропорциональные регуляторы
температуры. Пропорциональные регуляторы
температуры ПРТ применяют для
поддержания заданной температуры
отдельных объектов в установках с несколькими
охлаждаемыми объектами, а также
температуры охлаждаемой воды или рассола.
ПРТ, устанавливаемые на линиях
холодильного агента, обычно унифицируют
с пропорциональными регуляторами
давления «до себя» (см. выше); ПРТ для воды и
рассола имеют иное конструктивное
оформление.
ПРТ марки АДТ-50 для аммиака
(рис. 27) состоит из управляющего
устройства и исполнительного механизма. Термо-

Т а б л и д а 2
Реле температуры
Марка
ТДД-А
ТРДК-55
ТРК-55
ЭКТ-1
ЭКТ-2
ТДК-50
ТДК-51
ТДК-60
ТДК-61
тдд-зо
ТДД-31
ТДД-40
ТДД-41
ТДД-50
ТДД-51
ТДД-60
1 ТДД-61
Диапазон, °С
от
-25
-20
-25
-2
56
-60
-20
0
0
100
0
0
0
15
15
10
10
-30
-30
-10
-10
5
1 5
20
1 20
до
0
8
0
+ 12
88
0
30
60
100
200
200
300
400
25
25
30
30
- 5
- 5
-f 15
+ 15
30
30
50
1 50


грешность

основная,
± °С
1,0
1,1
1,0
1,0
1,3
1.5
1,3
1,5
2,5
2,5
5
7,5
10
0,8
0,8
1
1
1,5
1,5
1
1
1
1 1
1
Дифференциал, °С
от
2
ДО
8
2 8
(может быть
увеличен до 20)
3-г 4
(не регулируется)
в пределах
шкалы
в пределах
шкалы
1 (не
регулируется)
3,5 ! 10
1 (не
регулируется)
3,5 | 10
2,5 (не
регулируется)
3,5 | 10
2,5 (не
регулируется)
3,5 i 10
2,5 (не
регулируется)
3,5 | 10
2,5 (не
регулируется)
3,5 1 10

Разрывная
мощность

(переменный
ток при
50 гц), вт
300
150
(индукт.)
300
150
(индукт.)
300
10
10
300
300
1

Допустимое

напряжение,
в
380
380
380
220
220
220
220
Габариты (длина,
ширина, высота
или диаметр,
высота), мм
161 х 90 х 198
182 х 96 х 257
182 х 93 х 257
ф150 х 95
0 150 х 95
143 х 80 х 83,5
142 х 122 х 105
Габариты
термобаллона
(диаметр,
длина), мм
12 х 140
12 х 120
(гладкий)
32 х 120
(ребристый)
12 х 120
15 х 65
22 х 320
-
18 х 360
(для газа)
18 х 150
(для
жидкости)
Вес,
кг
3,5
3,8
3,8
2,7
2,7
0,7
1,7
Длина

капиллярной
трубки,
м
3
3
3
От 1,6
до 10
От 1,6
до 10
Нет
3
1
Наполнитель
Фреои-12
Фреон-12
Хлор метил
Хлорметил
Углекислота
Фреон-12
Хлорметил
Бензол
Азот
Хлорэтил
Хлорметил
Фреон-12
Хлорметил
»
»
»
Хлорэтил
/

Завод-изготовитель
Тартуский

боростроительный завод
То же
То же
«Манометр»
(Москва)
То же
«Теплоконтроль»
(Львов)
То же
/

/ / i i
ДХВ -16-9 -
1 (+ 6)
ATP-1
ДТК-30
ДТК-31
ДТК-32
ДТК-33
ДТК-34
ДТК-35
ДТК-50
ДТК-51
ДТК-52
ДТК-53
ДТК-54
ДТК-55
ТР-200
ТКМП
ТКМУ
ТК-104
-14
-30
-10
К)
15
20
0
-30
-10
10
15
20
0
25
0
0
50
100
200
0
0
0
-1
9
10
30
25
50
30
0
10
30
25
50
30
200
5Г)
100
150
200
300
100
200
300
-
2,5
о
1,5
2,5
2,5
1,5
1,5
0,75
2
5
1
2
2
4
1
1 2
5
/
7 4-8
(не
регулируется)
3-4
(не регулируется)
1
0,5
10
5
До 5 (не
регулируется)
Около 0,2°С
(не
регулируется)
Около 0,2°С
(не
регулируется)
400
140
30
30
100
2
2
127
110
220
36
220
6
6
90 X 42 х 95
75 х 50 х 42
080 х 53
170 х 63 х 55
044 х 136
018 х 308,
длина ножки 85,
130, 180, 230
Ф 20, длина 85,
130, 180, 230.
280, 330, 430
-
-
Нет
Нет
18
ф9
ф9
0,3
0,4
0,2
0,3
0,25
0,2
от 0,1
до 0,3
0,5
-
Нет
Нет
Нет
Нет
Нет
Фреои-12
Фреон-12
Нет
Нет
Нет
Ртуть
Ртуть
ЗИЛ (Москва)
«Теплоконтроль»
(Львов)
То же
То же
Киевский завод
реле и автоматики
Клинский

термометровый завод

370
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Т а 0 л и ц а з
Биметаллические реле температуры ДТКМ Львовского завода «Теплоконгроль»
Диапазон,
°С
от
| -30
-10
10
1 15
20
0
до
0
10
30
25
50
30
Модификации
с ручкой настройки |без ручки настройки
замыкание контактов при изменении
температуры

повышении
ДТКМ-30
ДТКМ-31
ДТКМ-32
ДТКМ-33
ДТКМ-34
ДТКМ-35

понижении
ДТКМ-36
ДТКМ-37
ДТКМ-38
ДТКМ-39
ДТКМ-40
ДТКМ-41

повышении
ДТКМ-42
ДТКМ-43
ДТКМ-44
ДТКМ-45
ДТКМ-46
ДТКМ-47

понижении
ДТКМ-48
ДТКМ-49
ДТКМ-50
ДТКМ-51
ДТКМ-52
ДТКМ-53
Цена деления
шкалы, °С
2
Т
1
о
2

Погрешность, °С
я о
1
1
0,5
0,5
0,5
0,5
X ТО
а -л
ТО X
Сто
'? X
н
ТО Ср
2,5
2,0
2,0
1,5
2,5
2,5

Дифференциал, °С
от
\ 2
до
1 8
Габариты,
мм
Ub х 143Х
| х 55
0,4
чувствительная система, включающая поступающего к исполнительному меха-
термобаллон I, капилляр 2 и мембрану 3, низму через фильтр 6 и седло клапана,
воспринимает температуру воздуха. При Сильфон 4 отделяет полость клапана от ат-
повышении температуры клапан 5 опу- мосферы. Настройку на заданную темпе-
скается и увеличивает проход для пара, ратуру производят винтом 8 и пружиной 7.

АВТОМ АТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
371
При увеличении давления пара над
поршнем 9 исполнительного механизма
поршень опускается, преодолевая сопро-
Рис. 28. Пропорциональный регулятор
температуры ПРТ (завод «Термоконтроль»)
тивление пружины 10, и двухседельный
клапан 11 открывается. Винт 12 служит для
открывания клапана вручную. Расчетная
производительность 285 кг/час
газообразного аммиака (около 850 тыс. ккал/час),
диапазон от —25 до —35°С. При изменении
производительности от 10 до 100%
номинальной регулируемая температура должна
меняться не более чем на 3°С. Длина
капилляра 3 м.
ПРТ марки РПД казанского завода
«Термоконтроль» для воды (рис. 28) имеет
двухседельный клапан. Здесь, так же как
в А ДТ-50, давления, действующие на
верхнюю и нижнюю тарелки двухседельного
клапана, взаимно уравновешиваются,
поэтому для его перемещения требуется
относительно небольшое усилие.
Регуляторы марки РИД изготовляют
условным проходом 1; \х/г и 2". Диапазон
приборов 10°С, в пределах от 30 до 110°С
(от 30 до 40, от 40 до 50, от 100 до 110°С).
По специальному заказу регуляторы могут
быть изготовлены на любой
десятиградусный диапазон в пределах от 20 до 160 С.
Температура среды, окружающей
регулятор, должна быть ниже минимального
предела регулирования не менее чем на
10°С. При прохождении через корпус
греющего вещества необходимо искусственно
охлаждать головку регулятора.
Температура термобаллона не должна
превышать верхнего предела
регулирования, указанного на табличке прибора,
более чем на 10°С.
В качестве
примера ПРТ для
рассола на рис. 29
показан прибор с
диапазоном
температур 25°С в
интервале от —20 до
+ 150°С.
Термочувствительная
система, состоящая из
термобаллона
7,капилляра 2 и силь-
фонов 5 и 10,
заполнена маслом. Для
увеличения
чувствительности
используют
термобаллон большой
длины G00—800 мм).
Рис. 29.
Пропорциональный регулятор
температуры фирмы
Сарко: 1 —
термобаллон, 2 —
капиллярная трубка, з —
двухседельный клапан,
4 — стержень, 5 —
сильфон, 6 —
пружина, 7 — винт
настройки, 8 — стержень, 9—
пружина, ю —
сильфон
При повышении температуры давление
на сильфон термобаллона увеличивается
и стержень 4 перемещается вверх вместе_ с
клапаном 3, преодолевая сопротивление
пружины 6. Сильфон 5 заменяет
сальник. Для уменьшения времени
запаздывания регулятора маслом заполняют лишь
объем термобаллона между трубкой и
сильфоном 10.
Для настройки регулятора служит
винт 7, при ввинчивании которого
стержень 8 опускается и уменьшает объем,
заполненный маслом. Для защиты
термочувствительной системы регулятора от
чрезмерного повышения давления при
опасном повышении температуры
термобаллона (например, перевозке прибора)
используют пружину 9.
Приборы, воспринимающие
изменение уровня
Реле уровня служат для сигнализации
об изменении уровня, автоматической
защиты от попадания жидкости в компрессор
и управления исполнительными
механизмами, поддерживающими нужный уровень
жидкости в холодильных аппаратах [1,17].

370 АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Рис. 30. Реле уровня ДУ-3 (мастерские
ВНИХИ, завод «Компрессор»): о —
разрез; б — магнитный переключатель: 1 —
постоянный магнит, 2 — поплавок, з —
башмаки, 4 — якорь, 5,6 — верхняя и
нижняя половины колпака, 7 —
заглушка, 8 — меркоид, 9 — пружина, ю — винт,
11 — текстолитовый щиток, 12 —
немагнитная трубка, 13 — магнитная трубкя,
14 — изоляционное кольцо, 15 —
установочная втулка
Реле (дистанционный указатель) уровня
ДУ-3. Корпус прибора (рис. 30)имеет два
патрубка для соединения с жидкостной и
газовой частями холодильного аппарата. В
корпусе помещен поплавок 2 с трубкой 13
из углеродистой (магнитной) стали. К
крышке корпуса приварена трубка 12
из нержавеющей (немагнитной) стали,
закрытая сверху заглушкой 7, изготовленной
также из нержавеющей стали. Снаружи
на трубку 12 насажены два магнитных
переключателя, основными элементами которых
являются: постоянный магнит 1,
соединенный латунными винтами с верхним и
нижним башмаками 3; якорь 4 из углеродистой
стали, шарнирно закрепленный в нижнем
башмаке на двух винтах; меркоид 8 с двумя
парами контактов; пружина 9, натяжение
которой можно регулировать с помощью
винта 10; текстолитовый щиток 11 с
клеммами для присоединения электрических
проводников.
Переключатели защищены снаружи
алюминиевым колпаком, состоящим из двух
частей — нижней о и верхней в. Провода
выведены из-под колпака через
сальниковое уплотнение. Расстояние между
магнитными переключателями фиксируется с
помощью установочных втулок 15.
Изоляционное кольцо 14, выполненное
из нетеплопроводного материала, служит
для уменьшения охлаждения верхней части
прибора, где установлены переключатели.
При повышении уровня жидкости верхний
конец трубки 13 поднимется до верхнего
башмака магнитного переключателя,
якорь 4 перестанет притягиваться магнитом
и под действием пружины 9 повернется
вместе с меркоидом. Контакты
переключаются.
Реле уровня ДУ-3 поставляют совместно
с сигнальным щитком. Для ДУ-3,
устанавливаемых на испарителях и промежуточных
сосудах, на щитке помещают лампы:
зеленая (сигнал «низкий уровень»), белая
(«нормальный уровень») и красная
(«высокий уровень»). Параллельно с красной
лампой присоединен звонок,
предупреждающий об опасном повышении уровня
жидкости. ДУ-3 изготовляют в трех
модификациях: ДУ-3/1 (ход 80 мм), ДУ-3/2
A50 мм,), ДУ-3/3 B50 мм); напряжение от
12 до 220 в.
На электрической схеме ДУ-3,
установленного на испарителе (рис. 31), показаны
ртутные переключатели в положении,
соответствующем нормальному уровню
аммиака в аппарате (горит белая лампа).
При чрезмерном повышении уровня
верхний меркоид переключается, ток
идет через контакт «а» к красной лампе и
сигнальному звонку, белая лампа гаснет.
При понижении уровня ниже
допустимого ток пойдет через контакты «б» и «г»

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
373
к зеленой лампе. С помощью кнопок Я-1
и Я-2 проверяют красную и зеленую
лампы.
Э3__ 1ЛК К-2
лампу, затем 2Р — красную. Корпус и
поплавок РУ такие же, как в ДУ-3, но
устройство прибора значительно проще.
Рис. 31. Электрические схемы реле уровня ДУ-3 при установке на
испарителе или промежуточном сосуде; лампы: ЛК — красная; ЛБ — белая;
ЛЗ— зеленая; ЛЖ — желтая; ЛК-1 — переключатель
Переключатель ПКА служит для
выключения цепи звонка после повышения
уровня, при этом загорается желтая лампа
1ЛЖ.
2206
Е"
ч
ДУ-4
~-/7
Гие. 32. Электрическая схема включения реле
уровня РУ-2/2Ь0 с датчиком ДУ-4 (мастерские
ВНИХИ): Л — поплавок; К — индукционная
катушка; ФРСТ — феррорезонансный стабилизатор-
трансформатор; Я С — подгоночное сопротивление
При использовании ДУ для
регулирования уровня соленоидный вентиль можно
включать параллельно с зеленой лампой,
либо ДУ должен иметь дополнительные
переключатели для включения и
выключения СВ при белом свете. Для той же цели
иногда устанавливают два ДУ.
Реле уровня РУ с индуктивной
передачей (рис. 32). Вместо магнитных
переключателей здесь исрользуют индукционную
катушку К, в цепь которой включены реле
тока IP и 2Р, управляющие сигнальными
лампами и звонком. Цепь катушки питается
от феррорезонансного стабилизирующего
трансформатора ФРСТ 220/15 е. При
повышении уровня реле IP включает белую
В цепь управления может быть
включено также одно реле, сигнализирующее
об аварийном повышении уровня, либо три
реле, одно из которых управляет работой
соленоидного вентиля при включенной
белой лампе.
В обозначении РУ указано число реле
(числитель) и ход поплавка (знаменатель):
РУ — 1/40; РУ — 2/250; РУ — 3/250.
Приборы регулирования заполнения
испарителей
Автоматические регуляторы,
поддерживающие заданное заполнение
испарителей (поплавковые регулирующие
вентили, терморегулирующие вентили и т. д.),
вместе с тем разделяют стороны высокого
и низкого давления холодильной
установки.
Коэффициент расхода при протекании
жидкого холодильного агента через седло
составляет у аммиачных поплавковых
регуляторов 0,34 [21], у фреоновых
регуляторов заполнения испарителей 0,85 [1].
Если парообразование начинается в
линии до регулятора, производительность
прибора резко падает; при одном весовом
проценте пара в жидком аммиаке,
поступающем к регулятору, производительность
последнего уменьшается вдвое. Кроме того,
присутствие пара вызывает неустойчивую
работу регулятора и быстрый износ клапана
и седла.
Для сохранения производительности
регуляторов необходимо, чтобы жидкий
холодильный агент поступал в его
дроссельное устройство в переохлажденном
состоянии.
Перед каждым автоматическим
регулирующим или соленоидным вентилем
должен быть установлен фильтр.

374
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Поплавковые регулирующие вентили.
Поплавковые регулирующие вентили
низкого давления разделяются на встроенные,
проходные и непроходные. Механизм
встроенного ПРВ устанавливают
непосредственно в холодильном аппарате. ПРВ
проходного типа имеет отдельную
поплавковую камеру, соединенную с аппаратом
уравнительной газовой линией. В камеру
поступает холодильный агент после
дросселирования и сливается в холодильный
аппарат. ПРВ непроходного типа соединен
с холодильным аппаратом двумя
уравнительными линиями: газовой и жидкостной.
Холодильный агент после дросселирования
поступает в холодильный аппарат, не
проходя через поплавковую камеру, и затем
из аппарата — в корпус прибора. Это
облегчает ремонт и осмотр и устраняет влияние
местных колебаний уровня, но несколько
усложняет монтажную схему регулятора.
G помощью ПРВ непроходного типа
можно подавать холодильный агент в точки,
расположенные выше регулируемого
уровня, что необходимо в некоторых схемах;
в ПРВ проходного типа этой возможности
не имеется [1, 13, 21].
Поплавковый регулирующий вентиль
5 ПР показан на рис. 33. В чугунном
корпусе находится стальной поплавок 8.
В верхней и нижней частях корпуса
имеются фланцы для уравнительных линии.
Поплавок 8 соединен с коромыслом 7,
которое может поворачиваться вокруг
оси 9. На другом конце коромысла винтом 4
закреплен противовес 6,
уравновешивающий вес поплавка. Клапан 10,
изготовленный из закаленной стали, шарнирно
соединен с коромыслом 7 и при повороте
последнего перемещается по горизонтальной оси,
открывая или закрывая дроссельное
отверстие в седле 14.
Седло 14 закреплено между штуцером 13
и крышкой 1. На штуцере укреплен
насадок 11, положение которого
фиксируется при сборке винтом 12 (седло 14
и штуцер 13 в последнее время изготовляют
в виде общей детали).
Поплавковый регулирующий вентиль
20ПР (рис. 34) имеет клапан i, с помощью
сухаря 3 шарнирно связанный с серьгой 2,
присоединенной к коромыслу 4. При
изменении положения поплавка клапан
перемещается в направляющей 5, меняя откры-
/4 13 12 11 10 9
Рис. 33. Поплавковый регулирующий вентиль низкого давления 5ПР (завод
«Компрессор»): 1 — крышка, 2 — прокладка, з — пробка, 4 — винт установочный, 5 —
корпус, 6 — противовес, 7 — коромысло, 8 — поплавок, 9 — ось, ю — клапан, 11 —
насадок, 12 — винт, 13 — штуцер, 14 — седло клапана

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
375
тие дроссельного отверстия в седле о.
Седло закреплено между направляющей 5
и головкой 7, к которой винтами крепится
кронштейн 8 с осью вращения
поплавкового механизма.
этому давления¦, действующие на золотник
сверху и снизу, уравновешиваются.
Технические характеристики
поплавковых регулирующих вентилей завода
«Компрессор» приведены в табл. 4.
Аммиак
Рис. 34. Поплавковый регулирующий вентиль низкого давления 20ПР (завод «Компрессор»): 1 —
клапан, 2 — серьга, 3 — сухарь, 4 — коромысло, 5 — направляющая, в — седло, 7 — головка, 8 —
кронштейн, 9 — бобышка
Поплавковый регулирующий вентиль
въгсокого давления ПР-1 (рис. 35).
Холодильный агент из конденсатора поступает в
корпус прибора. При повышении уровня
жидкости поплавок 1 всплывает, рычаг 2
поворачивается вокруг оси 3 и игла 4
поднимается над седлом 5. При этом расход
жидкости в ПРВ увеличивается. При
уменьшении производительности машины
Бобышка 9 служит для установки на
корпусе ПР запорного вентиля (условный
проход 6 мм) для спуска газообразного
аммиака перед вскрытием корпуса.
Поплавковые регулирующие вентили
100ПР и 200ПР имеют золотниковые
клапаны. Полость над золотником соединена
с помощью сверления с пространством под
нижними уплотняющими канавками. По-
Таблица 4
Поплавковые регулирующие вентили завода «Компрессор»
Наименование
Размерность
5 ПР 10 ПР 20 ПР 50 ПР
шпиндельный
00 ПР 200 ПР
золотниковый
Производительность:
а) номинальная
б) рабочий диапазон . . .
Площадь дроссельного
отверстия
Наружный диаметр
корпуса •
Длина
Высота
Диаметр поплавка
Вес поплавка
Ход поплавка
Жидкостные линии Dy . . .
Уравнительные линии D, .
Вес в собранном виде . .
Марка фильтра
Длина фильтра . .
Вес фильтра ........
тыс. ккал/час
»
лш*
мм
»
>
»
кг
мм
>
>
кг
мм
кг
30
20—35
5
154
300
210
80
0,16 '
20-25
15
25
27
15АФ
76
3,6
60
35-70
10
210
405
275
НО
0,25
30—35
20
30
55
20АФ
150
7,5
100
70-140
20
245
530
431
140
0,72
55—65
25
40
62
25АФ
175
11
200
140-280
50;
325
664
544
180
0,90
80—90
30
50
102
ЗОАФ
180
13
400
280—560
100
400
700
635
180
0,90
110—120
40
70
135
40АФ
200
16
800
560-11001
201
400
700
635
180
0,90
110—120
50
70
138
50АФ
220
19,1

376
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
уровень понижается и расход жидкости
сокращается.
Механизм ПР-1 смонтирован на
крышке. Для уменьшения теплообмена между
теплым холодильным агентом в корпусе
прибора и холодным после прибора служит
дроссельная трубка 6У в которой в основном
и происходит дросселирование. Капилляр-
ная трубка 7 соединяет газовое
пространство (верхнюю часть
поплавковой камеры) с пространством между
седлом 5 и дроссельной трубкой в.
Поэтому давление в поплавковой
камере всегда несколько меньше, чем
в конденсаторе, и ПР-1 можно
устанавливать выше конденсатора.
Площадь дроссельного отверстия
5 мм2.
Производительность (при работе
на аммиачных установках) от 10 до
40 тыс. ккал/час.
Терморегулирующие вентили
Рис. 35. Поплавновый регулирующий вентиль
высокого давления ПР-1 (мастерские В НИХ И): 1 —
поплавок, 2 — рычаг, з — ось, 4 — игла клапана, 5 — седло,
*б — дроссельная трубка, 7— уравнительная трубка
Терморегулирующие вентили ТРВ
представляют собой
пропорциональные регуляторы прямого действия
(рис. 36).
Чувствительный элемент ТРВ
состоит из термопатрона i,
капилляра 2 и мембраны (или сильфона) 3 и
заполнен некоторым количеством
наполнителя.
Рис. 36. Терморегулирующий вентиль мембранный с уравнительной линией ТРВ-40
(завод «Респиратор»): а — разрез: 1 — термопатрон. 2 — капилляр, з — мембрана, 4 —
регулировочная пружина, 5 — штуцер уравнительной линии, 6 — клапан, 7 — винт
настройки, д — сильфон сальника; 6 — внешний вид

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
377

378
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Термопатрон, установленный у выхода
из испарителя (или другого аппарата),
воспринимает температуру перегретого
пара, наполнитель при этом создает
давление, соответствующее температуре
этого пара.
На мембрану ТРВ с одной стороны
действует давление наполнителя
чувствительного элемента, а с другой — усилие
регулировочной пружины 4 и давление
кипения в аппарате, которое подводится через
штуцер уравнительной линии или
отбирается непосредственно после клапана
{у ТРВ, не имеющих внешней
уравнительной линии).
Деформация мембраны
пропорциональна разности действующих на нее
давлений, то есть при заданной настройке
пружины зависит от перегрева паров агента
в месте крепления термопатрона.
При перегреве давление наполнителя,
преодолев усилие пружины и давление
кипения, деформирует мембрану и перемещает
клапан вентиля, открывая проход в
седле. При отсутствии перегрева пружина 4
закрывает клапан вентиля.
Настройка перегрева начала
открытия клапана ТРВ производится изменением
натяжения пружины 4 с помощью
вращения винта настройки 7. Этот
перегрев (так называемый закрытый) может
быть отрегулирован в среднем от 2 до 10°С.
Кроме того, ТРВ характеризуется
перегревом, при котором происходит открытие
клапана, обеспечивающее расчетную
производительность. Эта величина для
различных ТРВ колеблется от 3 до 6°С.
Для исключения влияния
гидравлических потерь в аппаратах на работу ТРВ,
последние изготавливают с уравнительной
линией (рис. 36), с помощью которой
производят отбор давления кипения
вблизи места установки термоиатрона.
На аппаратах с малыми
гидравлическими потерями применяют терморегулирую-
щие вентили без уравнительных линий
{рис. 37).
В испарителях с несколькими
секциями для обеспечения равномерности
подачи жидкости используют ТРВ с
распределителем, имеющим отводы в каждую
секцию. В этом случае терморегулирующий
вентиль должен быть обязательно выбран
с уравнительной линией.
При монтаже терморегулирующих
вентилей с заполнением термосистемы паром
необходимо, чтобы в рабочих условиях
температура мембраны и капилляра была
всегда выше, чем термопатрона. В противном
случае возможна конденсация
наполнителя в полости над мембраной и,
следовательно, ненормальная работа вентиля.
В некоторых конструкциях ТРВ
применяют отепление мембраны жидким
холодильным агентом. Для этой же цели в
ТРВ, работающих при низких
температурах, устанавливают сопло на выходе из
вентиля или создают принудительный
электрический обогрев мембраны.
Схема монтажа терморегулирую-
щего вентиля представлена на рис. 38.
К компрес-
-™—^v—-
/ | 2 3
1 Из ресивера или
теплообменника
Рис. 38. Схема монтажа терморегулирующего вен-
тиля: 1 — ТРВ, 2 — распределитель, з —
воздухоохладитель, 4 — термопатрон ТРВ, 5 -—
уравнительная линия
Терморегулирующий вентиль следует
устанавливать вблизи от испарителя.
Термочувствительный патрон нельзя помещать
на трубопроводе, где возможно скопление
жидкого холодильного агента или масла.
а)
Рис. 39. Крепление термопатрона: а — л труОе
малого диаметра; б — к трубе большого диамстра;
в — внутрь трубы
Термопатрон крепят на горизонтальном
участке трубопровода к верхней
образующей трубы (рис. 39, а). При трубах больших
наружных диаметров термопатрон
рекомендуется монтировать, как показано на
рис. 39, б. Между термопатроном и трубой
должен быть хороший тепловой контакт.

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
379
При работе ТРВ в условиях малых
перегревов, очень небольших емкостей
испарителей, в низкотемпературных и
транспортных установках, где наблюдается
искажение работы ТРВ вследствие теп-
лопритоков к термопатрону извне,
необходимо его крепить внутри трубы, как
показано на рис. 39, в. Участок крепления
термопатрона необходимо изолировать.
ТРВ, выпускаемые
промышленностью, приведены в табл. 5.
Таблица 5
Терморегулирующие вентили
Тип
Холодопроиз-
водитель-
ность, тыс.
ккал/час
Подсоединение
иод трубу D \
мм
вход
выход
Фреон-12, диапазон от —30 до +10°С
1 ТРВ-0,5
ТРВ-1
ТРВ-2
ТРВ-4
ТРВ-7
ТРВ-10
ТРВ-20
ТРВ-40
ТРВ-60
ТРВ-100
ТРВ-160
Фреон-22, диа
22ТРВ-1В
22ТРВ-5В
22ТРВ-10В
22ТРВ-25В
22ТРВ-60В
Фреон-22, диаг
22ТРВ-1Н 1
22ТРВ-5Н
22ТРВ-10Н
22ТРВ-25Н J
Фреон-142, диа
142ТРВ-2
142ТРВ-5
| 142ТРВ-30
| Аммиак, диаг
ТРВА-5
ТРВА-10
ТРВА-20
ТРВА-40
1 ТРВА-80
ТРВА-120
ТРВА-200
0,5
1
2
4
7
10
20
40
60
100
160
6
6
6
8
10
10
15
20
25
32
40
6
8
8
10
15
15
20
25
32
40
50
пазон от — 50 до — 10 °С
1
5
10
25
60
6
10
10
15
20
10
15
15
20
25
тзон от — 80 до — 50 °С
1 1
5
10
25 1
6 1
10
10
15 |
10
15.
15
20
пазон от — 10 до + 20 °С
2 I 6
5 10
30 1 20
10
15
25
1азон от — 40 до ± 0 °С
1 5
10
20
40
80
120
200
1 6
10
| 10
15
20
25
32
8 !
10
10
15
25
32
40
Наполнителем ТРВ для фреона-12,фреона-22
и фреона-142 является тот же агент; ТРВ для
аммиака — фреон-22.
Исполнительные механизмы
В холодильных установках применяют
следующие исполнительные механизмы:
соленоидные вентили (запорные вентили
с электромагнитным приводом); запорные и
регулирующие вентили с приводом от
I —160±0,8 • -1
Рис. 40. Соленоидные вентили (вентили с
электромагнитным приводом) (завод «Знамя труда»):
а — Dy 10 мм; б — Dy 25 мм: 1 — катушка
электромагнита, 2 — сердечник, з — малый
клапан (разгрузочный), 4 — основной клапан,
5 — шпиндель ручного подъема клапана»
б — колпачок, 7 — разъединительная втулка

380
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
моторных исполнительных механизмов,
установленные на линии холодильного
агента или теплоносителя; реле;
контакторы; магнитные пускатели, посредством
которых происходит пуск и остановка
электродвигателей компрессоров,
вентиляторов и насосов.
Соленоидные вентили бессальншшвые.
Конструкции вентилей СВФ и СВА
приведены на рис. 40.
При подаче напряжения на катушку
электромагнита 1 возникает электрическое
поле, которое втягивает сердечник 2 и
связанный с ним разгрузочный клапан 3,
открывая седло малого диаметра. При этом
давление в полости над клапаном
сбрасывается в полость под клапаном. Основной
клапан 4 разгружается от давления,
которое прижимало его к седлу, и
поднимается.
При снятии питания с катушки
электромагнита клапаны с сердечником под
действием собственного веса
перекрывают проход в седле.
Давление рабочей среды в вентилях
подается на клапаны, прижимая их к
седлам и способствуя герметичности затвора.
Основной клапан (а также разгрузочный
клапан вентиля) может быть открыт
вручную с помощью подъемного
шпинделя 5. Разделение рабочей среды от
катушки электромагнита осуществляют с
помощью втулки 7 из немагнитного
материала.
Для вентилей с разгрузочным клапаном
применяют катушку небольшой мощности.
Вентили небольших диаметров и малых
перепадов давления можно изготовлять
без разгрузочных клапанов.
Соленоидные вентили монтируют на
горизонтальном участке трубопровода
электромагнитом вверх.
Характеристика
вентилей:
максимальное давление среды 16 кг/см2;
открытие клапана обеспечивается при
разности давлений до и после клапана
но более 13 кг /см2', температура среды
от —40 до +35 °С; катушки
электромагнита сменные на 127, 220 и 380 в
переменного тока и 110 и 220 в постоянного тока.
Соленоидные вентили, выпускаемые
промышленностью, приведены в табл. 6.
Соленоидные вентили сальниковые с
защелкой. Соленоидные вентили (с
электромагнитным приводом) типа СВВ
предназначены для воды и пара температурой
до + 150°С и, в отличие от вентилей типа
СВФ и СВА, имеют сальник и две катушки
электромагнитов —- основную и
вспомогательную (рис. 41).
Основная катушка электромагнита 1
обеспечивает открытие клапана;
вспомогательная 2 — его закрытие. После открытия
Таблица б
Соленоидные вентили
Тип вентиля
для фреона
и воды
СВФ-10
СВФ-15
СВФ-25
СВФ-40
для аммиака
и воды
СВА-10
СВА-15
СВА-25
СВА-40
D мм
10
15
25
40

Присоединение
Штуцерное
Фланцевое
клапана вентиля основная катушка
обесточивается, а клапан с сердечником
удерживается в открытом состоянии защелкой.
Импульс на закрытие клапана поступает
во вспомогательную катушку, при этом
защелка освобождает клапан, и он под
действием собственного веса закрывает
проход в седле.
Вентили типа СВВ выпускаются
отечественной промышленностью с
условными проходами 10, 25, 40, 50 и 70 мм
и катушками постоянного тока
напряжением 110 и 220 6.
Клапаны (задвижки) с приводом от
моторных исполнительных механизмов.
Клапаны и их приводы различают двухпо-
зиционного или пропорционального
действия.
В качестве исполнительного механизма
двухпозиционного действия используют
моторные механизмы типа ДР или ДР-1
и электродвигатели с редуктором.
Для пропорционального регулирования
применяют исполнительные механизмы
типа ПР, ПР-1, ИМТ-25/120, ИМТ-
12/120, НМ-2/120 и другие.
Реле расхода
Реле расхода РР состоит из
дифференциального реле давления (рис. 42),
камерной диафрагмы и вентилей.
Чувствительным элементом реле
является мембранный блок, состоящий из двух
мембранных коробок 1 и 2, ввернутых с
обеих сторон в разделительный диск 3.
Внутренние полости коробок сообщаются
через отверстие в диске и заполняются
через ниппель 4 дистиллированной водой,
после чего ниппель заваривается.
Разделительный диск затягивают
болтами между двумя крышками 5 и 6'.
При разности давлений, действующих
на мембранные коробки 1 и 2, последние,
деформируясь, перемещают жесткий центр.
Это перемещение через иглу и флажок
передается штоку торсионного вывода, а
поворот штока — стрелке показания расхода
и сигнальному устройству.
Сигнальное устройство настраивают на
срабатывание в пределах от 30 до 90%

Рис. 41. Соленоидный вентиль (вентиль с
электромагнитным приводом) с защелкой CJBB-25 (завод
«Знамя труда»): 1 — основная катушка, 2 —
вспомогательная катушка, 3— конечные выключатели,
4 — сердечник, 5 — сальник, 6 — малый клапан
(разгрузочный), 7 — основной клапан, 8 —
механизм смазки
Рис. 42. Дифференциальное реле
давления ДРД-1 (завод «Гориприбор»): 1,2 —
мембранные коробки, 3 — разделительный
диск, 4 — ниппель, 5, 6 — крышки, 7 —
втулка для настройки сигнального
устройства, 8 — ниппель для подсоединения
трубок отбора давления, 9 — клеммы для
подсоединения проводов

382
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
максимального расхода; погрешность
срабатывания при уменьшении расхода ±5%
максимального его значения.
Разрывная мощность контактов 150 ва
переменного тока при напряжении 380 в
и силе тока не более 0,6 а.
Реле расхода выпускают с диафрагмами
Dy 14, 25, 40, 50, 60, 80, 100, 125, 150, 200.
Дифференциальное реле давления
используют так же отдельно, как
сигнализатор перепада давления.
Реле импульсов времени КЭП
Командный электропиевматический
прибор КЭП имеет синхронный
электродвигатель, соединенный редуктором с
барабаном, на котором установлены
выключатели. Число выключателей равно числу
цепей управления (от 3 до 12). На каждом
выключателе установлены два пальца, из
которых один (короткий) замыкает, а
другой (длинный) размыкает контакты цепи
управления.
Место установки пальцев можно
изменять при настройке, передвигая их в
специальной канавке в барабане. Время
вращения барабана регулируют в широких
пределах с помощью сменных шестеренок
редуктора. Таким образом настраивают
КЭП на заданную длительность цикла,
последовательность и длительность
отдельных операций.
Приборы выпускают на 6 пределов
времени цикла: 44-14; 12-=-48; 47-М80;
61-^236; 179^-692; 386-М488 мин.
Прибор воздействует на электрические
и пневматические цепи управления.
КЭП работает непрерывно,
периодически повторяя цикл за циклом, или
прерывно, когда после каждого цикла прибор
автоматически останавливается.
Присоединение проводов к прибору заднее.
Напряжение электродвигателя КЭП 127 в
переменного тока частотой 50 гц.
Разрывная мощность контактов при 220 в
переменного тока и силе тока до 5 а составляет
500 ва.
Рабочее давление пневматических
золотников 1,5 атм.
Пределы регулирования
продолжительности цикла 1 : 4. Число цепей управления
3,6, 10 или 12 (указывают в марке прибора).
Вспомогательная электрическая
аппаратура
Серийную аппаратуру
на температуру не выше
ность 80%.
рассчитывают
35°С, влаж-
Магнитные пускатели
и промежуточные реле
Для управления электроприводом,
электроподогревателями и другими
силовыми потребителями тока малой и средней
мощности применяют магнитные пускатели
(табл. 7, 8).
Таблица 7
Характеристика магнитных пускателей серии «II»
Размер
II
III
IV
V
Максимальная
мощность
электродвигателя (кет) при
напряжении, в
127
2,5
6
10
20
220
4
11
20
37
380
5
15
28
55
500
5,5
18
40
75
Номинальный
ток (а) при
исполнении

защищенном
20
40
90
135

открытом
22,5
45
100
150
Данные о наиболее широко
применяемых промежуточных реле представлены
в табл. 9. Реле типа «977-41Б имеют более
мощные контакты. Их обычно применяют
там, где переключают цепи управления,
потребляющие значительный ток.
Для управления пускателями и в релей-
но-решающих схемах рекомендуются
многоконтактные малогабаритные реле типа
РПТ-100 и МКУ-48.
Для получения выдержки времени,
необходимой при решении различных за-
Таблица 8
Типы магнитных пускателей
Размер
II
III
IV
V
Открытые
нереверсивные
без
тепловой
защиты
П-211
П-311
П-411
П-511
с
тепловой
защитой
П-212
11-312
П-412
П-512 |
реверсивные
без
тепловой
защиты
П-213
П-313
П-413
П-513
с
тепловой
защитой
П-214
П-314
П-414 |
П-514
Защищенные
нереверсивные
без
тепловой
защиты
П-221
П-321
П-421
П-521
с
тепловой
защитой
П-222
П-322
П-422
П-522
реверсивные
без
тепловой
защиты
П-223
П-323
П-423
П-523
с
тепловой
защитой
П-224
П-324
П-424
П-524

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИБОРЫ
383
Таблица 9
Промежуточные реле
Тип
ЭП-41Б
ЭП-41Б
Ток

Переменный

Переменный

Напряжение


нальное, б
24, 48,
127, 220
380, 500
24, 48,
127, 220,
380, 500
Число

контактов
н.о
0
1
2
3
0
1
9
3
4
5
6
н.з
3
2
1
0
6
5
4
3
2
1
0
Мак-
си-
маль-
ный
ток, а
20
20
Разрыв- 1
пая
мощность
О) „
2 о
—
-
3
я
к
к
О К
о о
-
—
Тип
РПТ-100
МКУ-48
МКУ-48
ЭПВ-11
Ток

Переменный

Постояннее й

Переменный

Постоянный

Напряжение


нальное, в
220,127,
36, 12
24, 48,
60,
110, 220
110,127,
220, 380
24, 48,
110, 220
Число

контактов
н.о
4
2
0
9
2
4
н.з
4
2
0
2
4
2


сима л ь-
ный
ток, а
5
5
5
5

Разрывная
мощность
я*
Я со
яо
сБ ~
Р. К
си о
И ь
60
500
3
к
О о
с ь
-
50 вт
-
220-1 а
110-4а
дач автоматизации, например для
программного пуска, применяют различные реле
времени (табл. 10).
Реле времени РВТ-1200 обычно
используют для программного пуска, оно имеет
пять независимых контактов,
регулируемых в пределах от 1 до 20 мин.
Для получения сдвига во времени
в пределах 0,4—180 сек. рекомендуется
применять реле с пневматическим
демпфером типа РВП-1.
При выборе аппаратуры следует
обращать внимание на условия ее работы;
температуру окружающей среды, влажность
и т. д.
Полные данные об аппаратуре
приведены в каталогах и специальных
справочниках.
Таблица 10
Реле времени
Тип
РЭ-500
Е-52
Е-58
ЭВ-100
РВП-1
РВТ-1200
Ток
Постоянный
Переменный
»
Постоянный
Переменный
»


нальное

пряжение, в
12, 24, 48,
НО, 220
220
220
220
12, 36, 127,
220, 380
12, 127,
220
Выдержка
времени,
сек.
от
0,3
1
2
—
0,4
60
до
5
60
60
—
180
1200
Число контактов
с
выдержкой
времени
н. о.
2
0
9
1
1
1
5
н. з.
0
2
—
2
—
1
1
без
выдержки
времени
н. о.
-
—
—
1
1
1
II. 3.
-
—
—
1
1
тель-
дли
«
3
И С?
ES К
3 о
8*
?3
10
5
3
10
Разр
явная
мощность


менный
ток, ва
10

постоянный ток,
вт
100 в
2—4
220 в
0,8-2
100
700
100
80
220 в —
— 100

Примечание I
Моторное
»
Моторное

многоцепное

384
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Установки малой
производительности
Установки с одним охлаждаемым
объектом. Схемы автоматизации малых
компрессионных холодильных установок
ме предусмотрен только один
автоматический прибор — реле темпера туры ТР
(кроме электрических реле — пускового
и теплового).
В схемы автоматизации более крупных
установок торгового типа с одним охлаж-
ТС
Jbn
ф (J)\
U«/(f
1
От
I
С
л
<1
WW
1111' 111
¦ 1 111
ПК
III!! 1
| |)
|||)
1 )
III)
а)
ТР8
?
<
i!
м
<
!!'Н1'п
П_1_ММ
: 1 1; 1111, j) [ 1111 j; f;;;' ^
-—11||| |lill j|J
и C
то
ФО \
™С
1—
"Ж
<в1
ж
ФИ
Ж
чш-
I
ш
[||'||1|1|1ш|Р|||||1|1|||П
— и
1
Рис. 43. Малые холодильные установки с одним охлаждаемым объектом: а — с
герметичным холодильным агрегатом; б — с открытым компрессором; конденсатор с
воздушным охлаждением; в — то же, конденсатор с водяным охлаждением
(домашние холодильники, холодильные
шкафы и прилавки емкостью до 200—300 л,
комнатные кондиционеры) просты и
однотипны [1,19]. Отличительной
особенностью этих схем является применение
компрессора со встроенным электродвигателем
и капиллярной трубки (рис. 43, а). В схе-
даемым объектом входит обычно ТРВ
(рис. 43, б).
Температура охлаждаемого объекта
регулируется двухпозиционными
регуляторами (обычно — реле давления, а также
камерными реле температуры или реле
температуры испарителя).

СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК 385
Автоматическое удаление инея с
испарителя осуществляется реле импульсов
времени РИВ.
Для защиты установки от опасного
повышения давления нагнетания
используют реле высокого давления. Однако в
установках малой производительности с
конденсатором воздушного охлаждения,
где внезапное повышение давления
нагнетания мало вероятно и не может вызвать
серьезных последствий, РДВ применять не
обязательно (в «Правилах техники
безопасности на холодильных установках,
работающих на фреоне-12» это указание
относится к машинам с часовым объемом,
описанным поршнями компрессора, до 10м3/час).
В установках с конденсаторами
водяного охлаждения (рис. 43, в) возможно
повышение давления нагнетания вследствие
перебоев в подаче охлаждающей воды на
конденсатор, поэтому здесь применение
реле высокого давления обязательно.
Перед конденсатором ставят
водорегулятор или соленоидный вентиль.
Схемы автоматизации водоохлаждаю-
щих колонок с испарителем змеевикового
типа отличаются от рассмотренной
несколько большим разнообразием применяемых
приборов (ТРВ, ПРВ н. д. и т. д.).
Установки с несколькими
охлаждаемыми объектами. Наиболее простой
является установка с двумя или несколькими
примерно одинаковыми объектами,
имеющими одинаковую температуру и
постоянные нагрузки. Примером такой установки
может служить агрегат ФАК-ОЛ, с двумя
охлаждаемыми витринами (рис. 44, а).
Регулирование температуры
охлаждаемых объектов производится так же, как
в установках с одним охлаждаемым
объектом с помощью реле низкого давления,
по способу пусков и остановок компрессора.
При изменении тепловой нагрузки
возможны отклонения температуры
охлаждаемых объектов от заданной, однако
практически они не выходят из допустимых
пределов (от + 2 до + 8°С).
Для регулирования температуры при
настройке установки иногда используют
терморегулирующие вентили. Увеличив
перегрев у выхода из испарителя, можно
уменьшить рабочую (омываемую жидким
холодильным агентом) поверхность
испарителя, вследствие чего температура
повышается. Это не обеспечивает регулирования
температуры объектов при изменяющихся
нагрузках.
В установках, где температуру
объектов следует поддерживать более точно,
особенно при переменных нагрузках и
различной температуре, в схему включают
автоматические приборы,, регулирующие
температуру каждого из охлаждаемых
объектов отдельно [19] (рис. 44, б, в> г, д).
Регулирование температуры
холодильных камер по схеме, представленной на
рис. 44, б, производят с помощью реле
температуры ТР, управляющих соленоидными
вентилями СВ на жидкостных линиях.
Пуск и остановка агрегата осуществляется
теми же ТР через промежуточные реле
РП, имеющие по две пары контактов.
Оттаивание испарителей производится при
остановке компрессора, с помощью реле
импульсов времени РИВ.
В случаях, когда необходимо ослабить
колебания температуры и влажности в более
теплой камере, уменьшить разность
температур между испарителем и камерой
и тем сократить усушку, а также избежать
подмораживания продуктов, на
всасывающей линии устанавливают
пропорциональный регулятор давления ПРД, а на
выходе из испарителя более холодной
камеры — обратный клапан. Обратный
клапан препятствует перетеканию пара фреона
из более теплого испарителя в более
холодный после остановки компрессора.
Возможен вариант схемы, при котором
реле температуры управляют только
соленоидными вентилями, а для пуска и
остановки агрегата используют РДН.
На рис. 44, в показан другой вариант
схемы автоматизации. Здесь температура
более теплой камеры поддерживается двух-
позиционным регулятором давления ДРД,
а более холодной камеры — реле низкого
давления РДН, управляющим работой
компрессора. Для увеличения емкости
системы и улучшения процесса
регулирования к всасывающей линии присоединяют
дополнительный сосуд 1 (показан штрих-
пунктиром).
Охлаждение каждого испарителя
происходит так же, как в случае
присоединения к отдельному агрегату, управляемому
РДН. Автоматическое оттаивание обоих
испарителей производится в каждом цикле.
В установке с воздухоохладителем в
более теплой камере (рис. 44, г) для
регулирования температуры служит реле
температуры ТР, осуществляющее пуск и
остановку вентилятора, а температуры более
холодной камеры — реле низкого давления
РДН, управляющее пуском и остановкой
компрессора.
В схеме автоматизации охлаждаемой
стойки для напитков (рис. 44, д) к
одному агрегату присоединены три различных
объекта: льдогенератор (температура
рассола—12-= 14°С), охладитель для пива
аккумуляторного типа с намораживанием
воды на змеевик испарителя (температура
воды 0°С) и охлаждаемый прилавок для
напитков в бутылках (температура
камеры + 44-+ 6°С).
Экономичность установки,
обслуживающей несколько охлаждаемых объектов с
13 Энпиклопеи. сппавочник. КН. 1

3RR
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Рис. 44. Малые холодильные установки с несколькими охлаждаемыми объектами:
о — с оеле давления; б — с реле температуры и соленоидными вентилями; в — с двух-
иозиционным регулятором давления и реле низкого давления; г — пропорциональным
регулятором давления «до себя» и реле низкого давления; д — двухпозиционным
регулятором давления, пропорциональным регулятором температуры и реле низкого давления

СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
387
разными температурами, обычно меньше,
чем установки с раздельными
холодильными агрегатами, так как в первом
случае тепло отводится от всех камер
при температуре кипения, достаточно
низкой для охлаждения самого холодного
объекта. Применение обратного клапана,
вызывающего дросселирование пара,
засасываемого из испарителя наиболее
холодного объекта, также несколько
увеличивает потери. Но агрегаты большей
производительности имеют более высокие
к.п. д.
В установках с несколькими
охлаждаемыми объектами решающим
преимуществом является уменьшение
стоимости оборудования и ремонта.
В любом случае тепловая нагрузка
наиболее холодного объекта должна составлять
ПРД тах-?5*
Рис. 45.
Низкотемпературная установка с устройством
для уменьшения мощности
электродвигателя
не менее 30—40%, а желательно — более
половины тепловой нагрузки всей
установки (при этом улучшаются энергетические
показатели и облегчается настройка
приборов).
При выборе размеров компрессора
условно принимают, что вся нагрузка
установки сосредоточена в объекте с самой
низкой температурой.
В схеме установки с одной
низкотемпературной камерой (—15°С)
предусмотрено (рис. 45) использование
электродвигателя меньшей мощности, не рассчитанного
на работу при пусковом режиме, и
регулятора давления «после себя», не
допускающего повышения давления всасывания
сверх 0,85 ати (чему соответствует
температура кипения — 15°С).
После остановки компрессора
давление до регулятора может подняться до 2,7
ати (температура кипения в более
теплом испарителе + 5°С), но давление
всасывания за регулятором будет не выше
Допустимого.
В схеме автоматизации аммиачных
установок торгового типа с рассольной
системой охлаждения, разработанной ВНИХИ
(рис. 46, а), охлаждаемый рассол из
испарителя подается насосом через соленоидные
вентили, управляемые камерными реле
температуры, в камерные батареи, При
понижении температуры всех камер до
нижнего заданного предела рассольный
насос останавливается. При повышении
температуры в одной из камер до верхнего
заданного предела открывается
соответствующий соленоидный вентиль и
включается рассольный насос.
Заданная температура рассола в
испарителе поддерживается с помощью реле
температуры (термобаллон которого погру
жен в рассольный бак), управляющего
работой компрессора.
Пуск и остановка мешалки
производятся одновременно с компрессором тем же
магнитным пускателем. Соленоидный
вентиль на водяной линии закрывается после
остановки компрессора. При недопустимом
повышении давления нагнетания или
понижении давления всасывания РД
останавливает компрессор. Заполнение
испарителя жидким аммиаком регулируется
поплавковым регулирующим вентилем
высокого давления типа ПР-1.
Возможность гидравлического удара
в данной системе исключена, так как почти
весь жидкий аммиак находится в
испарителе (небольшое его количество в корпусе
ПР-1 ), а конденсатор практически не
содержит жидкости.
Принципиальная электрическая схема
установки показана на рис. 46, б. В цепь
автоматического управления компрессора
и мешалки включены контакты реле
температуры рассола IT Р.
В цепь ручного управления введены
кнопки «пуск» и «стоп». Прибор
автоматической защиты 1РДА и его сигнал 1С
включены в цепь управления компрессора
как при автоматическом, так и при ручном
регулировании. Для включения
аварийного сигнала при размыкании контактов
РДА служит промежуточное реле IP
с замыкающим контактом 1Р-1.
Для переключения установки с
ручного управления на автоматическое служит
пакетный переключатель П.
При использовании механических или
тепловых реле, не имеющих узла
регулирования дифференциала (например,
контактных термометров), можно применить
схему, показанную на рис. 47, а. Реле IP,
настроенное на более высокую температуру,
включает, а 2Р выключает магнитный
пускатель П.
Для регулирования дифференциала
прибора с двумя предельными контактами
(максимальным и минимальным), например
13*

АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Камера №1 \
иШб8оды
ю
Лбтом.
Ручн
1КУ-1 1КУ-2
пуск стоп
• —о—сГс>—о—о I о
2КУ-1пУ™ стоп
-о—{>b-o-q±2-
2ГН ПР
1РТ-1 W 191-г
fz/nt
S)
Рис. 46. Аммиачная установка торгового типа с рассольной системой охлашдения: а — схема
автоматизации: 1 — насос, 2 — испаритель; б — электрическая схема: ТР — реле температуры;
СВ — соленоидный вентиль; РДА —¦ реле давления; Р — промежуточное реле; РТ —
тепловое реле; Л" — магнитный пускатель; КУ — кнопка управления; С — звуковой сигнал

СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
389
электроконтактного манометра, применяют
схему, приведенную на рис. 47, б.
Изменение коэффициентов рабочего
времени компрессора, насоса, соленоидных
1Р
1ПР
f—?—1|—Р—ЛЛЛг-i
1ПР П
—if-—VW\/—'
1Р-1
\1ПР2ПР\
1ПР п .
—„ WV—f
/Р-2 №
-]| W\H
б)
Рис. 47. Схемы включения
механических и тепловых реле без
регулируемого дифференциала:
а — с одним контактом; IP,
2Р — реле; 1ПР —
промежуточное реле; II— магнитный
пускатель; б — с двумя предельными
контактами: Р-1, Р-2 —
контакты, 1ПР, 2ПР —
промежуточное реле
вентилей камер, расхода воды и
электроэнергии автоматизированной аммиачной
установки за год показано на рис.
48, а, б.
Охлаждение камер иногда происходит
за счет холода, аккумулированного в
системе, особенно в зимнее время, при малых
тепловых нагрузках. Соотношение времени
работы насоса и компрессора составило
зимой 1,35, летом 1,08, в среднем за
год 1,19.
Установки средней
производительное ти
Для установок средней
производительности в зависимости от количества
агрегатов, назначения, заданной точности
поддержания параметров и суточного
колебания нагрузки применяют системы
пропорционального шагового, астатического
шагового и плавного (непрерывного)
регулирования производительности [1,5, 22, 23,
24].
Управление агрегатами при надежной
автоматической защите полностью
автоматизируется. Защита осуществляется путем
включения контактов защитных реле в
цепь аварийного отключения
компрессора.
При количестве агрегатов не более трех
для промышленных холодильных
установок рекомендуется схема
пропорционального шагового регулирования
производительности.
При необходимости более высокой
точности поддержания заданных параметров,
а также большем количестве агрегатов,
применяют схему астатического шагового
регулирования производительности.
Для контроля изменения
регулируемого параметра применяют
терморегуляторы, электронные мосты, реле давления
и т. д. Указанные датчики, воздействуя на
м3/м-ц
900
800
700*
600^
500 щ
Ш**
300
гоо
1
й-
С;
S
к.
%<ъ+10
^Чс?* v«
gvw
^-10
0.6
a Ofi
| 0,1
«Ъ П
1 ол
"§ 0,1
6 0
3:
§ 0.6
* 0k
¦^ '
§ 0
0,6
ол
0Х\
1 ^
Г
г ^
г
[%
г ^
1
г
1
Uj
—¦
ш
ив
6)
г кб
i
Зкв
Рис. 48. Показатели работы автоматизированной аммиачной установки торгового типа: а —
коэффициент рабочего времени компрессора и насоса; расход охлаждающей воды и электрическом энергии;
б — коэффициенты рабочего времени соленоидных вентилей холодильных камер ( ) и число
включений в сутки ( )

390
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
схему, приводят в действие
соответствующие исполнительные механизмы
(пусковые устройства холодильных агрегатов,
соленоидные вентили и другие).
Пропорциональное шаговое
регулирование. При пропорциональном шаговом
регулировании компрессорным агрегатом
управляет отдельный регулятор, например
реле температуры. При настройке пределы
срабатывания каждого реле сдвигаются
так, чтобы при изменении температуры
происходило поочередное включение или
отключение агрегатов.
Пример настройки применительно к трех-
агрегатной установке приведен на рис. 49.
При пропорциональном шаговом
регулировании рабочий дифференциал реле
рения)
i
1
«5f
F^
4
с*
^3
^
1
л
/
п\
1 ^
Нагриз
Л
"вп
абот агрегаг
ш
па I
Д
Ш
1 !
1
\
L 1
Рис. 49. График настройки терморегуляторов при
пропорциональном шаговом регулировании
производительности (пример для трех агрегатов):
Ар — колебание параметра на один агрегат;
Ар — общее допустимое колебание параметра;
б — включение; <J — отключение; I, II, III —
агрегаты
температуры ТР определяется соотношением
п '
Ар--
где &р0 — общее допустимое колебание
параметра;
п — число агрегатов (ступеней
регулирования);
а — коэффициент запаса, равный
1,1-М ,2.
Минимальный дифференциал ТР
обычно составляет 1—-2°С. При допустимом
общем колебании параметра в пределах
3—4°С максимальное количество
агрегатов должно быть не более двух-трех.
Схема пропорционального шагового
автоматического реагирования приведена
на рис. 50; пример исполнительной
элементной схемы при такой системе
регулирования — на рис. 51.
Оперативное реле температуры 1Т0
осуществляет автоматическое управление
агрегатом и включается в цепь
промежуточного реле IP.
В цепь защитного реле 2Р включают
контакты реле технологической защиты.
Прибор защиты от потери смазки
включается с помощью реле времени после
пуска компрессора (контакты РКС и РВ).
В схеме предусмотрены оперативная
и аварийная сигнализация.
В качестве оперативного регулятора
также применяют электронные мосты,
которые одновременно с регулированием
фиксируют колебания контролируемого
параметра.
Астатическое шаговое регулирование.
Астатическое шаговое регулирование
производительности применяют в установках с
большим количеством ступеней (от трех и
более) при необходимости повышенной
точности поддержания заданного параметра.
Это регулирование осуществляется
специальными релейными схемами или
шаговыми искателями. В отличие от схем
пропорционального регулирования,
управление агрегатами производится одним
или двумя командными датчиками.
При астатическом шаговом
регулировании датчик реагирует на заданное
изменение параметра и дает очередной импульс
в решающую схему для включения или
отключения очередного агрегата или
ступени регулирования.
График настройки командного датчика
(например, электронного моста) приведен
на рис. 52.
Общее допустимое отклонение
параметра при такой системе регулирования, вне
зависимости от количества ступеней
регулирования, равно дифференциалу
регулятора.
Преимуществом схемы астатического
шагового регулирования является также
полное использование каждым агрегатом
тепловой емкости системы во всем
диапазоне допустимого колебания параметра.
Здесь в отличие от схемы
пропорционального регулирования включение или
отключение каждого агрегата происходит при
изменении регулируемого параметра на
полный диапазон. Например, при четырех
агрегатах и допустимом полном диапазоне
колебания температуры 8°С при ПР0-
порциональном регулировании каждый
агрегат будет включаться или отключаться
через 2°С, а при астатическом — через 8°С.

СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
391
Схема управления при астатическом
шаговом регулировании подразделяется
на индивидуальные (для агрегатов) и
общую командную.
Индивидуальная схема агрегата
незначительно отличается от его схемы при
пропорциональном регулировании. Однако в этом
случае в цепь реле IP вместо контактов
оперативного терморегулятора включаются
контакты командных реле управляющей схемы.
Общая командная схема при релейном
решении состоит из следующих основных
элементов: командных датчиков; звеньев
фильтрации импульсов по знаку и
времени; предупредительного сигнала;
запоминающих (оперативных) звеньев по
количеству управляемых ступеней (агрегатов);
устройств для переключения
последовательности; ручного набора звеньев;
проверки исправности.

392
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Рис. 51. Элементная схема автоматического управления (схема одного агрегата)
го оперативного звена. При этом
одновременно включается или отключается
соответствующий агрегат.
Для равномерной амортизации
предусмотрено изменение последовательности
включения агрегатов.
Схема астатического регулирования
может быть составлена с применением
шагового искателя телефонного типа или
счетного реле импульсов. Импульсы от
командных датчиков передаются шаговому
искателю, который передвигаясь
производит пуск или остановку очередной ступени
или агрегата.
Для схем астатического шагового
регулирования обычно используют
малогабаритные многоконтактные реле и
аппаратуру, применяемую в системах
телеуправления.
Проектирование
контрольно-измерительных приборов (КИПа) и устройств
сигнализации производят на основании
действующих правил и норм для установок
общепромышленного назначения.
Установки крупной
производительности
К этой категории относят установки
с крупными поршневыми вертикальными
и горизонтальными машинами, пароэжек-
торные и турбокомнрессорные агрегаты
[22, 251.
При автоматизации этих установок, как
правило, применяют схемы астатического
шагового регулирования (пароэжекторные)#
Схема работает в следующей
последовательности: импульс от командных
датчиков проходит через фильтр (если
длится больше заданного времени) и, попадая
в схему, вызывает срабатывание очередно-
Рис. 52. График настройки командного
датчика при астатическом шаговом регулировании
производительности (пример для четырехагре-
гатной установки): Ар — общее допустимое
колебание параметра; с? — включение, Q, —
отключение; I, II, III, IV — агрегаты

СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
393
плавного астатического и изодромного
регулирования (турбокомпрессорные).
Крупные вертикальные компрессоры
автоматизируются на общих основаниях.
* Однако для больших агрегатов необходима
более надежная автоматическая защита и
особенно контроль системы смазки и
нагрева трущихся частей компрессоров.
UycK производят в следующей
последовательности: открывают вентиль,
соединяющий нагнетательную сторону
компрессора со всасывающем; включают
компрессор при закрытом всасывающем моторном
вентиле; закрывают байпас и открывают
моторный вентиль на всасывании;
проверяют работу масляного насоса и
действие других видов защиты.
Регулирование производительности
крупных агрегатов, как правило, осуществляют
посредством отключения полостей
цилиндров, переключения скорости вращения
электропривода, открытием
всасывающих клапанов на части хода сжатия,
изменением мертвого пространства.
В крупных горизонтальных машинах
затруднен доступ к трущимся частям,
поэтому практически невозможно
осуществление надежного контроля за системой
смазки и нагревом отдельных элементов
компрессора (подшипников, крейцкопфов,
параллелей и т. д.). Однако для этих
машин рекомендуются все виды
автоматической защиты — по давлению агента,
контроль работы масляного насоса и
лубрикатора, контроль температур: масла,
агента, охлаждающей воды и т. д.
Пароэжекторные холодильные
установки значительно легче автоматизировать,
чем компрессионные.
Автоматизация иароэжекторных
холодильных установок сводится к
управлению насосами охлаждаемой и
конденсаторной воды, вспомогательными и главными
эжекторами, а также поддержанию
уровня в испарителе.
Ввиду наличия целого ряда
вспомогательных агрегатов и механизмов при
автоматизации пароэжекторных машин
предусматривают устройство внутриагрегат-
вой автоматики, осуществляющей
первоначальный пуск агрегата по заданной
программе.
Дальнейшее регулирование
производительности пароэжекторных машин
осуществляется включением и отключением
главных эжекторов. Первый главный
эжектор работает непрерывно при включенной
пароэжекторной машине.
Для управления эжекторами служат
соленоидные вентили типа СВВ, рассчитанные
на работу при высокой температуре, а также
моторные или пневматические клапаны.
Для внутриагрегатной автоматики
рекомендуется программное моторное реле
времени или реле импульсов времени типа
НЭП.
Схему строят так, чтобы отдельные
операции протекали в заданной
последовательности и каждая из них контролировалась
по времени.
При полной автоматизации
пароэжекторных машин рекомендуется схема
астатического шагового регулирования
производительности путем автоматического
управления количеством работающих
машин и главных эжекторов.
Для четырех, например, машин с
тремя главными эжекторами в каждой
возможно осуществить 12 ступеней
регулирования производительности.
При автоматизации пароэжекторных
машин следует учитывать значительную
продолжительность программного пуска.
В связи с этим при построении схемы
регулирования производительности следует в
первую очередь отключать или включать
главные эжекторы, а остановку агрегата
производить лишь после отключения
двух-трех главных эжекторов на
остающихся в работе агрегатах.
Низкотемпературные установки
К этой категории относят
многоступенчатые и каскадные холодильные
установки [26].
В основу схем автоматического
управления положены общие принципы
защиты, управления и регулирования,
рекомендованные для одноступенчатых
агрегатов с учетом специфических особенностей
работы низкотемпературных установок.
К таким особенностям относятся:
необходимость программного (поочередного)
пуска агрегатов, контроль промежуточных
давлений и температур холодильного
агента, применение пусковых ТРВ,
повышенная мощность при пуске.
Как правило, получение низких
температур до —80°С достигается применением
двухступенчатых или каскадных
холодильных агрегатов. В зависимости от
производительности холодильного агента
и типа выбранных агрегатов возможны
следующие решения.
1. Обе ступени сжатия осуществляются
в одном компрессорном агрегате
специальной конструкции.
2. Для каждой ступени предусмотрен
компрессор, однако оба компрессора имеют
общие раму и электродвигатель.
3. Каждая ступень сжатия (каскад)
обслуживается отдельным компрессором с
индивидуальным электроприводом.
Для указанных вариантов
рекомендуется применять самостоятельную схему
управления.

394
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
С другой стороны, автоматизация
низкотемпературных установок
подразделяется на следующие основные элементы:
1) надежная автоматическая защита от
нарушения нормального режима работы
агрегатов;
вок осуществляется на общем основании.
Обычно рекомендуется защита:
от понижения давления всасывания и
повышения давления нагнетания на обоих
компрессорах нижнего и верхнего
каскада в каскадных холодильных установках;
зев j.—,
Маслоотделитель —ifj-
Приборы
на щище
T I ! I I i i I ! T ! i i I
j 1 ^_i—^—L-i i i—A—I i—I—1 1
Рис. 53. Принципиальная схема автоматики двухступенчатой низкотемпературной установки
2) внутриагрегатная автоматика для
автоматического пуска и остановок
комплекса машин, образующих
двухступенчатый (каскадный) агрегат;
3) автоматическое регулирование
производительности двухступенчатых
(каскадных) установок.
Автоматическая защита
двухступенчатых или каскадных холодильных уста
hoot понижения давления всасывания п
повышения давления нагнетания ступени
н. д. и от повышения давления нагнетания
ступени в. д. в двухступенчатых
холодильных установках;
от перегрузки компрессоров;
от нарушения режима смазки;
от нарушения температурных режимов
(дублирующий контроль температур кипе-

СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
395
ния, конденсации и т. д. в крупных
установках);
от перегрева цилиндров, подшипников,
масла в компрессорах и т. д. (в крупных
установках);
от уменьшения протока охлаждающей
воды через конденсаторы;
от уменьшения протока рассола через
испарители в системах с рассольным
охлаждением;
от гидравлического удара компрессора;
электрическая защита приводных
электродвигателей для агрегатов средней
и крупной мощности.
Для установок малой, а также средней
мощности, предназначенных для
экспериментальных целей, при наличии
обслуживающего персонала, возможно
ограничиться защитой, указанной в первых
четырех пунктах.
Автоматизированные установки
промышленного назначения средней и
крупной мощности должны иметь все виды
защиты.
Окончательный выбор типа защиты и
соответствующих приборов зависит от
конкретных условий работы агрегатов.
Контакты реле защиты обычно включают
в цепь специального промежуточного реле,
осуществляющего отключение агрегатов и
аварийную сигнализацию.
Внутриагрегатная автоматика
низкотемпературных установок, являясь
основным элементом схем управления,
осуществляет программный пуск агрегатов в
заданной последовательности.
Полная автоматизация установки,
имеющей внутриагрегатную автоматику,
сводится к добавлению в схему элемента
управления всем агрегатом, ' например
контакта реле температуры или контакта
электронного моста для автоматического
пуска или остановки агрегата.
Таким образом, внутриагрегатная
автоматика осуществляет взаимосвязь работы
отдельных элементов агрегата в
соответствии с требованиями технологического
процесса.
Основным условием программного
пуска двухступенчатых или каскадных
холодильных установок является
поочередный пуск ступеней (каскадов):
сначала верхней, далее по достижении
промежуточного режима нижней сту-
иени.
Включение ступеней происходит
автоматически, обычно посредством реле
давления, срабатывающих при достижении
промежуточного режима (давления).
Контроль за включением ступеней (каскадов)
осуществляется посредством общего реле
импульсов времени.
В некоторых случаях, когда нагрузка
известна и постоянна, а следовательно,
время между включением ступеней
обусловлено, целесообразен пуск ступеней
непосредственно от реле времени.
Такие схемы управления широко
применяют в малых многоступенчатых и
каскадных холодильных установках.
На рис. 53 представлен вариант
принципиальной схемы автоматики
двухступенчатой холодильной установки средней
производительности. Каждая ступень имеет
свой компрессор с индивидуальным
приводом от электродвигателей с повышенным
пусковым моментом.
Установка обслуживает, например,
низкотемпературную камеру, в которой
установлены два воздухоохладителя.
Каждый из них имеет два ТРВ: пусковой и
рабочий. Перед ТРВ помещены
соленоидные вентили ЗСВ, 4СВ, 5СВ, 6СВ и
7СВ, осуществляющие программное
включение подачи агента.
Вентили 1СВ и 2СВ установлены
соответственно на линии подачи воды в
конденсатор и байпасе компрессора первой
ступени.
Защита компрессора по давлению
агента осуществляется реле давления 1РД,
2РД и ЗРД.
Контроль смазки компрессоров
производят с помощью реле IP КС и 2РКС,
подключенных к масляным насосам
компрессоров первой и второй ступени.
Автоматический пуск установки имеет
следующую последовательность.
Включается компрессор ступени в. д. и
открывается байпас 2СВ на компрессоре ступени
н. д. Затем при понижении давления
кипения до заданной величины срабатывает
реле давления АРД и включает компрессор
ступени н. д.
Элементная схема автоматики такой
установки приведена на рис. 54. Обозначение
реле и соленоидных вентилей соответствует
принципиальной схеме (см. рис. 53).
Пуск производят в следующей
последовательности: установка включается мри
повороте ключа Ж.При >том срабатывает
оперативное реле LP (поз. 4) и при исправности
реле защит — реле 2Р (поз. 6). Реле IP
управляют промежуточные реле 5Р и 6Р
в цепи оперативных контактов
электронного моста (см. ниже).
При включении IP замыкается цепь
катушки пускателя 1П и пускается
компрессор ступени в. д., затем включается
177-1 (поз. 15), замыкается и подает
питание на: 1СВ (соленоид подачи
охлаждающей воды в конденсатор), реле
блокировки ЗР и программное реле времени 1РВ.
Одновременно загорается табло с
надписью «включена ступень в. д.».
При срабатывании реле ЗР контактом
ЗР-1 включается соленоид байпаса 2СВ
и соленоиды пусковых ТРВ — ЗСВ и 4СВ

г-VVW
Н2 §
^
\
1
о g
Условные
обозначения
X
X
1
1
СЧ1
X
X
1
1
X
1
1
1
i
X
1
1
1
Резерв
i
1
i
X
1
1
X
\
5С
CNj
CNJ
СЧ1
CNJ
csj
CVJ
CNj
^
CNj
°о
>5
^
>t
^2
C4J
съ
^
со
О..
«О
•¦о
<*•
°^
СЧ1
—
1
— ступени
^
мпрессора
§
**
су
Сз
^
к;
1
«*>
«to
5;
<Ъ
L^
^
I
1
ессораЕ^
«^
CS
5:
?
1$
^
1-
«ъ
=3
5=
65 !
Jj
i
(поз. 18—20). Однако
это происходит спустя
некоторое время,
установленное на
срабатывание контакта реле вре-
мени1РВ-2, необходимое
для облегченного пуска
компрессора ступени в. д.
Далее по достижении
давлением кипения
некоторого промежуточного
значения реле давления
4РД срабатывает и через
реле ЗР производит пуск
компрессора ступенин. д.
Одновременно
закрывается соленоид байпаса
2СВ, отключаются
соленоиды ЗСВ и 4СВ,
включаются соленоиды 5СВ
6СВ и 7СВ.
Вместо пусковых ТРВ
включаются рабочие
ТРВ, а также ТРВ
теплообменника (поз. 24—26).
В некоторых случаях
для облегчения пуска
компрессора ступени н д.
соленоидный вентиль
байпаса 2СВ
отключается спустя некоторое
время после пуска.
Контроль смазки
компрессоров
осуществляется посредством реле
1РКС (компрессор
ступени н. д.) и 2РКС
(компрессор ступени в. д.).
Контакты реле
включены в общую цепь
защитного реле 2Р. Перед
пуском контакты реле
контроля смазки
шунтируются контактами реле
времени 1РВ-3 и 2РВЛ
(поз. 7).
После пуска реле
времени снимают шунт,
проверяя при этом
срабатывание реле контроля
смазки, т. е. наличие
заданного давления
масла в системе смазки
компрессоров.
Защита от затяжки
пускового периода
осуществляется реле
времени 1РВ. Если пуск
затянулся и ступень н. д. не
включается, то контакт
ШВЛ в цепи 2Р
разрывается (поз. 6—7) и
останавливает агрегат.
Аварийное отключение
сопровождается аварий-

О Л JlilVl XXI ДО X V-» jrx ^
ным звуковым сигналом ЭЗ (поз. 9), при
этом загорается табло с надписью
«неисправно» (поз. 8).
В некоторых случаях для агрегатов
средней и крупной мощности
предусматривают расшифровку причины аварийного
отключения посредством мигающей
сигнализации.
Регулирование производительности
низкотемпературных холодильных
установок осуществляется на общих
основаниях путем применения схем
пропорционального или астатического шагового
регулирования.
В цепь управления компрессором
X*- \+Регулир\
КУ— Запись ]
\бР-г
Рис. 55. Схема соединения управляющих
контактов электронного моста
Если низкотемпературная установка
предназначена для обслуживания
экспериментальных камер, поддержание заданной
температуры производят путем
автоматического регулирования теплопритоков
(например, электроподогревателями и т. д.).
Такой способ регулирования прост и
удобен, но малоэкономичен.
Наиболее распространен способ
автоматического управления методом
включения и отключения агрегатов или
одновременным переключением скорости вращения
компрессоров. В качестве регулятора
устанавливают обычно электронный мост,
который осуществляет запись и
регулирование заданного параметра.
Пример схемы соединения
управляющих контактов моста приведен на рис. 55.
Питание подается автоматическим
выключателем А . Внутренняя схема моста
питается через разделительный трансформатор.
Включение моста производится
ключом управления КУ, который имеет три
положения: отключено, регулирование и
запись. Регулирующие контакты моста
«минимум» и «максимум» соединены с
промежуточными реле 5Р и 6Р; контакт
«норма» — с сигнальным табло.
При повышении значения
регулируемого параметра, например температуры,
замыкается контакт моста «максимум»
и, включая реле 6Р, подает импульс на
пуск компрессора.
Одновременно загорается табло с
надписью «включить». Если в результате
работы управляемого агрегата температура
понизилась ниже уставки моста, то
замыкается контакт «минимум» и включается
реле 5Р. Своим контактом 5Р-1 реле
отключает управляемый агрегат. Сигналы,
размещенные над мостом, помогают
контролировать процесс управления.
Непрерывная запись значений регулируемого
параметра служит для проверки работы
автоматических устройств.
Данная система регулирования при
наличии достаточной тепловой емкости дает
удовлетворительные результаты.
В некоторых случаях регулирование
температуры осуществляется по заданной
программе; в схему моста вводят
специальный программный датчик реле импульсов
времени, обеспечивающий изменение
установки температуры срабатывания моста по
времени.
Низкотемпературные установки в
зависимости от типа агрегатов, мощности
и условий обслуживания снабжают
соответствующей сигнализацией и
аппаратурой КИПа, однако ввиду относительной
сложности технологических схем здесь
рекомендуются светящиеся
мнемонические схемы, упрощающие обслуживание.

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
Общие сведения, области
применения, классификация
Абсорбционные холодильные машины
применяют главным образом при наличии
вторичных энергоресурсов:
отработанного пара; горячей воды, получаемой в
результате охлаждения продукции или
полуфабрикатов пищевых, химических,
металлургических и других производств;
отходящих газов промышленных печей и
других теплоносителей. Абсорбционные
холодильные машины могут быть также
использованы в качестве водогрейных
(тепловых насосов) или трансформаторов
тепла [1].
В абсорбционных холодильных
машинах используют растворы двух
компонентов с различными температурами кипения
при том же давлении. Компонент, кипящий
при низкой температуре, выполняет
функции холодильного агента; другой — служит
в качестве абсорбента (поглотителя).
Рабочие вещества абсорбционных
холодильных машин отличаются следующими
основными особенностями:
температуры кипения и конденсации
раствора зависят от давления и весового
состава агента;
при кипении раствора образуются пары,
содержащие главным образом агент; чем
больше при данном давлении разность
между температурами кипения компонентов,
тем меньше в парах примеси абсорбента;
жидкий раствор поглощает пары,
имеющие при том же давлении более низкую
температуру.
Требования, предъявляемые к
растворам: неограниченное смешение обоих
компонентов; высокая абсорбционная
способность; большая разность температур
кипения между холодильным агентом и
абсорбентом при том же давлении (во избежание
значительной примеси абсорбента);
отсутствие химического разложения и
кристаллизации при высоких и низких
температурах; интенсивный теплообмен в аппаратах.
Кроме того, учитывают взрывоопасность,
воспламеняемость, токсичность,
индифферентность к металлам, доступность
рабочих веществ.
Ни один из растворов не удовлетворяет
полностью всем перечисленным
требованиям. Из ряда веществ, пригодных для
получения низких температур [2],
практическое применение имеет водоаммиачный
раствор. Для холодильных установок с
температурой кипения выше 0°С
(охлаждение воды, кондиционирование воздуха)
используют водный раствор бромистого
лития, отличающийся отсутствием
токсичности, запаха и взрывоопасное™ и
высокой степенью термодинамической
эффективности цикла. К недостаткам этого
раствора относятся высокая коррозионная
способность и значительная стоимость
абсорбента .
Абсорбционные холодильные машины
выполняют непрерывного и
периодического действия.
Водоаммиачные абсорбционные
машины непрерывного действия имеют
следующие элементы: испаритель и конденсатор
(подобно аммиачным компрессионным
машинам); абсорбер, кипятильник и
водоаммиачный насос, служащие для поглощения
паров из испарителя и нагнетания их в
конденсатор; вспомогательные аппараты
(теплообменник, ректификатор,
дефлегматор и др.).
В бромисто-литиевых абсорбционных
машинах круговые процессы протекают в
условиях очень глубокого вакуума. Очень
низкие коэффициенты теплопроводности
среды обеспечивают возможность
компоновки кипятильника и конденсатора и, соот-

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
399
ветственно, абсорбера и испарителя в
одном общем кожухе. Вследствие большой
разности нормальных температур кипения
воды и бромистого лития, пары последнего
имеют низкое парциальное давление, и
поэтому установка ректификатора и
дефлегматора не нужна.
Водоаммиачные абсорбционные машины
непрерывного действия подразделяются на
одноступенчатые — источник греющего
тепла с t = °0~170°С для температур
кипения в интервале +5 ~ 45°С;
двухступенчатые — для использования тепла более
низкого потенциала или получения температур
кипения— 50 -f —70°С.
В абсорбционных машинах
непрерывного действия движущиеся механизмы
отсутствуют (за исключением насссов).
Бромисто-литиевые машины выпускают
в одноступенчатом исполнении. Во
избежание значительного корродирующего
действия раствора, температура греющего
тепла должна быть не выше ^115°С.
Температура кипения в испарителе
поддерживается не ниже 3°С.
Абсорбционно-диффузионные машины
не имеют водоаммиачных насосов; их
применяют для домашних и торговых шкафов.
Абсорбционные машины периодического
действия также являются безнасосными ма-
шинахми. Абсорбер и кипятильник
совмещены в одном аппарате. В первой половине
цикла аппарат охлаждается и служит
абсорбером, засасывая пар из испарителя, а во
второй половине цикла он нагревается и
выполняет функции кипятильника,
подавая пар в конденсатор.
Разновидностью машин непрерывного
действия являются сдвоенные
безнасосные установки со сдвинутыми по времени
фазами поглощения и выпаривания [1].
Тепловые схемы и основные расчеты
Схема абсорбционной холодильной
машины непрерывного действия (рис. 1)
отличается простотой и наименьшим
энергетическим совершенством. Передача
паров аммиака из испарителя в конденсатор
производится с помощью водоаммиачного
ра< твора.
Крепкий раствор подается насосом в
кипятильник, в котором при давлении рк
выпаривается под действием подводимого
извне тепла. Пары аммиака с малой
примесью паров воды направляются в
конденсатор. Сконденсированный раствор
поступает из конденсатора через
регулирующий гентиль РВ2 в испаритель, где кипит
при давлении р0. Горячий слабый раствор
через регулирующий вентиль РВ1
возвращается в абсорбер, где поглощает
пары, поступающие из испарителя. Тепло
абсорбции отводится охлаждающей водой.
Тепловой расчет обычно производят
графическим методом с использованием ?, г-
диаграммы, основные и
вспомогательные линии которой изображены на рис. 2.

Охлаждающая м
Рис. 1. Простейшая тепловая схема
абсорбционной холодильной машины
Сетка диаграммы состоит из изоэнтальп
(I = const) и линий весовой
концентрации (вернее — весовой доли) аммиака в
растворе 6= ^ +а^ (G* и G w~ coot-
ветствующие количества аммиака и
воды). В нижней части диаграммы
представлена кривая кипения жидкого рас-
; ккал
кг
">
-/—
/е
\j
-U
^"чС,
5
А
ч
W
О
- и
%г кг/кг
Рис. 2. Основные и
вспомогательные линии в ?, г-диаграмме:
1 — линия кипения раствора при
р0 = const, 2 — линия
насыщения и конденсации пара при
рк~ const, 3 — вспомогательная
линия насыщения, 4 — изотерма
влажного пара (/ = const),
5 — изотерма жидкого раствора
{t0 = const), 6 — линия
равновесной концентрации паровой фазы
твора, в верхней — кривая сухого
насыщенного пара при постоянном давлении.
При данной весовой концентрации жидг
кости концентрация равновесной паровой
фазы больше, т. е. точки на верхней кривой
(сухого насыщенного пара),
соответствующие определенным температурам кипения,
сдвинуты вправо по отношению к точкам,
лежащим на изобаре кипящего раствора.

400
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
Область, заключенная между этими
кривыми, представляет область влажного пара.
Здесь концентрация и энтальпия смеси
определяются правилом смешения
соответствующих количеств жидкости и сухого
насыщенного пара. Все промежуточные
состояния влажного пара данной
температуры лежат на прямой, соединяющей
крайние точки сухого насыщенного пара и
кипящей жидкости. Эта прямая, наклоненная
к оси абсцисс, является изотермой
влажного пара. Для ее построения
используют вспомогательную кривую,
соответствующую данному давлению. Равновесная
концентрация паровой фазы может быть
также определена с помощью другой
вспомогательной кривой 6.
В нижней части диаграммы нанесена
изотерма переохлажденного раствора
(точка кипения на пересечении кривых 1 и б).
Рабочая ;, ^'-диаграмма водоаммиачного
раствора в диапазоне давлений от 0,02
до 20 ата дана в приложении. Часть этой
диаграммы в области высоких
концентраций аммиака с нанесенными пограничными
кривыми для давлений кипения р0 и
конденсации рк и изотермами (при давлении р0)
приведена на рис. 3.
Рис. 3. Определение величин q
и qK с помощью ?,
{-диаграммы
Состояние пара, поступающего в
конденсатор, характеризуется точкой 5.
Процессы конденсации и переохлаждения
протекают при концентрации zd = const.
Дросселирование жидкости в
регулирующем вентиле РВ2 не изменяет энтальпии, и
точки 6 и 7 совпадают, но положение точки
7 при давлении р0 определяется
относительно пограничной кривой р0 (смесь пара и
жидкости). Температура смеси после
регулирующего вентиля характеризуется
изотермой t7, а паросодержание смеси —
отношением отрезков al: ab. Кипение в
испарителе вновь повышает энтальпию —
точка 8. Температура t8 должна быть
несколько ниже температуры охлаждаемой
среды — воздуха или рассола.
В цикле абсорбционной холодильной
машины (рис. 4) крепкий жидкий раствор
с концентрацией ?г поступает в
кипятильник под давлением рк в переохлажденном
состоянии 1, нагревается до состояния
насыщения (точка Г) и начинает кипеть
(изобара рк). Выпаривание и дегазация
заканчиваются при снижении концентрации
от Qr до za в точке 2 при температуре t2,
зависящей от принятого температурного
Рис. 4. Цикл абсорбционной холодильной
машины в ?, г-диаграмме
перепада между раствором и греющим
теплоносителем (обычно 5—8°С).
После дросселирования раствора в
регулирующем вентиле 1 до давления р0
(точка 3, совпадающая здесь с точкой 2)
образуется некоторое количество пара. В
абсорбере слабый раствор охлаждается до
состояния насыщения (точка 3') и
поглощает пары аммиака из испарителя по
изобаре р0. Поглощение заканчивается в
точке 4, определяемой в зависимости от
температуры воды, охлаждающей абсорбер.
Давление крепкого раствора,
покидающего абсорбер в точке 4, повышается с
помощью насоса от р0 до рк. Ввиду весьма
незначительного расхода мощности,
затрачиваемой на привод насоса, точка 1
(состояние раствора после насоса)
практически совпадает с точкой 4.
В процессе выпаривания под давлением
рк с повышением температуры раствора

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
401
уменьшается его концентрация. Разность
между начальной и конечной
концентрациями жидкого раствора (;г — %а)
называется зоной дегазации.
Горизонтальные отрезки 1 и (/ —1)
определяют кратность циркуляции, т. е.
количество подаваемого в кипятильник раствора
(в кг), отнесенное к 1 кг пара,
поступающего в конденсатор.
Для увеличения экономичности
холодильного цикла тепловую схему
дополняют теплообменником растворов,
ректификатором и дефлегматором (рис. 5).
Температура слабого раствора,
выходящего из кипятильника (точка 2, рис. 4),
выше температуры крепкого раствора,
полученного в абсорбере (точка 4). В
теплообменнике тепло слабого раствора
используется для нагрева крепкого раствора до
начальной точки кипения Т.
Для повышения концентрации пара от»;,?
дору, равновесной жидкости крепкого
раствора ?г, используют ректификационные
устройства (различные насадки или бар-
ботажные тарелки), в которых водоам-
миачные пары охлаждаются крепким
раствором, предварительно подогретым в
теплообменнике до точки кипения.
Дальнейшая очистка паров аммиака
от паров воды и доведение концентрации
до *ze = 0,995 осуществляется в
дефлегматоре, охлаждаемом обычно водой.
Частичная конденсация паров приводит к
образованию флегмы, стекающей обратно в
ректификатор в количестве R кг на 1 кг пара,
поступающего в конденсатор.
Луч, проведенный через точки 2 и V
(рис. 4), пересекает линию постоянной
концентрации ~е' в точке N.
Отрезок 5 — N [3] характеризует
величину
д = qnn+ qH ккал/кг,
где qKn— тепло, подводимое к
кипятильнику;
дн— тепло, эквивалентное работе
насоса (отрезок4—1). Практически q = qyin.
Тепло, отнимаемое в теплообменнике
qmo, определяется отрезком, заключенным
между точкой N и точкой пересечения
луча 2—4 с линией постоянной
концентрации ~е'.
Отрезок 8 — N определяет тепло, даб
отведенное в абсорбере, 6—5—тепло
конденсации дк и 6—8 — холодопроиз-
водительность д0 (см. рис. 3 и 4).
Величины указанных отрезков должны
удовлетворять уравнению теплового
баланса:
Якд + Уаб = 2о + Якп + Ян\
количества тепла (в ккал) относятся к
1 кг пара, проходящего через
конденсатор — регулирующий вентиль —
испаритель.
Луч, проведенный через точки N и 4,
пересекает линию постоянной концентрации
слабого раствора |а в точке 3 (рис. 4). Эта
точка определяет температуру t3 слабого
раствора [3], уходящего из теплообменника.
Из построения на рис. 4 видно, что
достижение максимальной экономии греющего
тепла q (соответственно воды для отнятия
Дефлегматор
Охлаждающая
дода
Ректификатор
Рис. 5. Абсорбционная машина с
теплообменником, ректификатором и дефлегматором
тепла абсорбции даб) возможно при
наибольшем переохлаждении слабого
раствора t3" (см. рис. 4). В этом случае
начальная точка кипения крепкого раствора
в кипятильнике переместится из Л в F,
т. е. будет выше кривой рк. Частичное
выпаривание до кипятильника
осуществляют с помощью змеевика,
орошаемого снаружи крепким раствором,
выходящим из теплообменника с температурой
t\. Греющей средой является горячий
слабый раствор, поступающий внутрь
змеевика (рис. 6).
Нижний предел переохлаждения
слабого раствора определяется конечной
температурой крепкого раствора, выходящего
из абсорбера (точка 4, рис. 4).
Для повышения тепловой эффективности
холодильного цикла иногда применяют
регенеративный процесс с обратным
отводом крепкого и слабого раствора. Согласно
схеме на рис. 7, тепло абсорбции частично
отнимается крепким раствором и
соответственно в кипятильнике — слабым
раствором.
При низких температурах кипения
целесообразно включение переохладителя
жидкого аммиака, охлаждаемого паром,
отходящим из испарителя на пути к абсор-

402
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
беру. Значительное при этом понижение
энтальпии жидкого аммиака обеспечивает
некоторое возрастание холодопроизводи-
тельности qQ.
К конденсатору
Рис. 6.
Предварительное
выпаривание
крепкого
раствора до
поступления в
кипятильник
От испарителя
Рис. 7. Абсорбционная
машина с обратным
отводом слабого и
крепкого раствора
Тепло qd0, отводимое водой в
дефлегматоре, определяется отрезком LE.
Кроме графического метода расчета,
возможно также аналитическое определение
основных величин.
Кратность циркуляции:
/:
Что = / (i\ — h) = f (i\ — i\);
Ядф^^ + Ъы — К — Ы'»
B = -
¦ч
*</"
Як, = i'e — Ч + f (Ч — i\) + Чдф\
qn==Avf(PK-P0),
0,001
где А = 1/427 и о= -{ __ц 35=
удельный объем крепкого раствора. Значения
#о и #кд определяются так же, как и в
компрессионных холодильных машинах (при
Степень тепловой экономичности
работы абсорбционной холодильной машины
характеризуется тепловым коэффициентом
*аб
до
Якп
Потери от неполноты абсорбции,
ректификации, дефлегмации и от теплоизлучения
аппаратов снижают тепловой коэффициент
до 80-^-85% от теоретического.
При необходимости совместного
производства холода и тепла для отопления
может быть использована вода,
последовательно направляемая в дефлегматор,
конденсатор и абсорбер. Значительное
повышение температуры отходящей из
абсорбера воды возможно при снижении
концентрации слабого раствора %а, что при
заданных рк и р0 достигается
повышением его температуры в точке 2 (см.
рис. 4). Для этого требуется более высокая
температура теплоносителя.
Отношение низкопотенциального тепла,
воспринимаемого охлаждающей г одой,
к поданному в кипятильник составит
Яаб + Я*д + Ядф __ %п + <?о _
что характеризует степень эффективности
абсорбционной холодильной машины,
как понизительного трансформатора тепла.
Область использования
одноступенчатой абсорбционной машины в широком
интервале температур кипения
определяется величиной зоны дегазации (~г —¦
?а). Для более устойчивой работы она
должна выбираться не ниже 0,08 для водо-
аммиачных и 0,04 для бромисто-литиевых
абсорбционных машин.
При наличии источника греющего тепла
низкого потенциала или необходимости
К конденсатору
~~ кпв.д.
Рк
Рис. 8. Абсорбционная машина
двухступенчатого сжатия
получения низких температур кипения
(<С—45°С) зона дегазации становится
недостаточной. Тогда применяют две
последовательно включенные машины (рис. 8):
ступень низкого давления сжимает пар,
поступающий из испарителя, до
промежуточного давления ро1; ступень высокого
давления абсорбирует пар, полученный в
кипятильнике промежуточного давления, и
повышает его давление до рк.
По указанному циклу, предложенному
Э. Альтенкирхом [3], каждая из машин
работает как нормальная одноступенчатая.
Осуществление рабочего цикла возможно
и при искусственном охлаждении
абсорбера аммиаком, поступающим от
вспомогательной холодильной машины, или же с
помощью компрессора, устанавливаемого
между дефлегматором и конденсатором.
Используется также схема с применением
пароструйного прибора (рис. 9),
повышающего давление в абсорбере от р0 до

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
403
=*
Рис. 10. Абсорбцион-
Бая машина периоды-
ческого действия
Рис. 9. Абсорбционная машина с
пароструйным прибором
;>о1. Для этой цели часть паров из
кипятильника с давлением рк направляется в
струйный прибор, эжектирующий пары из испа-
; рителя [4]. По этой
схеме возможно
получение температур
кипения до — 70°С.
В абсорбционных
холодильных
машинах периодического
действия (рис. 10)
нельзя осуществить
теплообмен между
крепким и слабым
раствором. Стадии
выпаривания и
конденсации, кипения и абсорбции проходят
раздельно. Аппараты должны быть рассчитаны
на емкость, достаточную для накопления
в ресивере жидкого аммиака на весь
рабочий период. При большой частоте циклов
тепловой коэффициент резко понижается.
Конструктивные формы
и компоновки аппаратов
Материалы труб, кожуха и трубных ре-
втеток применяются те же, что для
аппаратов аммиачных компрессионных машин,
оначения расчетных и пробных давлений
кипятильников, теплообменников и
дефлегматоров не отличаются от этих величин для
конденсаторов, соответственно
абсорберов — от испарителей. Испарители и
конденсаторы аналогичны применяемым в
компрессионных аммиачных машинах.
Средняя логарифмическая разность
температур в аппаратах 5—12°С. Теплопередаю-
щая поверхность определяется по
тепловой нагрузке на 1 кг циркулирующего
аммиака и его весовому количеству
Яо
кг /час.
хромовокислый амхмоний. Количество
добавок составляет около 0,5% от веса раствора
в аппаратах. Заполнение системы
производят дистиллированной водой и жидким
аммиаком.
Кипятильники. По конструкции
кипятильники подразделяются на кожухо-
трубные, кожухо-
Пар к
конденсатору
В качестве антикоррозийных добавок
применяютгдвухромовокислый калий(хром-
пик), двухромовокислый натрий или дву-
змеевиковые,
элементные и противо-
точные из двойных
труб.
Вертикальный *^
кожухотрубный ки- |
пятильник (с паро- "$•
вым обогревом) по- '§§
казаннарис.Н.Ки- ^§
пятильник состоит ^
из вертикальных ч—
труб Л, по
внутренней поверхности
которых стекает
пленкой кипящий
крепкий раствор.
Ректификация
осуществляется в
кипятильнике, а также на
насадке из полых
колец и в
тарелках. Дефлегматор
размещен в
верхней части
аппарата, водоаммиачные
пары из
ректификатора поступают
в пространство
между трубами
змеевика. Флегма
стекает по
поверхности змеевика и
тарелок и,
соприкасаясь с парами, движущимися
противотоком, ректифицирует их.
Достоинства конструкции — малое
заполнение раствором, высокая степень
ректификации, интенсивный массо- pi
теплообмен. Поверхность одного кипятильника—
до 200 ль2. Вес 1 м2 около 55 кг.
Для машин малой и средней
производительности (поверхностью до 50 ль2)
иногда используют кожухозмеевиковые
кипятильники (орошение раствором, внутри
змеевика — греющий пар).
В горизонтальном кожухотрз^бном
кипятильнике с ректификационной
колонной и дефлегматором (рис. 12) слабый
раствор отводится из нижней части. В
верхней части обечайки установлен указатель
уровня и ректификационная колонна с
насадкой из цилиндрических колец. Над
ректификационной колонной расположен
дефлегматор. Ввод паров в межтрубное
пространство дефлегматора
производится снизу, выход — сверху. Вода протекает
Слабый
раствор
Рис. 11. Схема
вертикального кожухотрубного
кипятильника: 1 — форр-ек-
тификатор в виде*
насадки из колец, 2 —
распределительные
колпачки, з — вертикальные
трубы, 4 — приемник
слабого раствора, 5 —
тарельчатый ректификатор

404
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
внутри труб. Теплообменник растворов,
расположенный под кипятильником,
состоит из ряда элементов, соединенных
Рис. 12. Теплый блок кипятильника:!—теплообменник,
2 — кипятильник, з — ректификатор, 4 — дефлегматор
последовательно как по труоному, так и
межтрубному пространствам. В
межтрубном пространстве течет крепкий, а по
трубам — слабый раствор.
Аппараты объединены в общий
теплый блок и скомпонованы
на одном каркасе.
Габариты (см. рис. 12) даны
для абсорбционной
холодильной машины
производительностью около 120 тыс. ккал/'час
при температуре кипения
аммиака — 33° и конденсации
+ 30°С.
Теплопередающая
поверхность кипятильника 32,6 м2,
дефлегматора 22 м2 и
теплообменника 48,7 м2 [5].
Вес 1 м2 кипятильника (с
ректификационной колонной)
около 60 кг. Вес 1 м2
теплообменника ^ 65 кг.
В горизонтальном кожухо-
трубном кипятильнике с
обогревом дымовыми или другими
газами (рис. 13) горячие газы
проходят по внутренним
трубкам, холодный крепкий
раствор поступает сверху в ректи -
фикационную колонну, а затем в
межтрубное пространство кипятильника. Горячий
слабый раствор отводите я снизу.
Вертикальный кипятильник
американской фирмы Йорк состоит из группы
элементов, в которых по внутренним
трубкам циркулирует водоаммиачный
раствор (см. схему на рис. 17). Все
элементы связаны с верхним
коллектором-отделителем, в котором из
слабого раствора отделяются пары,
направляемые в ректификатор и
дефлегматор. Греющий пар
поступает сверху, а конденсат отводится
из нижней части элементов. В
кипятильнике поверхностью 310.м2 для
заполнения труб необходимо 5 т
раствора; занимаемая площадь2,7 X 6м,
высота 5,2 м [6].
Кипятильники противоточные,
выполненные из двойных труб (см.
схему на рис. 16), имеют
параллельные секции, состоящие из ряда
двухтрубных элементов. По внутренним
трубам протекает водоаммиачный
раствор, в межтрубном пространстве
конденсируется греющий пар. Крен-
кий раствор подается в нижние
элементы.
Слабый раствор и пары
аммиака отводятся из верхних
элементов в ресивер слабого раствора.
Греющий пар подается сверху, а
конденсат отбирается из нижней
части аппарата. Рядом на одном
каркасе расположен теплообменник
растворов, а над ним — отделитель и
двухтрубный дефлегматор [7].
Ж.
Крепкий
раствор
Рис. 13. Схема кожухотрубного кипятильника, обогреваемого
отходящим газом
По данным ВНИХИ, практические
коэффициенты теплопередачи аппаратов
составляют в среднем (ккал/м2 ча~ °С):

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
405
вертикальный кожухотрубный кипятильник . 100)
горизонтальный » » . . 550
то же, двухтрубный » . . 750
горизонтальный кожухотрубный дефлегматор 180
то же, из двойных труб 250
теплообменник растворов (в зависимости от
скорости раствора в аппарате) от 800 до 1200
Абсорберы. Конструкции абсорберов
подразделяются на кожухотрубные, ко-
жухозмеевиковые, элементные и
орошаемые снаружи водой.
Рис. 15. Кожухозмеевиковый
абсорбер
> В горизонтальных кожухотрубных аб-
[ сорберах слабый раствор поступает в меж-
) трубное пространство сверху через рас-
> пределительный коллектор (рис. 14);
( охлаждающая вода, отнимающая тепло
абсорбции, движется по трубам. Торцовые
части абсорбера закрыты крышками,
имеющими внутренние перегородки. Пары
аммиака из испарителя входят снизу в
коллектор, соединенный барботерами. При
барботаже происходит обогащение
раствора. Охлажденный крепкий раствор
стекает по сливной трубе из нижней части
абсорбера к водоаммиачным насосам.
Абсорбер должен быть заполнен раствором
приблизительно на 85% своей высоты.
Интенсивный барботаж происходит только в
нижней части кожуха; значительная часть
теплопередающей поверхности плохо
используется вследствие слабого движения
раствора. Теплопередающая поверхность
абсорбера до 300 м2. Вес 1 м2 около 60 кг.
Кожухозмеевиковые абсорберы
применяют в машинах малой и средней
производительности (рис. 15). Теплопередающая
поверхность аппарата до 50 м2. Горячий
слабый раствор поступает в
распределительное устройство, орошает змеевики и
стекает вниз навстречу парам аммиака,
входящим в нижнюю часть кожуха.
Кожухозмеевиковые абсорберы
рекомендуется применять только при наличии
чистой воды и фильтров.
Преимуществом кожухозмеевиковых
абсорберов являются высокие коэффициенты
теплопередачи и очень малые
гидравлические потери, что особенно важно при
низких давлениях кипения в испарителе.
Элементный абсорбер состоит из ряда
расположенных один над другим
кожухотрубных элементов (см. схему на рис. 17).
Охлаждающая вода циркулирует
противотоком внутри труб. Трубы орошаются
раствором. Слабый раствор поступает в
-Щ-^выхпЯ крепкого рассола
Рис. 14. Схема горизонтального кошухотрубного абсорбера: 1 — распределительный коллектор
горячего слабого раствора, 2 — охлаждающие трубы, 3 — крышки, 4 — кожух, 5 — трубные
решетки, б — распределительный коллектор паров аммиака, 7 — барботеры

406
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
верхний элемент и последовательно
переходит в нижний. Обогащенный раствор
стекает в ресивер.
Пары аммиака параллельно
распределяются по элементам. Высокая эффективность
работы достигается в установках большой
производительности, где возможно
получить высокую степень орошения раствора
^500 кг/пог. м верхней трубы в час.
Абсорберы, орошаемые снаружи водой
(рис. 16), по конструкции сходны с
оросительными конденсаторами.
Нижние элементы каждой секции —
двухтрубные, внутренние трубы —
перфорированные. В наружные трубы поступает
слабый раствор, во внз^тренние — пары
аммиака. Проходя последовательно снизу
вверх по остальным трубам, раствор
абсорбирует пары аммиака и обогащенным
входит в ресивер. Трубы орошаются водой с
помощью распределительного корыта.
Средние коэффициенты теплопередачи
(ккал/м2 час °С):
кожухотрубные абсорберы .... 250
кожухозмеевиковые абсорберы . 700
элементные абсорберы 700
абсорберы, орошаемые снаружи
водой (по данным ВНИХИ) . . 400
Компоновка аппаратов. Расположение
аппаратов абсорбционной холодильной
машины производительностью 30 тыс.к нал! час,
предназначенной для крупных низовых
молочных заводов производительностью
12—15 т молока в сутки, дано на рис. 16.
Установка потребляет отработанный нар
давлением около 2 ата. Оросительный
конденсатор и орошаемый водой абсорбер
установлены на одном поддоне, расположенном
на открытом воздухе. Кипятильник,
теплообменник растворов и дефлегматор
объединены в общем блоке [7].
Типовая схема крупных абсорбционных
холодильных машин (рис. 17),
разработанная американской фирмой Йорк [6],
включает кипятильник с самопиркуляцией
раствора и абсорбер элементного типа.
Дефлегматор охлаждается жидким аммиаком,
ответвляемым из ресивера конденсатора.
Регулятор температуры поддерживает не-
9 6
обходимое для дефлегмацрти количество
аммиака; пары поступают в конденсатор
при температуре перегрева не выше 3°С
[8]. Поступление крепкого раствора в
кипятильник регулируется с помощью
поплавкового регулирующего вентиля.
Давление греющего пара регулируется
по температуре слабого раствора. Вентиль,
вмонтированный в трубопровод слабого
раствора, регулирует его поступление в ао-
сорбер. На вентиль действует
пневматическое устройство, размещенное в
охлаждаемой среде. При увеличении количества
циркулирующего раствора соответственно
понижается температура кипения в
испарителе.
Ниже приведены данные о поверхности
аппаратов абсорбционных машин (по схеме
рис. 17), отнесенной к холодопроизводи-
Крелкий растворе 12 13 Слабый растбор
Рис. 16. Схема абсорбционной машины: 1 — противоточный кипятильник из двойных
труб, 2 — ресивер слабого раствора, з — ректификационная колонна, 4 — дефлегматор
оросительный, 5 — отделитель, б — конденсатор, 7 — ресивер жидкого аммиака, 8 —
испаритель, 9 — оросительный абсорбер, 10 — ресивер крепкого раствора, 11 — водо-
аммиачный насос, 12 — теплообменник, 13 — регулирующий вентиль для слабого
раствора, 14 — регулирующий вентиль для жидкого аммиака

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
407
Рис. 17. Схема абсорбционной машины фирмы Йорк: 1 — кипятильник с самоциркуляцией
раствора, 2 — дефлегматор, охлаждаемый жидким аммиаком, з — конденсатор, 4 — элементный пленочный
абсорбер, 5 — ресивер жидкого аммиака, б — ресивер крепкого раствора, 7 — теплообменник
растворов, 8 — испаритель, 9 — водоаммиачный насос
тельности 100 тыс. ккал/час, при давлении
кипения аммиака в испарителе 0,98, кон-
Рис. 18. Схема бромисто-литиевого
абсорбционного агрегата: 1 —
конденсатор, 2 — кипятильник, 3 —
испаритель, 4 — абсорбер, -5 и 6
—насосы, 7 — теплообменник, 8 —
воздухоотделитель, 9 — регулятор
количества воды
денсации аммиака 13,1 и греющего пара
4,58 ата, в м2:
испаритель 49,2
абсорбер 24,6
кипятильник 20,8
конденсатор 20,25
Меньшим весом и большей
компактностью отличаются аппараты бромР1сто-ли-
тиевых абсорбционных машин (рис. 18 и 19)
для температур кипения > 0°С [9].
Испаритель 3 и абсорбер 4 расположены
внутри нижнего кожуха. Конденсатор
с охлаждающим змеевиком 1 и
кипятильник 2 размещены в верхнем кожухе. В связи
с очень глубоким вакуумом тепловые
потери почти отсутствуют;
воздухоотделитель 8 обеспечивает непрерывное удаление
воздуха. Насос 5 подает охлажденный и
насыщенный водой раствор бромистого лития
из абсорбера 4 через теплообменник
растворов 7 в кипятильник 2, где часть воды
испаряется.
Горячий раствор через теплообменник 7
возвращается в абсорбер, орошает
водяной змеевик и снова обогащается парами
воды. Сжиженный в конденсаторе 1
водяной пар стекает в испаритель 3. При
температуре кипения в испарителе около 3°С
циркулирующая через него холодная вода
охлаждается с +12до+7°С.
Образующиеся в испарителе пары воды поглощаются
в абсорбере 4 раствором бромистого лития,
орошающим змеевик, внутри которого
движется вода, отнимающая тепло абсорбции.
Водяной насос 6 служит для циркуляции
воды в испарителе 3.
Охлаждающая вода проходит через
змеевик абсорбера 4, затем поступает в
конденсатор 1. Для регулирования подачи
воды в конденсатор 1 служит регулятор 9,
величина открытия которого зависит от тем-

408
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
пературы охлаждаемой воды, уходящей из
испарителя. Это обеспечивает возможность
автоматического изменения холодопроиз-
водительности установки.
Рис. 19. Бромисто-литиевый абсорбционный
агрегат фирмы Керриер (см. схему рис. 18)
Абсорбционная машина представляет
собой компактный агрегат.
Габариты и вес машин [9]:
X олодопроизводительность
(в 1000 ккал/час) 317 324 2140
Размеры, At:
длина 3,65 6,8 7,80
ширина 1,50 1,6 2,60
высота 2,60 3,05 3,7
Вес, т 5,0 14,3 29,2
Указанная холодопроизводительность
относится к рабочим условиям: давление
греющего пара 1,84 ата; температура
охлаждающей воды +29°; охлаждение воды
в испарителе до + 7°С.
Для защиты от коррозии трубы
абсорберов изготовляют из купроникеля, кожухи
аппаратов внутри покрывают слоем
никеля или выполняют из нержавеющей стали.
Кроме того, используют антикоррозийные
добавки.
Насосы. Насосы служат для повышения
давления раствора от р0 до рк, они
перекачивают крепкий раствор, засасываемый
в состоянии, близком к насыщению.
Поэтому уменьшение давления на стороне
всасывания ниже давления насыщения
недопустимо. Конструкции насосов должны
удовлетворять требованиям,
предъявляемым к насосам для перекачки кипящих
жидкостей. В насосе должно быть предусмотрено
надежное сальниковое уплотнение.
В одоаммиачные центр обежно-вихревые
насосные агрегаты АСЦВ-0,8 имеют
следующую характеристику: подача 3 м*/час;
полный напор 150 и* жид. ст.; число
оборотов 2900 в минуту; .мощность
электродвигателя 7 кет; вес насосного агрегата
около 100 кг.
Насосный агрегат (рис. 20) состоит ^из
центробежно-вихревого насоса 1,
электродвигателя 2 и плиты 4, на которой смонти-
Рис. 20. Водоаммиачный центробешно-вихревой
насосный агрегат марки АСЦВ-0,8
рованы насос и электродвигатель. Валы
электродвигателя и насоса соединены
упругой муфтой 3. Охлаждение графитового
сальника производится крепким раствором
с помощью трубки б, соединенной со
всасывающей линией.
Во избежание подсоса воздуха через
сальник давление в сальниковой полости
должно быть больше атмосферного @,4—
0,5 ати). Контроль давления в полости
сальника осуществляется с помощью
манометра, под которым в кронштейне насоса
установлен штуцер, соединенный трубкой
с полостью сальника. Для регулирования
давления служит запорный вентиль.
Гидравлическую часть (собственно
насос) составляют крышка, корпус и рабочее
колесо. Отлитые в корпусе и крышке
рабочие каналы центробежной и вихревой
ступеней образуют рабочую полость,в которой
вращается сидящее на валу объединенное цен-
тробежно-вихревое рабочее колесо.
Крышка закрывает образуемые лопатками и
диском каналы центробежной ступени
колеса, но которым движется раствор;
вихревая ступень имеет открытые каналы.
Воздействуя на жидкость лопатками,
рабочее колесо сообщает ей скоростную
энергию и энергию давления, которые в сумме
определяют количество подаваемой
жидкости и напор насоса.
Энергетические показатели. Расчетные
значения теоретического теплового
коэффициента ?аб = —- водоаммиачной абсорбци-
Укп
онной машины в зависимости от
температуры t0 и tK, а также высшей температуры tz
(при среднем перепаде температур в
аппаратах 5—10°С) приведены на рис. 21 [10].
Низшая температура абсорбции f4 = **•

АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
409
При температуре кипения аммиака — 15°
и конденсации +30°С отношение
расхода греющего тепла к полученной холодо-
60 80 100 120 1U0t26O 80 100^120 140t2
Рис. 21. Тепловые коэффициенты
одноступенчатой абсорбционной машины: а — при tK =
= 30° С; 6 — tK= 24° С; в — tK =
= 21° С; г — fK= 17° С
производительности равно примерно 2,
а при —45°С соответственно возрастает
до 3. При использовании сухого
насыщенного водяного пара в качестве греющего
источника необходимая температура в первом
случае составляет от 100 до 120°С, во
втором — от 140 до 170°С. По данным
испытания абсорбционных установок
системы ВНИХИ (на рыбокомбинатах
Дальнего Востока), удельные расходы пара и
воды на 1000 ккал/час при температуре
кипения аммиака — 33°С и конденсации
+34°С составляют 6,15 кг и 0,45 лЛ
Эти показатели близко совпадают с
данными, приводимыми американскими
фирмами [11].
На основании обобщения ряда
экспериментальных данных И. Бадылькесом
определена в интервале температур
кипения + 5-5 40°С (при общепринятой зоне
дегазации 8—12%) следующая зависимость
действительного теплового коэффициента
от t,0 и tn ~ ?4:
габ = 0,779 + 0,0071г0 — 0,00629^.
В схемах с предварительным
выпариванием крепкого раствора (см. рис. 6) при
наличии больших зон дегазации тепловой
коэффициент возрастает на 10—20%.
Расход электроэнергии на привод водо-
аммиачных насосов составляет для высоких
температур кипения около 10%, для
низких —5% по сравнению с затрачиваемой
в компрессионных машинах.
При очень низких температурах кипения
(t0 = —70°С) и использовании
пароструйного прибора (рис. 9) действительный
тепловой коэффициент габ = 0,2 [4].
Абсорбционные машины, используемые
в качестве тепловых насосов (путем нагрева
воды в конденсаторе, абсорбере и
дефлегматоре), дают экономию свыше 30% по
сравнению с теплоснабжением от обычных
котельных. Высокие показатели
обеспечиваются при совместном производстве тепла
и холода [7, 12].
Расход пара в бромисто-литиевых
абсорбционных машинах при давлении 1,85 ата
и охлаждении воды до +7° составляет в
среднем около 3 кг на 1000 ккал. При
наличии дешевого пара они энергетически
более экономичны по сравнению с фреоновыми
турбокомпрессорными агрегатами.
Методы сопоставления абсорбционных
и компрессионных машин указаны в
литературе [13, 14].

ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
В эжекторных холодильных машинах
внергия, затрачиваемая на осуществление
холодильного цикла, вводится в виде тепла,
превращающегося в механическую работу.
В качестве рабочих тел могут быть
использованы вода, аммиак, фреон-12 и др. Ирак-
Рис. 1. Эжекторная холодильная машина: а —
схема; б — эжектор: 1 — сопло, 2 — камера
всасывания, 3 — диффузор
тическое применение имеют машины, в
которых рабочим телом является вода;
фреоновые и аммиачные эжекторные машины
проходят лабораторные исследования.
Пароводяные эжекторные холодильные
машины применяют обычно для
охлаждения воды в различных производствах и
установках кондиционирования воздуха,
реже — для охлаждения рассола до —12°С,
непосредственного получения водяного льда
и вакуумного охлаждения пищевых
продуктов, например овощей, плодов, молока.
В общем случае циркулирующее через
испаритель рабочее тело испаряется,
отнимая тепло от охлаждаемой среды.
В пароводяных эжекторных машинах
(рис. 1) через испаритель циркулирует
охлажденная вода, являющаяся одновременно
рабочим телом и теплоносителем.
Охлаждение рабочей воды происходит путем ее
частичного испарения, при этом скрытая
теплота парообразования отводится от
основной массы рабочей воды, поступающей
Рис. 2. Цикл эжекторной холодильной машины
в s, Т-диаграмме
п испаритель через регулирующий вентиль
РВ1. Из конденсатора в испаритель
через РВ2 возвращается конденсат,
компенсирующий испарившуюся часть
рабочей воды.
Теоретический цикл рассматривается
в s, ^-диаграмме (рис. 2). Рабочий пар
в сопле адиабатически расширяется от
давления в котле рх до давления в испарителе
р0 A—2') и смешивается с холодным паром,
параметры которого характеризуются
точкой 9. Смесь рабочего и холодного пара ежи-

ЭЖЕНТОРПЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
411
мается C—4) до давления конденсации
рк и затем в конденсаторе сжижается D—б).
Основное количество подается в котелE—6)и
часть конденсата возвращается в испаритель
после дросселирования в регулирующем
вентиле E—8). В котле происходит нагрев
F'—7) конденсата и парообразование G—1),
в испарителе — испарение (8—9).
В машине совершаются два цикла:
прямой цикл 1—11—5—в—7—1 и обратный
холодильный 9—10—12—5—8—9.
Действительный процесс
В отличие от теоретического в
действительном обратном цикле:
рабочий пар в сопле расширяется по
необратимой политропе A—2")',
давление в камере всасывания р0' ниже
давления в испарителе р0 на величину
дроссельных потерь, возникающих на пути
холодного пара из испарителя в камеру
всасывания. По выходе из сопла рабочий пар
состояния 2" смешивается с холодным
паром, расширившимся от состояния 9 в
испарителе до состояния 9' в камере
всасывания;
сжатие в диффузоре протекает по
необратимой политропе 3'—4'.
Коэффициент удельного расхода пара
в действительном цикле ад = _,- кг/кг (об-
ратная величина коэффициента эжекции),
где G и G0 кг/час соответственно расход
рабочего и холодного пара. Значение ад
больше а в теоретическом цикле вследствие
необратимых потерь в эжекторе. Эти потери
возникают при расширении рабочего пара
в сопле, смешении его с холодным паром,
сжатии в диффузоре и расширении
холодного пара у входа в камеру всасывания.
Величина ад также зависит от параметров
рабочего пара и температуры испарения
а
и конденсации. Отношение yj = — для
различных условий работы и типов машин
0,17—0,28.
При расчете эжекторной холодильной
машины по заданной холодопроизводи-
тельности и температуре испарения
определяют количество холодного G0 и
рабочего G кг/час пара, обеспечивающее
отсасывание и сжатие холодного пара при
заданном или рассчитанном давлении кон-
1
денсации. Затем находят конструктивные
размеры элементов машины.
Коэффициент удельного расхода пара ад
определяют исходя из ряда теоретических
предпосылок о процессах, происходящих
в элементах эжектора с учетом необратимых
потерь действительного процесса.
Рабочий пар, расширяясь в сопле,
приобретает большую скорость. Работа,
затраченная на трение в этом необратимом
процессе, превращается в тепло, которое вновь
воспринимается паром. Коэффициент
скорости
Ь
V н — н
A)
характеризует потерю кинетической
энергии при истечении из сопла. Значения ср =
= 0,95—0,98.
Действительная скорость истечения пара
из сопла ^ = ^91,5 Ун — L.
В камере всасывания струя рабочего
пара встречает частицы холодного пара,
имеющие меньшую скорость w0. Вследствие
удара частиц двух потоков пара происходит
потеря скорости, характеризуемая
коэффициентом ср2:
Мз№ад+1)
B)
где w2 и w3 м/сек соответственно скорости
рабочего пара в выходном сечении сопла и струи
после решения.В суживающейся части
диффузора этот процесс заканчивается и
начинается повышение давления (сжатие) за счет
дальнейшего уменьшения скорости потока.
Потери в процессе преобразования
кинетической энергии в потенциальную,
происходящие в диффузоре, характеризуются
коэффициентом полезного действия
/
•w±
где wK — скорость пара в выхлопном
сечении диффузора, м/сек;
Ро и Рк — давление пара в начале и
конце сжатия, кг/м2;
vz — удельный объем пара в начале
сжатия, м3/кг;
k — показатель адиабаты сжатия.
Коэффициент удельного расхода
рабочего пара выражается уравнением:
<Р1<р2?з91>53
n~ i
кг/кг..
(?, — н)
2^3[(g)V_l]-^
— 1
D)

412
ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Потери в камере смешения и диффузоре,
характеризуемые коэффициентами ср2 и <р3,
зависят от скорости и угла встречи потоков
пара, конструкции, качества выполнения
элементов эжектора и ряда других фак-
- г~
1
1
1
—
—
¦к/
ч
А-
а /
i
t\
А
i \
0J
0.2
OJ
ОЛ
0,5
Рис. 3. Коэффициент удельного расхода
рабочего пара: фирмы: х Вигавд, +
Джексон, А Росс-Хитер, о Форстер-Вилер, а
завод «Компрессор»
торов. Эти потери можно оценить только
приближенно. Кроме того, в
приведенном выражении для а$ не учитывается
влияние воздуха, поступающего в
испаритель с рабочей водой и через
неплотности соединений.
На рис. 3 представлена зависимость
ая от отношения —? где Aii = ii — i2
° Aii'
ккал/кг — тепловой перепад при
адиабатическом расширении рабочего пара
в сопле и М2 = il0—i9
ккал/кг—повышение теплосодержания холодного пара при
адиабатическом сжатии его в диффузоре
от р0 до рк [1]. При этом предполагается,
что выходящий из испарителя холодный
пар — сухой насыщенный. Эта
зависимость хорошо совпадает с опытными
данными для машин различных типов и
констрз^кций и рекомендуется для
определения величины ад. На графике даны
оптимальные значения ад. Для обеспечения
устойчивой работы эжектора необходимо
увеличивать эти значения на 5—10%.
Коэффициент удельного расхода пара
Рк
ад определяет отношение давлении ?= _* , ко-
Ро
торое может быть достигнуто в главном
эжекторе холодильной машины.
Типы и конструктивные схемы
Пароводяные эжекторные холодильные
машины характеризуются числом ступеней
сжатия и типом конденсаторов.
Одноступенчатые машины выполняют
для температуры испарения выше 0°С
(отношение давлений в главном эжекторе
Рабочий пар
От потребителя
К потребителю
Конденсат
Рис. 4. Схема машины с поверхностными конденсаторами: 1 — разбрызгиватель, 2 — испаритель,
3 — насос рабочей воды, 4 — регулирующий клапан, 5 — эжектор, б — конденсатор, 7,8 —
вспомогательные эжекторы, 9, 10 — вспомогательные конденсаторы, 11 — атмосферный клапан, 12, 13 —
невозвратные клапаны, 14 — насос конденсатный, 15 — поплавковый клапан
Наиболее надежным источником для оп- 6—8); двухступенчатые — для получения
ределения коэффициента удельного расхода относительно низких температур (до—12°С).
пара ад являются опытные данные, получен- Последние применяются мало вследствие
ные при испытании эжекторов в различных большого расхода рабочего пара — отсут-
условиях.
ствует его конденсация между ступенями.

ЭЖЕНТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
413
Конденсаторы могут быть
поверхностными и смешивающими.
В машинах с поверхностными
конденсаторами конденсирующийся пар отделен от
охлаждающей воды трубками,образующими
теплопередающую поверхность. Эти машины
имеют относительно меньший вес и
габаритные размеры, их можно устанавливать
непосредственно в производственных
помещениях вблизи от потребителей холода.
В машинах со смешивающими
конденсаторами пар контактирует с
охлаждающей водой и конденсат не сохраняется, что
вызывает дополнительные расходы на
подготовку воды. В большинстве случаев
смешивающие конденсаторы выполняют
барометрическими. При одинаковых
температурах испарения и охлаждающей воды
расход рабочетх) пара в этих машинах
несколько Меньше, чем в машинах с
поверхностными конденсаторами.
Обратный цикл пароводяной эжектор-
ной холодильной машины протекает в
области относительно глубокого вакуума.
Температура испарения рабочей воды
практически от 0 до + 15СС, что соответствует
абсолютному давлению 0,006—0,017 ата.
Парциальное давление конденсации
водяного пара,определяемое температурой
охлаждающей воды, не превышает 0,08—0,1 ата.
Отношение давлений в эжекторе ограничено
и даже незначительное его увеличение
требует повышения расхода рабочего
пара, поэтому принимают специальные
меры к удалению неконденсирующихся
газов, присутствие которых увеличивает
общее давление в конденсаторе.
В рабочих схемах предусматривают
устройства для непрерывного удаления
воздуха из аппаратов машины. В рабочей
схеме машины с поверхностными
конденсаторами (рис. 4) рабочая (охлажденная) вода
насосом 3 из испарителя 2 подается
потребителю, от которого через регулирующий
клапан 4, поддерживающий в системе
потребителя давление выше атмосферного, и
разбрызгиватель 1 возвращается в
испаритель.
Рабочий пар, поступающий к главному
эжектору «5, отсасывает холодный пар из
испарителя 2. Смесь холодного и рабочего
пара, сжатая в диффузоре, поступает в
главный конденсатор 6', где конденсируется,
отдавая тепло охлаждающей воде,
циркулирующей через главный конденсатор.
Воздух удаляется вспомогательными
паровоздушными эжекторами первой 7 и второй 8
ступеней. Пар из эжектора первой
ступени сжижается в конденсаторе 9, благодаря
чему разгружается эжектор второй
ступени. Вспомогательные конденсаторы 9
и 10 также служат для сохранения
конденсата. Из них конденсат иод действием
разности давлений через поплавковый
атмосферный клапан 11 и уравновешивающий
невозвратный клапан 12 поступает в главный
конденсатор, из которого удаляется насосом 14.
Часть конденсата, компенсирующая
испарившуюся часть рабочей воды, поступает
в испаритель через поплавковый клапан 15,
Рабочий пор
Охлаждающая
' Гс
С Рабочая Soda
у V г\ \^\от потРео~ителей
воздух_
Слаб
охлаждающей воды-
Рис. 5. Схема машины с барометрическими
смешивающими конденсаторами: 1 — испаритель,
2 — главный эжектор, з — главный конденсатор,
4 — воздушный эжектор первой ступени, б —
вспомогательный конденсатор, 6 — воздушный
эжектор второй ступени, 7 — гидравлический
затвор конденсаторов, 8 — гидравлический затвор
испарителя, 9 — насос рабочей воды
являющийся вторым регулирующим
вентилем.
При использовании барометрических
смешивающих конденсаторов (рис. 5) их
располагают на большой высоте и сливные
трубы вводят в сборники, образующие
гидравлические затворы. Высота уровня воды
в сливной трубе над уровнем в
гидравлическом затворе
h = B + Ah — pK
E)
где В — атмосферное давление, м вод. ст.;

-3400
Рис. 6. Пароводяная эжекторная холодильная машина 5Э с поверхностными конденсаторами производительностью 300 тыс. ккал/час при /0 =
е= 5° С (завод «Компрессор»): 1 — главный конденсатор, 2 — главный эжектор, з — испаритель, 4 — отбойник, 5 —разбрызгивающее устройство,
б' —перегородка, 7 — сливной стояк, 8— входной стояк, 9— конденсатный эжектор, ю— воздушный эжектор второй ступени, 11 — воздушный
эжектор первой ступени, 12 — блок вспомогательных конденсаторов, 13 — невозвратный клапан

то
¦ 3200'
Рис. 7. Пароводяная эшекторная холодильная машина 7Э с поверхностными конденсаторами производительностью 360 тыс. ккал[час, /0== 8° С
(завод «Компрессор»): 1 — испаритель, 2 — главный конденсатор, 3 — блок вспомогательных конденсаторов, 4—главный эжектор,
5—предохранительный клапан, б — воздушный эжектор первой ступени, 7 — воздушный эжектор второй ступени, 8 — щит приборов
автоматического регулирования и защиты, 9 — электромагнитный вентиль, 10 — конденсатный насос

416
ЭЖЕНТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Ah—гидравлическое сопротивление
сливной трубы, м вод. ст.;
рк — давление в конденсаторе, м вод. ст.
Рис. 8. Пароводяная эжекторная
холодильная машина Виганд с
барометрическим смешивающим конденсатором
производительностью 300 тыс. пкал/час, t0= 5° С:
1 — главный конденсатор, 2 — воздушный
эжектор первой ступени, 3 — блок
вспомогательных конденсаторов, 4 —
воздушный эжектор второй ступени, 5 —
главный эжектор, 6 — испаритель
Отвод охлажденной рабочей воды из
испарителя может осуществляться таким
же способом.
Машины с поверхностными
конденсаторами обычно выполняют в виде агрегатов,
включающих теплообменные аппараты,эжек-
торы и внутренний трубопровод с
запорной, регулирующей и защитной арматурой.
Одноступенчатые машины, как правило,
имеют несколько параллельно работающих
главных эжекторов для регулирования хо-
лодопроизводительности и главным образом
уменьшения габаритных размеров машин.
Большая расчетная длина диффузоров
определяет основной конструктивный
размер машин — расстояние между
испарителем и главным конденсатором.
При горизонтальном расположении
главных эжекторов перпендикулярно основным
аппаратам (рис. 6) не используется
значительная часть объема машины и
образуются два фронта обслуживания — один
вдоль испарителя, другой — вдоль
конденсатора, что представляет неудобства в
эксплуатации.
В последние 10—15 лет достигнуто
уменьшение габаритных размеров эжек-
торных машин путем агрегатирования
элементов с максимальным использованием
объема, а также конструктивных
усовершенствований.
При вертикальном расположении
главных эжекторов (рис. 7) и размещении
испарителя над главным конденсатором
достигается значительное уменьшение
габаритных размеров и единый фронт
обслуживания.
Машины со смешивающими
барометрическими конденсаторами выполняют обычно
в виде агрегатов. Взаимное расположение
конденсаторов и испарителей может быть
различно. В холодильной ^машине фирмы
Виганд (ГДР), построенной по схеме
ступенчатого испарения и ступенчатой
конденсации (рис. 8), испаритель и конденсатор
разделены каждый на три полости,
изолированные друг от друга гидравлическими
затворами.
Конструкции элементов машин
Главные эжекторы. Для определения
конструктивных размеров главного эжектора
(рис. 9) должны быть известны количества
рабочего и холодного пара G и G0, кг/час,
давление рабочего пара перед соплом рг,
кг/м2, и удельный объем рабочего пара vlt
мв/кг.
Площадь наименьшего сечения
проточной части сопла (горло)
/1= 9—гт*' F)
3600 -by р±
Значения Ь для насыщенного пара 1,99,
перегретого 2,09. Для выходного сечения сопла
/s=3600^^ (/)
Значение удельного объема рабочего
пара в конце политропического расшире-

ЭЖЕНТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
417
ния v2 мг\кг находят по 5, ^-диаграмме
для водяного пара. При этом давление в
конце политропического расширения
принимают равным давлению в испарителе р0;
при определении энтальпии исходят из
величины потерь при истечении пара,
характеризуемых коэффициентом уг.
Длина расширяющейся части сопла
,*>_ d2 — dt
Угол а принимают в пределах от 8 до 20°.
Площадь наименьшего сечения
проточной части диффузора (горло)
3600- 1,99]/ ^
У vk
где рк кг/м2 и vK м3/кг — давление и
удельный объем пара после сжатия в диффузоре
в практических расчетах принимают
равными параметрам пара в главном
конденсаторе.
Исходя из этой формулы определяют
диаметр горла В.
Диаметр входного сечения диффузора
Dj принимают равным диаметру входного
штуцера камеры всасывания; диаметр
выходного сечения D2 определяют по
количеству холодного и рабочего пара, исходя из
скорости 70—90 м/сек.
Длину диффузора находят так же, как
и длину расширяющейся части сопла;
р принимают 6—8°.
Сопла выполняют из латуни;
диффузоры — сварные из листовой
нержавеющей стали марки 1Х18Н9Т с полировкой
внутренней поверхности, литые чугунные
и медные паяные.
Испарители. Циркулирующая в
испарителе рабочая вода, охлаждаемая путем ее
частичного испарения, является
одновременно холодильным агентом и теплоноси-
Рис. 9. Главный эжектор: 1 — камера всасывания, 2 — диффузор, з — сопло
•3W-
Рис. 10. Горизонтальный трехсекционный испаритель (завод
«Компрессор»)
14 Энциклопед. справочник, кн. 1

418
ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
тел ем; поэтому испарители пароводяных
машин не имеют металлической теплоие-
редающей поверхности. В них
предусмотрены устройства для образования до-
Рис. 11. Двухступенчатый вертикальный
испаритель завода «Компрессор»: 1 — корпус, 2 —
насадка, 3 — решетка
статочной поверхности испарения рабочей
воды и паровое пространство,
обеспечивающее небольшую скорость холодного пара.
Испарители выпускают вертикальными и
горизонтальными, одноступенчатыми и
многоступенчатыми. Последние применяют при
необходимости охлаждения рабочей воды
более чем на 8—10°С.
Одноступенчатый горизонтальный
испаритель (рис. 10) разделен герметичными
перегородками и водяными затворами на три
параллельно работающие автономные
секции. Количеством работающих секций
регулируется холодопроизводительность
машины.
В двухступенчатом вертикальном
испарителе (рис. 11) рабочая вода охлаждается
вначале в верхней секции, затем в нижней.
Между секциями имеется гидравлический
затвор, препятствующий выравниванию
давлений.
Конструкции устройств, при помощи
которых обеспечивается большая поверхность
испарения рабочей воды, могут быть под-
разделены на две основные группы:
плоские, цилиндрические или сферические
сетки, разделяющие поток воды на большое
количество тонких струй, падающих на
дно испарителя; переливы, образующие
тонкую пленку на внутренней
поверхности аппарата.
На рис. 6 показано такое устройство,
выполненное в виде цилиндрической сетки.
В нижней, сливной части трубы в
шахматном порядке расположены отверстия
диаметром 5 мм. В торце трубы предусмотрен
перелив для поддержания над отверстиями
постоянного уровня воды. Число отверстий
должно обеспечивать слив расчетного
количества рабочей воды под действием
свободного уровня. Излишнее количество воды
сливается через перелив.
При расчете испарителя определяют
количество холодного пара, размеры парового
пространства, диаметры паровых и
водяных патрубков и трубопроводов системы
гидравлических затворов.
Количество холодного пара находят по
тепловому балансу испарителя
Go = rvoT Г7 Г" кг1цас> (Ю)
где Q0 — холодопроизводительность
испарителя, ккал/час\
г0— скрытая теплота парообразования
воды при давлении испарения,
ккал/кг\
t0 — температура испарения, °С;
tK— температура воды,
компенсирующей испарившуюся рабочую
воду. Эта температура близка к
температуре конденсации.
Степень сухости холодного пара х
принимают 0,95.
Во избежание уноса капель воды в
эжектор скорость пара в паровом пространстве
ограничивают до 8—17 м/сек в зависимости
от температуры испарения. В некоторых
конструкциях испарителей предусмотрены
специальные сепараторы для уменьшения
уноса влаги.
При расчете диаметров всасывающих
патрубков исходят из допускаемой
скорости холодного пара 70—90 м'сек.
Систему гидравлических затворов
рассчитывают для максимальной разности
давлений в конденсаторе и испарителе
или между полостями ступенчатого
испарителя.
Конденсаторы. По конструкции эти
аппараты сходны с конденсаторами паровых
турбин [2], но отличаются меньшими
размерами и более низким абсолютным давлением
@,03—0,1 аша). Последнее определяется
ограниченным отношением давлений в
эжекторах.

ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
419
При конструировании конденсаторов
стремятся к максимальному уменьшению
температурного напора
6 = *«-*•*
где tK — температура конденсации, °С;
tiaf9— температура охлаждающей воды
у выхода из конденсатора, °С.
в два продольных приемника, движется в
направлении воздухоохладителя
(трубного пучка, отгороженного от остального
пространства конденсатора перегородками
с вырезами). В этой части конденсатора
воздухоотсасывающими устройствами
поддерживается наиболее низкое давление.
По пути к воздухоохладителю основная
масса пара конденсируется. На поверх-
-3200
Вода
fTP—0—KJJb
Паровоздушная смесь
к эжектору Г cm
Пар из главного
эжектора
Рис. 12. Поверхностный конденсатор:
1 — корпус, 2,3 — водяные камеры,
4,5 — поплавковые клапаны для
конденсата, 6 — указатель уровня
конденсата, 7 — полость
воздухоохладителя, 8 — приемник пара
Поэтому в эжекторных машинах
кратность охлаждения (количество
охлаждающей воды, затраченной на конденсацию
1 кг пара) больше, чем в конденсаторах
паровых турбин, и колеблется от 80 до 160
кг/кг. В смешивающих конденсаторах при
большой кратности охлаждения величина
ft может быть доведена до 0,5—1 °С, что
является одним из их преимуществ.
В поверхностном конденсаторе (рис. 12)
пар, поступающий из главных эжекторов
ности трубного пучка воздухоохладителя
происходит охлаждение воздуха и
частичная конденсация оставшегося пара. Нескон-
денсировавшийся пар отсасывается с
воздухом.
Для уменьшения величины 6
конденсаторные трубки выполняют из материалов
с небольшим термическим сопротивлением
и устойчивых к коррозии, резко
увеличивающей термическое сопротивление.
Обычно применяют трубки диаметром 19 X 1;
14*

420
ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
16 X 1 из латуни Л-68, для морской воды —
из мельхиора МН-70-30 или латуни ЛО-70-1.
Корпус стальной, сварной. Стальные
решетки приваривают к корпусу. При
использовании морской воды решетки
выполняют из цветных металлов (ЛС-59-1,
Л0-62-1) и устанавливают на парусиновых
прокладках, предварительно промазанных
мастикой из свинцовых белил и свинцового
сурика. Укрепление и уплотнение
конденсаторных трубок производят вальцовкой.
Ларобоздцшная смесь
& эжектору /с/л
Рис. 13. Барометрический смешивающий
конденсатор (завод «Компрессор»)
Для уменьшения термических
напряжений и" обеспечения достаточной
жесткости в случае вибраций при большой
длине конденсаторов трубки изгибают и
зажимают в промежуточных перегородках,
имеющих смещенную ось разметки. Для
уменьшения сопротивления пара в
конденсаторе и улучшения условий
конденсации трубный пучок имеет разреженную
разбивку и проходы для пара.
Сопротивление пара находится в пределах 0,5—
1,5 мм рт. ст. Скорость охлаждающей воды
в трубках 1,5—2,3 м/сек, гидравлическое
сопротивление конденсаторов 2—5 м вед. ст.
Размеры и тепловые характеристики
конденсатора, определяемые тепловым
расчетом, должны обеспечивать абсолютное
давление в конденсаторе ниже
критического давления, допустимого для главных
эжекторов машины.
Конструкция смешивающего
конденсатора показана на рис. 13. Пар,
поступающий через патрубки, расположенные в
нижней части конденсатора, двигаясь
вверх, в направлении места отсоса
воздуха, встречает водяную завесу,
образуемую при помощи тарелок с
отверстиями. Конденсация пара происходит на
поверхности падающих струй и капель.
Охлаждающая вода вместе с конденсатом
сливается через нижний патрубок.
Воздухоотсасывающие устройства. Эти
устройства обеспечивают непрерывное
удаление воздуха из машины для поддержания
в ней необходимого разрежения. Воздух
поступает с рабочим паром, рабочей и
охлаждающей водой и через неплотности в
соединениях.
Количество воздуха в рабочем паре
незначительно и обычно не учитывается, в
рабочей и охлаждающей воде может быть
определено по рис. 14. С рабочей водой
воздух может поступать только в открытых
системах (например, форсуночных
кондиционерах при рециркуляции рабочей воды),
а с охлаждающей водой — в конденсаторах
смешивающего типа.
г воздуха
W00 кг вшГы
35
30
25
20
5
10
15 20 25 *°С
Рис. 14. Зависимость содержания воздуха
в воде от температуры при нормальном
барометрическом давлении
В расчетах приток воздуха через
неплотности соединений, зависящий от
периметра прокладочных уплотнений, типа
соединений и качества монтажа,
принимают равным 0,05—0,07 кг/час на пог, м
периметра прокладочных уплотнений.
Конструкции воздухоотсасывающих
устройств разнообразны: поршневые и
центробежные насосы, водоструйные и
пароструйные эжекторы. Наиболее
распространены пароструйные эжекторы, простые по
конструкции и надежные в эксплуатации.
Их выполняют в виде двухступенчатых
агрегатов с промежуточными и концевыми
конденсаторами. Количество паровоздуш-

ЭЖЕНТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
421
ной смеси, удаляемой воздухоотсасываю-
щими устройствами,
GCM = Gl(l + 0,622 Ев.\ кг/час, (Ц)
где рп и pi— соответственно парциальные
давления водяного пара и
воздуха, мм рт. ст.;
d — количество воздуха, кг/час.
Расход рабочего пара в пароструйных
воздушных эжекторах зависит от
разрежения в главном конденсаторе, числа
ступеней воздухоотсасывающего агрегата,
параметров рабочего пара. В среднем расход
пара составляет от 16 до 40 кг на 1 кг
отсасываемого воздуха.
Конструктивно воздушные эжекторы
аналогичны главным эжекторам, а
конденсаторы воздухоотсасывающих устройств —
главным конденсаторам.
Удаление конденсата и рабочей воды
производят следующим образом:
свободным сливом под уровнем воды
(гидравлический затвор) в резервуары,
расположенные на высоте 10,5—11 м ниже
уровня воды в аппаратах, и далее обычными
насосами (барометрические смешивающие и
поверхностные конденсаторы и испарители);
обычными или специальными насосами
непосредственно из аппаратов;
паровыми эжекторами (поверхностные
Конденсаторы).
Абсолютное давление во всасывающем
патрубке насоса или конденсатного
эжектора должно быть выше давления
насыщения, соответствующего температуре
перекачиваемой воды, что обеспечивается
установкой насоса или эжектора ниже уровня
воды в аппаратах.
Специальные коыденсатные насосы и
насосы для перекачки рабочей воды имеют
высоту всасывания до 9,5 м вод. ст. По
конструкции они сходны и отличаются только
производительностью и напорными
характеристиками. К. п. д. таких насосов
составляет 0,4—0,6.
В конструкции специальных насосов
предусмотрены отвод несконденсировав-
шихся газов и паров из всасывающей
полости и тщательное гидравлическое
уплотнение сальников, препятствующее
проникновению атмосферного воздуха.
В конденсатных эжекторах (рис. 15)
расход рабочего пара составляет около 0,03 кг
на 1 кг отсасываемого конденсата.
Регулирование производительности
и автоматизация машин
Изменение количества холодного и
рабочего пара в эжекторе может привести
к неустойчивому режиму работы, поэтому
регулирование количества пара не
производят. В отличие от компрессионных
машин, в которых регулирование
достигается уменьшением циркуляции рабочего
вещества, в эжекторных машинах оно
осуществляется уменьшением числа
работающих эжекторов и, следовательно, может
быть только ступенчатым. Диапазон и
етупени'регулирования определяются
количеством и производительностью главных
эжекторов. Эжектор отключают
прекращением подачи рабочего пара.
Схемы регулирования отличаются
принципом и конструктивным выполнением
затворов, препятствующих выравниванию
давлений в испарителе и конденсаторе.
Рис. 15. Конденсатный эжектор: 1 — диффузор, 2 — камера всасывания, з — паровой
штуцер, 4 — водяное сопло, 5 — паровое сопло, 6 — регулировочное кольцо

422
ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Практически возможны три схемы
регулирования [3]:
с отделением испарителя от
конденсатора запорной арматурой, установленной
между испарителем и эжектором или между
эжектором и конденсатором;
с несколькими главными конденсаторами,
каждый из которых обслуживает зжектор
или группу эжекторов, определяющих
ступень регулирования;
с разделением испарителя на полости
регулирования.
Конденсат
Рис. 16. Схема регулирования: 1 — испаритель,
2 — главный конденсатор, з — вспомогательные
конденсаторы и эжекторы, 4 — насос конденсат-
ный, 5 — насос рабочей воды, б — потребители
холода, 7, 8 — водяные затворы, 9 —
электроконтактный мановакуумметр, ю — датчики
Наиболее простой и доступной для
автоматизации является третья схема (рис. 16).
Каждый главный эжектор или группа
эжекторов имеют свою полость (секцию)
испарителя, отделенную от остальных
полостей герметичными перегородками и
водяными затворами у входа и выхода рабочей
воды. Для уменьшения производительности
машины закрывается вентиль СВ1 и
прекращается доступ рабочего пара в отключаемый
эжектор. При этом в соответствующей
секции испарителя устанавливается давление
конденсации, а водяные затворы под
действием разности давлений конденсации и
испарения препятствуют прохождению
рабочей воды через эту секцию и
автоматически отключают ее от работающих секций
испарителя.
Вспомогательные воздушные эжекторы
продолжают работать, поддерживая вакуум
в аппаратах при выключении всех главных
эжекторов, что обеспечивает их
последующее автоматическое включение при
увеличении тепловой нагрузки.
Автоматическое поддержание требуемой температуры
рабочей воды достигается установкой на
линиях рабочего пара соленоидных
вентилей СЫ и СВ2, заправляемых датчиками.
Защита машины осуществляется
электроконтактным мановакуумметром,
сблокированным с соленоидным вентилем СВ2,
перекрывающим магистраль рабочего пара при
чрезмерном повышении давления в
конденсаторе.
Конструктивно-эксплуатационные
показатели
Холодопроизводительность главного
эжектора определяется весовым
количеством холодного пара, отсасываемого из
испарителя. Предельное критическое значение
отношения давлении е =
Ро
данного
эжектора зависит от величины коэффициента
удельного расхода пара ад. Устойчивая
работа эжектора возможна лишь до тех пор,
пока отношения давлений находятся в
пределах, на которые рассчитан эжектор. Если
величина е становится выше предельной,
работа эжектора будет неустойчивой,
его производительность уменьшается,
а при дальнейшем увеличении г резко
падает до нуля (рис. 17). При увеличении
Ь/о
160
160
РО
100
80
60
40
20
'
t0 -const
s'
Q<rW
p
\
\
и
tf
1
\
\
Y
s
У
\
\
r
\
/\ 1' J'\ \ 5 6 7 в 9 W\l U /J
г
\ fOf 1
\UL \
0 12 3*56 c^f
Рис. 17. Зависимость холодопроизводи-
тельности от температуры испарения и
характеристика работы эжектора при расходе
пара: 1 — нормальном, 2 — повышенном
количества рабочего пара эжектор может
выйти из зоны неустойчивой работы и его
предельная степень сжатия (показано
пунктиром) повысится. Оптимальное значение
ад соответствует предельному значению
. [4, 5].
Эжекторные машины рассчитывают на
температурные условия, определяющие
самое высокое значение е, возможное в
эксплуатации, с тем чтобы обеспечить устой-

ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
423
чивый режИхМ работы. Поэтому
основное время эжекторы работают на
допредельных режимах, т. е. при неоптимальных
значениях ад.
В некоторых конструкциях машин,
предназначенных для работы в широком
диапазоне степеней сжатия, в эжекторах
для повышения экономичности
предусматривают два венца сопел; при работе на
допредельных режимах уменьшают расход
рабочего пара путем выключения одного
из венцов. Уменьшение расхода рабочего
пара возхможно также путем его
дросселирования у входа в главные эжекторы [6].
При постоянной температуре испарения
отношение давлений, преодолеваемое
эжектором, определяется давлением в
конденсаторе рк, зависящим от ряда факторов.
Основным из них при прочих равных
условиях является температура охлаждающей
воды, повышение которой на 1°С
увеличивает отношение давлений на 7—10%. В
отдельных случаях повышение температуры
охлаждающей воды можно компенсировать
увеличением ее количества и, наоборот,
уменьшением его при низкой температуре
воды.
Давление конденсации практически не
оказывает влияния на холодопроизводи-
тельность эжекторных машин, пока оно
находится в пределах, соответствующих
допустимому для данного эжектора
отношению давления. Характеристика О0=/(-—
\Ро.
(рис. 17) не изменяется при t0 = const.
В пределах температур рабочей воды
от 0 до +15°С холодопроизводительность
эжекторных машин в зависимости от
температуры испарения изменяется прямолинейно
(рис. 17). При крутой характеристике Q0 —
= f(t0) холодопроизводительность установки
с эжекторными машинами в часы
кратковременных пиковых нагрузок может быть
значительно увеличена (небольшое повышение
температуры испарения).
Ориентировочный расход рабочего пара
может быть определен графически (рис. 18).
Расход охлаждающей воды в
эжекторных машинах в 3—4 раза больше, чем в
компрессионных холодильных машинах.
Основное количество воды здесь затрачивается
на конденсацию рабочего пара и зависит от
типа конденсаторов, температуры воды и
экономических факторов. Значения расхода
охлаждающей воды для машин со
смешивающими конденсаторами 0,3 ; 0,7, с
поверхностными конденсаторами от 0,4 до 1,0 л/3
на 1000 ккал/час. Если возможно, следует
увеличивать кратность охлаждения в
конденсаторах, с тем чтобы снизить температуру
конденсации и сократить расход рабочего
пара.
38 tg X
Рис. 18. Зависимость расхода сухого
насыщенного пара от tK и р
При проектировании систем охлаждения
для выбора эжекторных машин проводят
сравнительный технико-экономический
анализ различных типов холодильных машин.
Достоинства эжекторных машин:
безопасность, надежность в эксплуатации, низкая
первоначальная стоимость оборудования,
простота и небольшая стоимость ремонтов
и обслуживания, возможность установки
непосредственно в производственных
помещениях, а машин с барометрическими
смешивающими конденсаторами — на
открытых площадках.
Основным недостатком эжекторных
холодильных машин являются низкие
энергетические показатели, однако в ряде
случаев применение их оказывается
экономически выгоднее, чем кохмпрессиоыных и дру-
Основные характеристики пароводяных эжекторных холодильных машин (завод «Компрессор»)
Марка
5Э
7Э
! 8Э
НУ
I3B0-
2*
ft О
Холодоп
дительно
ккал/час
300 000
360 000
600 000
1 СЮО 000
а ра-
у вы-
гари-
а w
Темпера
бочеи во
хода из
теля, °С
+ 4
+ 8
+ 8
+ 12
?3
^2
Темпера
охлажда
воды, °С
+ 24
+ 22
+ 22
+ 38
або-
ати
с;
<D о5
Давлени
чего пар
6,0
7,0
7,0
1.0
1 о
О о
о <з
ft"T-
Расход
пара, кг
1800
1000
1600
7500
3 ^
о °
г-г'Я
200—300
200
300
600—700
Вес, кг
3700
3700
5000
5500
Габаритные
размеры (длина,
ширина и высота)
3,4 х 3,6 х 2,8
3,2 х 1,65 X 2,75
4,7 х 1,65 X 2,75
3,5 х 2,9 X 5,8
Тип
конденсатора
Поверхностный
То же
» »
Смешивающий
барометрический

424
ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
гих холодильных машин, особенно при
наличии дешевого низкопотенциального пара.
В таблице даны характеристики
пароводяных эжекторных холодильных машин,
выпускаемых заводом «Компрессор».
Аммиачные и фреоновые эжекторные
машины
Эжекторные аммиачные и фреоновые
холодильные машины не применяются в
промышленности.
Перспектива применения фреоновых
машин (ф-12) связана с возможностью
использования низкопотенциального тепла.
Схема такой машины не отличается от
принципиальной схемы, показанной на рис. 1.
Вспомогательные воздухоотсасывающие
устройства отсутствуют, так как давление
конденсации выше атмосферного. Опытом
установлено, что при температуре кипения
фреона в парогенераторе +70°С (температура
конденсации +26°С, испарения +5°С)
коэффициент удельного расхода пара в
эжекторе колеблется в пределах 3,3—4 кг 1кг
[7, 8, 9].
Схема аммиачной эжекторной машины
аналогична фреоновой. В качестве
источника энергии подводится тепло более высокого
потенциала. В интервале температур t0 =
= —10°С и tK = +25°C должны быть в
парогенераторе пары относительно высокого
давления — около 30 ата. При этом
коэффициент удельного расхода пара составляет
25—33 кг/кг. Для более низких температур
испарения необходимо еще более высокое
давление рабочего пара и, следовательно,
тепло высокого потенциала.
В некоторых машинах малой
производительности осуществляется бинарный ртутно-
паровой цикл. В качестве рабочего пара
используют пары ртути, холодильным
агентом служит вода или незамерзающие
растворы.

ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СЖИЖЕНИЯ ГАЗОВ
Области применения очень низких
температур разнообразны. В технике глубокого
холода наибольшее значение имеют
температуры от —175 до —195°С, при которых
возможно сжижение и разделение воздуха,
искусственных и природных газов.
При весьма низких температурах
(вблизи абсолютного нуля) открыты необычные
свойства материи — сверхпроводимость
некоторых металлов, сверхтекучесть гелия
и другие.
Магнитные холодильные машины могут
непрерывно поддерживать температуру
ниже 1°К (от 0,3 до 0,8°К). В отдельных
случаях при использовании
магнитно-калорического эффекта были достигнуты
температуры 0,000015°К.
При сжижении и разделении воздуха
получают кислород, азот и редкие газы
(аргон, неоно-гелиевую смесь, криптон и
ксенон); искусственных газов — водород,
метан, этан, этилен, пропан и бутан; при
разделении природных гелионосных газов —
гелий. Эти газы необходимы для различных
отр а слей пр омыгал енности.
Кислород применяют для резки и
сварки металлов. В последние годы его широко
используют для интенсификации доменного
процесса, выплавки стали в мартеновских
печах, выплавки специальных
легированных сталей. В цветной металлургии
кислород необходим при плавке различных руд,
для получения меди, цинка, никеля и
других металлов; в химической
промышленности — для интенсификации процессов
производства азотной, серной кислот; при
газификации твердого топлива (угля, торфа,
сланцев) с целью получения
высококалорийного газа. Кислород используется и
в ряде других отраслей промышленности:
нефтяной — производство синтетического
бензина, бумажной — интенсификация
процессов получения целлюлозы из древесины,
авиационной — реактивные двигатели.
Азот применяют в значительных
количествах для производства азотистых
удобрений, аммиачных солей и специальных
целей. Будучи нейтральным газом, он
является взрывобезопасным агентом в
установках глубокого холода.
Вместе с аргоном он служит
наполнителем ламп накаливания.
Извлекаемые из воздуха редкие газы —
аргон, криптон и ксенон — используются
в различных отраслях народного
хозяйства.
Аргон применяют как наполнитель
ламп накаливания и телевизионных; для
сварки алюминиевых и магниевых сплавов,
используемых в авиационной,
автотракторной и других отраслях
промышленности.
Криптон и ксенон служат для
наполнения ламп накаливания.
Исключительно большое
народнохозяйственное значение приобретают водород и
углеводородные газы — этилен, этан и
метан.
Водород, получаемый в установках
разделения коксового, водяного и
углеводородных газов, используют для синтеза
аммиака, производства искусственного
жидкого топлива, дейтерия и тяжелой
воды.
Этилен и этан применяют в качестве
исходного сырья для искусственных
спиртов и на заводах синтетического каучука.
Метан после его сжижения
представляет собой лучшее жидкое топливо с
высокими антидетонационными свойствами.

426
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Реальные газы. Уравнения
состояния
Основными рабочими веществами в
установках глубокого холода являются воздух,
метан, этилен, искусственные и природные
газы.
Эти газы представляют собой реальные
газы. Для определения параметров —
давления, объема и температуры реальных
газов — предложено свыше 150 эмпирических
уравнений состояния [1].
Из них следует отметить уравнения
Ван-дер-Ваальса, Бертло,
Битти-Бриджмена и Вукаловича-Новикова.
Уравнение Ван-дер-Ваальса [1,2, 3, 4,
5, 6 1
Р +
(v — b) = R-T
A)
дает хорошую качественную характеристику
изменения состояния реального газа.
Значения констант а и Ь для некоторых газов
приведены в табл. 1.
Таблица 1
Константы а и Ъ в уравнении Ван-дер-Ваальса
Газ
Азот .
Этилен
Водород
Метан
Гелий
Неон
Криптон
Ксенон
Константы
о, nrna c./U6 j b, см,3
1,347- 106
1,36 • 10в
1,35 • 10в
1,33 • 106
3,6 • 10в
4,48 - 106
0,245- 10e
2,25 • 106
0,032- 106
2,12 • 106
2,31 - 10е
4,1 - 10е
38,6
31,9
32,3
36,6
42,8
57,2
26,6
42,8
23,4
62,0
39,8
57,4
Уравнение Бертло [1, 2, 3, 4, 5, 6]
p+
7V
(t> — b) = R ¦ T.
B)
Значения величин, полученные по
уравнению B), хорошо совпадают с опытными при
давлениях, не превышающих несколько
атмосфер.
Константы а и Ъ в уравнении Бертло
могут быть выражены через критические
параметры:
16
• V
кр
"кр
4~'
Уравнение Битти-Бриджмена [4, 7, 8]
po=BT[t+B.(±-?J]X
X И
с \
' vT2
¦а
C)
где a, b, A0f В0, С
константы,
определяемые
эмпирически [5, 6];
v — мольный объем,
л/г-молъ',
р — давление, а та;
Т — температура, °К;
В — газовая постоянная
0,08206 л . ата/г-
молъ °К.
В табл. 2 приведены значения констант
уравнения C) для некоторых газов (см.
также «Холодильные агенты»).
В пределах температур и объемов,
указанных в табл. 2, уравнение
Битти-Бриджмена дает отклонения от
экспериментальных величин в среднем не более 0,18%.
Уравнение Вукаловича-Новикова [1,2,
6], учитывающее ассоциацию молекул:
Р+р) -(v-b) = R
Г/1
С
5 + 2/тг
i,D)
где а, Ь, В, С, т — константы.
Для двухатомных газов т = 1 и
уравнение D) принимает вид:
С-р\
Константы
а=3./>к
¦ Ъ) = RT 1
E)
кр.
Ь = Т
В — газовая постоянная.
Постоянная С определяется опытным
путем.
Таблица 2
Значения констант в уравнении Битти-Бриджмена [7]
Газ
А0
0,0216
0,1975
1,3445
1,4911
1,3012
2,2769
а
0,05984
— 0,00506
0,02617
0,02562
0,01931
0,01855
Во
0,01400
0,02096
0,05046
0,04624
0,04611
0,05587
b
0,0
— 0,04359
— 0,00691
4- 0,004208
— 0,01101
— 0,01587
С
0,0040 • 104
0,0504 • 104
4,20 • 104
4,80 - 104
4,34 • 104
12,83 - 104
Пределы
температуры,
°С
400 до — 252
200 до — 252
400 до — 149
100 до — 117
200 до — 145
200 до 0

Минимальный объем
100
100
180
110
125 1
166

ТЕРМОДИНAMИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СЖИЖЕНИЯ ГАЗОВ
427
Сжимаемость газов. Изменение
параметров реального газа не следует законам
идеального газа. Для определения
параметров реального газа необходимо вносить
поправочные коэффициенты: степень
сжимаемости р (число Амага) и коэффициент
сжимаемости ?.
Степень сжимаемости [1, 3, 5, 6]
р • v
Ро • Щ
F)
* RT
W
0,9
0,8
0,7
0,6
\czi
г
1
\
1
\
//2Ч
сог
\
\
~*~"'
1
Die
jh^*
~^Возду
^Дг
С
Hj-
*****
*
•""
' О 20 40 60 80 100 110 ПО 160pкг/см*
Рис. 1. Сжимаемость некоторых реальных
газов при температуре 15° С
Коэффициент сжимаемости
р • v
G)
Полагая, что при нормальных условиях
p0va = RT0, зависимость между
коэффициентом и степенью сжимаемости
е=р
т
(8)
Для двух различных состояний
реального газа (по уравнению 7)
PlVl
?i -Тг
/№
Ъ-Т2'
(9)
С помощью уравнения G) можно определять
параметры реальных газов, если известны
коэффициенты сжимаемости.
На рис. 1 [6] приведены коэффициенты
сжимаемости некоторых реальных газов при
различных давлениях и температуре 15°С,
на рис. 2 — диаграмма р, pv для воздуха
[5, 6, 8, 9, 10].
Закон соответственных состояний. Если
давление, объем и температуру реального
газа выразить через критические параметры
Р
Ркр
= *>
wKp
кр
то характер качественных изменений
состояния для всех газов оказывается примерно
одинаковым, что является следствием
приближенного закона соответственных
состояний (см. «Холодильные агенты»). Ве-
0 20 40 60 80 100 ПО 140 160 180р кг/см2
Рис. 2. р, pv-диаграмма для воздуха
личины тг, ср и Ь называются приведенными
давлением, объемом и температурой.
Подставив в уравнение A) значения
постоянных а и &, выраженных через
критические параметры, и введя приведенные
параметры, получим [1, 3, 5, 6, 11]:
Г
C<р — 1) = 8&.
(Ю)
Это уравнение называется приведенным
уравнением Ван-дер-Ваальса и с
качественной стороны хорошо отражает общие
закономерности изменения состояния реальных
газов.
Если на основании опытных данных
выразить сжимаемость *~ как функцию
приведенных параметров ~ и ft, можно получить
хорошие количественные результаты.
На рис. 3 [3, 5, 6] дана зависимость
коэффициентов сжимаемости от приведенного
давления при различных значениях
приведенной температуры. Коэффициенты
сжимаемости составлены по средним величинам
для большого числа реальных газов. Рас-

428
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
хождения с опытными данными находятся
в пределах 2 -f- 6%. Для водорода и гелия
лучшие результаты получаются при
использовании величин
>кр + 8
&' = ;
вместо п и 9-.
[1, 3. 5, 6, 8]. Различают
дифференциальный и интегральный эффекты Джоуля-Том-
сона (см. «Термодинамические основы
холодильных машин»).
Дифференциальный эффект Джоуля-Том-
сона для воздуха и кислорода в
определенном диапазоне изменения параметров мож-
ио
1,00
0,80
0,60
0,40
0,20
!сэ1Ш
Nil
Lea 11
3,00
3,5
0 &
"JSL
\l20ysr.
\узЖ
-5,00
2,50
2,00
0 1fi 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 ft
25 30 35 40 45 П
Рис. З. Коэффициенты сжимаемости газов в зависимости от приведенного давления
Методы получения низких температур
В технике глубокого холода для
получения низких температур применяют [4,
5, 6, 11, 12]:
дросселирование,
адиабатическое (изоэнтропическое)
расширение с отдачей внешней работы.
Кроме этих основных процессов
используют предварительное охлаждение
газа с помощью жидкостей, кипящих при
низких температурах (аммиак, фреон,
этилен). Для получения температур —252,7°С
и —268,9°С, при которых происходит
сжижение водорода и гелия, применяют
предварительное охлаждение с помощью
кипящих жидкого воздуха или жидкого
азота.
Температуры, промежуточные между
температурами кипения водорода и гелия,
получают с помощью адсорбционного
метода.
Весьма низкие температуры, близкие
к абсолютному нулю, достигаются путем
адиабатического размагничивания
парамагнитных солей.
Дросселирование газа. Эффект Джоуля-
Томсона. При адиабатическом (без
теплообмена с окружающей средой)
дросселировании реального газа происходит изменение
его температуры (эффект Джоуля-Томсона)
но приближенно определить по
эмпирической формуле [5, 6]
at = (a -
¦ад.ет
Кт
A1)
для воздуха 0,268;
» кислорода 0,313;
0,00086
0,00085
Из уравнения A1) видно, что с
увеличением давления at уменьшается. Если а =
= Ьр, то а( = 0. При дальнейшем увеличе-
а Y Y
нии давления р ;> ,- коэффициент at
становится отрицательным. В этом случае
после дросселирования реального газа
температура повышается. Точка, в которой
дифференциальный эффект Джоуля-Томсона
a-i равен нулю, называется точкой инверсии.
Для воздуха в точке инверсии
0,268 ол.
0,00086
для кислорода
0,313
= 368 ата.
у ~ 0,00085
Каждому давлению соответствуют две
точки инверсии: одна в области газа, другая
в области жидкости.

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СЖИЖЕНИЯ ГАЗОВ
429
В термодинамике доказывается, что Джоуля-Томсона). Количество холода
аг = 0 в тех точках состояния рабочего (удельная холодопроизводителыюсть)
тела, для которых
,fdv\
AiT= ATi' Cp ккал\кг.
A2)
A5)
Величина Aj^ называется изотермическим
эффектом дросселирования и измеряется
25 50 75 100 125 t50 175р П/СМ*
Рис. 5. Изотермический и интегральный
эффект дросселирования для воздуха
количеством тепла, которое необходимо
сообщить 1 кг охлажденного воздуха, чтобы
нагреть его до
первоначальной температуры.
240° 260° 280° 300° Величина
изотермического эффекта дросселиро-
ОЬ вания представляет собой
разность энтальпий воздуха
высокого и низкого давле-
02 ний при одной и той же
температуре:
Hl'p ^2 *
н-
A6)
100° 120° 1k0° 160
188° 260° 220° 240° 260° 280° 300T°К На рис. 5 приведены
значения изотермического
и интегрального эффектов
-160 -1U0 -120 -100 -80 -60 -ЬО -20
+20 t°C
Рис. 4. Дифференциальный эффект Джоуля-Томсона a i для воздуха; дросселирования для воз-
пограничные кривые: 1 — жидкости, 2 — пара духа [10].
A3)
A4)
Охлаждение происходит, когда
а нагревание в случае
'(?).«
На рис. 4 показана зависимость
дифференциального эффекта Джоуля-Томсона
от начальной температуры воздуха, при
различных давлениях [5, 6].
Количество холода, получаемого после
дросселирования. После дросселирования
сжатого воздуха температура его
понижается на величину ATt (интегральный эффект
Термодинамические диаграммы
На основе экспериментальных данных
об эффекте Джоуля-Томсона были
составлены термодинамические диаграммы Т, i;
s, T и s, i для 1 кг воздуха. В настоящее
время имеются и опытные данные для азота,
метана, гелия, по которым были уточнены
их диаграммы.
В Т, г- и s, Г-диаграммах для вовдуха
(рис. 6 и 7) можно легко проследить
отдельные процессы: р — const, Т = const, i ==
= const, а также определить интегральный
эффект Джоуля-Томсона и изотермический
эффект дросселирования.
На Т, i-диаграмме нанесены изобары;
на s, Г-диаграмме — изобары и изоэнтальиы.

430
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Адиабатическое (изоэнтропическое)
расширение. При изоэнтропическом
расширении (s = const) можно получить весьма
низкие температуры.
Связь между температурами и давлением
при изоэнтропическом расширении
определяется для идеального газа формулой
Если воздух, сжатый до 80 аща при tx —
= 20°С, будет изоэнтропически
расширяться до 1 ата, то при k — 1,4 конечная
температура м
или — 189° С.
На энтропийной диаграмме (рис. 8)
нанесены пограничные кривые жидкости
и пара. Изоэнтропическое расширение
изображено вертикальной прямой I—1. В
конечной точке воздух находится в виде
слегка перегретого пара. При начальном
давлении 100 ата адиабата изображена
прямой II—2. Отрезки 2—А2 и 2—Ах
соответствуют весовым количествам жидкого и
парообразного воздуха. Для получения
в конце изоэнтропического расширения,
по прямой IV—А1У только жидкого
воздуха необходимы давления,
превышающие 450 тыс. ата. В технике глубокого
холода не применяют давлений выше
200—220 ата.
Адиабатическое размагничивание. При
кипении гелия под очень высоким вакуумом
можно получить температуру 0,7°К [13, 14].
Более низкие температуры достигаются
методом адиабатического размагничивания.
В 1926 г. Дебай, а также Джиок для
достижения температур, близких к абсолютному
нулю, предложили использовать
«магнитно-калорический эффект». Парамагнитное
вещество подвергается действию сильного
магнитного поля с одновременным охлажде-
60 80 100 ПО 1*0 160 180 Z00 220 2k0 260 280 300 Т°К
Рис. 6. Т, i-диаграмма для воздуха: а — интегральный эффект Дшоуля-Томсона;
б — холодопроизводительность процесса дросселирования без предварительного
охлаждения; в — холодопроизводительность процесса дросселирования при
предварительном охлаждении

ТЕРМОДИНAMИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СЖИЖЕНИЯ ГАЗОВ
431
300
280
260
2*0
220
200
180
160
ПО
120
100
80
J0',
&%
АО/.
Z?d
/
/=65 кал/кг^
1 //>
\ьФтъ
55/7/^
50А
М.
лу 1
Sr\r*
^\« \|= '
l i\i til 111
1 nf/MI
1*/j
/ / / /
hill
1 1 NIL
?Я N1/
§ГЩЖ
•U-i
М
'nil
1 'iff
№Й/
wk
f ff/KI / J
5P^.
1Л V
/Лгл^гЧ
/F&r
'\Mr
rvMt
Г у\«Jy
'л-4 A. >
4\o/ \/
\ \ ЛЯГ^ч/
^V?t X -¦¦
^?«3
\4V
' "Х~ч
HiJ-JMIfjU I
ипПШ! 1
Ш
/Tr<L
"^LJ/rL L
ir^^i
?4&?i-4
%Zo 1
II \
4
л
71/
M
/ V/
/7
II
tl
u
n
1
T\
f
J
_l
J
_j
_j
J
J
u i
-#?
-^
-/##
-120
-140
-160
-180
-ZOO,
-OJ
0,1 0,2 OJ 0,b 0,5 0,6 OJ 0,8 s
Рис. 7. s, Т-диаграмма для воздуха
к кал
кг°К
т°к\
S к кал/кг °К
Рис. 8. Процесс изоэнтропического
расширения в s, Т-диаграмме
Рис. 9. Схема аппарата для
получения температур, близких к
абсолютному нулю, методом
адиабатического размагничивания: 1 —
парамагнитная соль, 2 — катушки
магнитного термометра, з — полюсные
наконечники магнита

432
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
нием до температуры порядка 1°К; затем
производится размагничивание путем
выключения этого поля.
Кюрти и Симон [15] предложили
аппарат для получения весьма низких
температур методом адиабатического
размагничивания (рис. 9). Парамагнитную соль
(смесь двух квасцов) помещают в камере,
находящейся в ванне с жидким гелием,
кипящим под вакуумом, и подвергают
действию сильного магнитного поля.
Выделяющееся тепло отводится газообразным
гелием и передается через стенку жидкому
гелию. Из камеры откачивают гелий и
создают высокий вакуум. Далее магнитное
поле выключается и температура
парамагнитной соли падает. При размагничивании
парамагнитной соли в результате
уменьшения силы магнитного поля с 24075 до 1 гс
(начальная температура 1,174Ш) была
получена температура Т = 0,0044°К [16].
В настоящее время методом адиабатического
размагничивания удалось достичь
температуры 0,00114°К, а"при воздействии на
магнитный момент атомного ядра — 0,000015°К
[17].
ЦИКЛЫ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Теоретическая минимальная работа при
сжижении газа. Минимальная работа,
необходимая для охлаждения и сжижения
газа при постоянном давлении [4, 5, 6],
ALMUH = T1(sl-s0)-(i1-i0), A8)
где Тх — температура окружающей
среды;
s19 s0 — начальная и конечная
энтропия;
ilt i0 — начальная и конечная
энтальпия.
Минимальная работа при сжижении
воздуха (начальная температура tx = 20°С)
А^мин = Ti (si — so) — (h—io) =
= 293. 0,895 — 98,5 = 163 ккал/кг жидкого
воздуха
или
NMUH=- 0,19 квт-ч/кг жидкого воздуха.
Если применить обратный цикл Карно
и отнимать тепло от газа при неизменной
наинизгаей температуре источника, то
для сжижения воздуха необходимо
затратить работу:
Тх — Т2^ „0 г 293 — 80
^W/imjn "
-Q2 = 98,5-
или
N
-Парно— Tfi х« >" 80
: 262 ккал/кг жидкого воздуха
Карно = 0>305 кет-ч/кг жидкого воздуха.
Идеальный цикл сжижения в s,
T-диаграмме (рис. 10) можно представить
следующим образом. Газ сжимается изотермически
A—3) до давления р2. Выделяющееся тепло
отводится охлаждающей водой. Сжатый
газ адиабатически расширяется C—0),
совершая внешнюю работу, температура его
понижается и в конце расширения (точка 0)
он целиком сжижается. Далее процесс идет
по линии 0—2—1.
Количество отнимаемого тепла ix—i0 =
= 02 ккал/кг изображено площадью 1—2—
—О—3'—V—1, ограниченной кривой 1—2—
—О, осью абсцисс (Т = 0) и вертикалями,
соответствующими начальному и конечному
состояниям газа. Минимальная работа ALMUH
изображается площадью 1—2—0—3—1.
В цикле Карно количество отнимаемого теп-
3 Ъ t 4
Т°К1
Рис. 10. Идеальный цикл сжижения газа
и сравнение его с циклом Карно
ла Q2 равно i[—0—3'-4}—l\.ALKapM==
= 4—3—0—1[. При сравнении видно,
что площадь, выражающая работу цикла
Карно, больше площади, представляющей
теоретически минимальную работу.
Каскадный метод сжижения газа.
Каскадный цикл, состоящий из нескольких
Рис. 11. Схема каскадной установки для
сжижения азота: КД-И1 — КД-Из — конденсаторы-
испарители; С — сосуд для жидкого азота

ЦИКЛЫ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
433
холодильных циклов, по расходу энергии
является наиболее экономичным.
Каскадная установка Кеезома,
предназначенная для сжижения азота, состоит из
нескольких последовательно включенных
холодильных машин: аммиачной,
этиленовой и метановой (рис. 11). При
атмосферном давлении температура кипения метана
равна —161°С. Азот, сжатый до 18,6 ата,
при этой температуре сжижается.
Расход энергии для сжижения азота
N9 = 0,539 квт-ч/кг жидкого азота. Ввиду
сложности установки, необходимости
большого количества компрессоров, каскадный
метод не получил широкого применения для
сжижения воздуха.
Каскадная холодильная установка
(аммиак, этилен)
используется для сжижения
метана.
Циклы глубокого
охлаждения, применяемые в
промышленности. Различают
циклы глубокого
охлаждения [5, 6, 9, 10, 18, 19]:
с дросселированием;
с адиабатическим
расширением и отдачей внешней
работы;
комбинированные
(различные сочетания первых
двух основных циклов).
Циклы с
дросселированием (циклы Линде). В ц и к л е
с однократным
дросселированием (рис. 12,
13) воздух сжимается в
компрессоре КМ до 200 ата,
охлаждается в
холодильнике Т01 до температуры
теплообменнике Т02 до Т,
Расход энергии
№¦.
AKRT In ^
квт-ч/кг
К
860,8
жидкого воздуха; B0)
1 . ^из—изотермический к. п. д.
у\из ' компрессора; принимают
у\из = 0,59; тогда К =
= 1,69;
При рх = 200 ата, t = 30°C коэффициент
сжижения воздуха р = 5,4%, расход
энергии N1 = 4,1 квт-ч/кг жидкого воздуха.
Воздух 6Л.
Рис. 12. Цикл с
однократным дросселированием
Рис. 13. Изображение цикла с
однократным дросселированием в s, T-
диаграмме
Тх, затем в
2 и
дросселируется в сосуд с жидким воздухом, где
происходит отделение и накопление жидкости.
Коэффициент сжижения (количество
жидкого воздуха)
4
а (М — is) —(tfs+0») __
Mr
- (q% + q*)
ч
кг/кг,
A9)
где
-L = — А г
энтальпия воздуха при
1 и200 ama иг = const;
изотермический эффект
дросселирования;
i0 — энтальпия жидкого
воздуха при р = 1 ата;
q2 — потеря холода от недо-
рекуперации (неполного
использования обратных
газов);
qz — потери холода в
окружающую среду.
Цикл с однократным дросселированием
наиболее простой, но самый
неэкономичный. В случае предварительного
охлаждения воздуха до —45°С с помощью
вспомогательной холодильной установки
(например, аммиачной) цикл с однократным
дросселированием становится более
экономичным: холодопроизводительность
увеличивается вдвое, коэффициент сжижения
повышается в три раза, расход энергии
уменьшается в три раза.
Коэффициент сжижения воздуха при
предварительнохМ охлаждении
(i[ — ii) — (q* + qb) —bi'j—^q
Р
где iu i2
1г—г.
= —Д
.кг/кг, B1)
энтальпии воздуха при
1 и 200 ата и
температуре его t0 после
предварительного охлаждения;
Ss=
изотермический эффект
дросселирования при t0;
#2~f"?3— сумма потерь холода от
недорекуперации и в
окружающую среду.

434
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
При удельной холодопроизводительно-
сти во вспомогательной холодильной
установке Ке^ 1000 ккал/квт-ч расход энергии:
AKRT In ^ ¦ Qq
W. - 860 /I+100°
iv" = : кет-ч кг
жидкого воздуха, B2)
Q0 — количество холода, необходимое
при предварительном охлаждении 1 кг
сжимаемого воздуха:
Qo = (Ч — Ч) — (Ч — Ч) + Р (h — i[) +
+ cp(l-$).(Atnm-Atom), B3)
где АгптС — разность температур на
теплом конце предварительного
теплообменника;
At тС — то же, для основного
теплообменника.
При р = 200 шй, t0 — —45°С и
начальной температуре воздуха t — 30°С
коэффициент сжижения воздуха р = 16,4%, рас-
Дтмосферный
\ воздух
ст.н.д:
Колодные газы
из колонны-^
ТОнд.
РК
той
У Воздуха д.
N
IF*
"
Л Воздух 6. д.
а) ™
1
V
,v
У
8
3
W
V
~5>/
Лч
2 1
/4N
4*
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
I
\
\
\
\
\
\
\
/
/
X
/I
/
—i
V
рг
/
/
т<
/
{'°
а
<^—
S
РА
ход энергии N9 = 1,41 квпг-ч/кг жидкого
воздуха.
На рис. 14 приведена характеристика
цикла с однократным дросселированием.
?кг/кг | ] рр] ¦] f-fq j \ 1 \N$idlm
0,16
0,14
0,11 \~А !—V! 1—1 К Л : 1 \—\б
0,101—]—-\—[\—I—hTf—i4~l—h-—l^
0,08
0,06
0,0 U
0,01
0 20 40 60 80 100 110 МО 160 180ркуем2
Рис. 14. Характеристика цикла с однократным
дросселированием: без предварительного
охлаждения, с предварительным охлаждением
Цикл с двумя давлениями
применяется в установках большой
производительности для получения
газообразного кислорода или азота. Большая часть
воздуха сжимается до давления 6 ата,
необходимого для разделения воздуха, а
меньшая часть — до давления 120—140 ати
(при пуске 200 ати).
На рис. 15 показана схема цикла и
его изображение в s, Т-диаграмме. Воздух
низкого давления р2 в количестве М и
воздух высокого давления ръ в количестве
1— М охлаждается в теплообменниках и
поступает в ректификационную колонну РК.
N3
кдт/м302
1,1
1>0
0,9
0,7
0,6
0,5
аз
*)
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I i
I/
I/
!/
1
V
\{
У
л
/1
1 1
1/
у
N.
\
Ч
-•^
"*v
-^.
М-
~м~
N3
'111
-1-М-
.1-М.
—
—d
ZZJ
—i
Рис. 15. Дикл с двумя
давлениями воздуха: а — схема; б —
изображение в s, Т-диаграмме
О 20 40 60 80 100 120 140 160 180р кг/см*
Рис. 16. Характеристика цикла с двумя давлениями:
без предварительного охлаждения, —.—.—с
предварительным охлаждением

ЦИКЛЫ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
435
Доля
м =
воздуха низкого давления
(ii — Н) — (gs + g»)
-у, . . яг/кг. B4)
Расход энергии для получения 1 м3
кислорода при коэффициенте извлечения его
а и удельном весе атмосферного воздуха ?
Л.
+ (!¦
АЙГДТ1 .
X
L Pi
860а
квт-ч/м* О*. B5)
¦/'lj
16 приведены характеристики
Pi.
На рис.
цикла.
Цикл с двойным дросселированием или
циркуляцией воздуха высокого давления.
Схема цикла и его изображение в s, Г-диа-
грамме показаны на рис. 17. В компрессоре
сжимается М кг воздуха до давления /?2j
К нему присоединяется циркулирующий
воздух 1—М кг. Общее его количество 1 кг
сжимается до давления /?3. Сжатый воздух
охлаждается в теплообменнике; часть его
1—М после дросселирования до давления
Рис. 17. Цикле двойным
дросселированием: а — схема ; б—
изображение в s, г-диаграхмме
р2 проходит в обратном направлении через
теплообменник и возвращается в компрессор
высокого давления. Другая часть М
вторично дросселируется до рх = 1 ата.
Образующиеся пары поступают в теплообменник
и охлаждают воздух высокого давления.
Коэффициент сжижения с учетом потерь
холода
о (Ч — Ч) + M(ii — H) — Zq ,
р = ^ i_i_ ; L i кг/кг жид-
li — *о
кого воздуха. B6)
Потери холода ?</ в зависимости от М
принимают:
м
0,2
0,3
Lq | 1,94 J 2,31
0,4
0,5 !
2,69 3,06
Расход энергии
№ =
AKRT [In Р^ + М\п^\
Pa Pi)
860,3
квт-ч/кг
жидкого воздуха. B7)
Коэффициент сжижения воздуха j3 при
М = 0,3, р2 — 40 ата, pz = 200 ата и
to = —45°С составляет 13,7%.
Расход энергии
N1 = 0,9 квт-ч/кг жидкого воздуха.
Цикл среднего давления с детандером
(цикл Клода). Атмосферный воздух (рис. 18)
сжимается в компрессоре до давления
40—60 ати, охлаждается в теплообменнике
701 и разделяется на две части: 1—М
поступает в детандер и расширяется до
атмосферного давления, М охлаждается в
теплообменниках Т02 и ТОЗ и дросселируется
в сборник жидкого воздуха. Образующиеся
пары М — х проходят через теплообменник
ТОЗ и присоединяются к воздуху,
расширившемуся в детандере.
Коэффициент сжижения
о _ (И — Н) + A - М) fo — ij — fa+qj
-Д*'г+A — М) h0 rl0 — ?g
кг/кг. B8)
где i3 — г*4 — действительный теплопере-
над в детандере;
h0
^о :
и
адиабатический теплоиере-
иад;
адиабатический к. п. д.
детандера.
Расход энергии
АКИТЫ f A-Ж)Уг,Ид>
л»= аюр m *"*-«/*>
жидкого воздуха. B9)
у\м— механический к. п. д. детандера.
Цикл высокого давления с детандером
(цикл Гейландта). Воздух сжимается

436
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Рис. 18. Цикл среднего давления Рис. 19. Цикл высокого давле-
с детандером: а —схема; б — изо- ния с детандером: а—схема;б—
Сражение в s, Т-диаграмме изображение в s, Т-диаграмме
7LX
f
1
%
\s
%
'tf
' \
\]//
ш
w
{у
i7°C .
YA
'/
/
\Г\
/
t°c
о
-20
-40
-60
-80
-100
-120
-ПО
~1600 0,2 0J 0,6 0,8 М
Рис. 20. Зависимость количества
дросселируемого воздуха от
температуры перед детандером
до 180—200 ати (рис. 19)
и разделяется на две
части: М направляется через
теплообменник к
дроссельному вентилю, 1—М
поступает в детандер и
расширяется до атмосферного
давления. После
дросселирования получается жидкий
воздух, который
накапливается в сборнике,
насыщенные пары проходят
теплообменник Т02 и
присоединяются к воздуху,
расширившемуся в детандере.
Коэффициент сжижения
и расход энергии
определяются по формулам B8) и B9).
Количество
дросселируемого воздуха М зависит от
температуры перед
детандером (рис. 20),
Коэффициент сжижения
воздуха р = 0,185; isl =
= 1,16 квт-ч/кг жидкого
воздуха.
Цикл низкого давления
с детандером (цикл
Капица). В Советском Союзе
в Институте физических
проблем впервые было
осуществлено сжижение
воздуха при низком давлении с
помощью турбодетандера
(рис. 21). Воздух, сжатый
до 5—б ата, проходит
через теплообменник ТО и
разделяется на две части.
Большая его часть
расширяется в турбодетандере.
Небольшая часть C—4%)
сжижается при давлении
5—6 ата в межтрубном про-
Гк
')
Рис. 21. Цикл низкого давления с детандером: а — схема;
б — изображение в s, Т-диаграмме

ЦИКЛЫ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
437
странстве конденсатора КД и затем
дросселируется до давления 1 ата в сборник.
Турбодетандер конструкции П. Капица
представляет собой одноступенчатую реак-
Рис. 22. Схема турбодетандера Капица: 1 —
ротор, 2 — лопатки, з — корпус, 4 —
направляющие сопла, 5, б, 7 — лабиринтные уплотнения,
8 — демпфер
тивную турбину радиального типа (рис. 22).
Число оборотов п = 40-f-60 тыс. в минуту.
Воздух, охлажденный до 115°К,
поступает в направляющие сопла 4, затем в
каналы, образованные лопатками 2, и
выходит через центральную часть ротора 1.
Коэффициент сжижения и расход
энергии определяют по формулам B8, 29).
Расход энергии составляет 1,7 квт-ч/кг
жидкого воздуха.
Цикл с циркуляцией детандерного
воздуха (цикл Г ерша). Воздух в количестве
М (рис. 23) сжимается в компрессоре до
давления р2; затем к нему присоединяется
1—М циркулирующего воздуха и общее
количество, равное 1 кг, сжимается до
давления ръ = 200 ата. Сжатый воздух
разделяется на две части: 1—М
расширяется в детандере от давления р3 до р2>
а М охлаждается в теплообменниках Т01
и ТО2 и дросселируется до давления рг =
= 1 ата в сборник жидкого воздуха.
, В03дух н д.
\о/
3 2.М1
ЬД TJ
/ V/
5/- Щ/
*/ /г
7 \
5)
Рис. 2S.
духа: а •
Цикл с циркуляцией детандерного воз-
- схема; б — изображение цикла в s<T-
диаграмме
Коэффициент сжижения воздуха
о _ М (?t —?,) + (!—М) ; (i9 — h)
A
li — ^о
- М) h0 YH —
'^L кг/кг. C0)
Расход энергии (с учетом энергии,
возвращаемой детандером)
j?V? =
AKRT М
Рг
Рь\
ln^-f A— M)lnJ
Pi \ Р*\
A — М)к0У10У]л
8Щ
квт-ч/кз
жидкого воздуха.
C1)

438
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
При р2 = 10 ата и р3 = 200 ата
коэффициент сжижения воздуха р = 16,6%,
расход энергии NJ = 1 квт-ч/кг жидкого
воздуха.
Bккал/кг
П
го
18
16
1k
11
10
8
6
4
2
1 1
/ ^
к*
Ж/
щ°
°А
(ш
\
1
\
\
ш/
Л
№Э/
\
\
\
Чч-
1
$э
\
\
Л,
^Е
7**
\
ч.
1^
0^
Q
Q,
I
""^^.^
Л
V^,
Г^:
>Н
^-J
^п^
NjHdn/л/кг
8
Н4
/7
0 20 40 00 00 /00 720 /40 #0 /00р кг/см2
Рис 24. Сравнительные показатели основных циклов глубокого
холода; циклы Линде с однократным дросселированием: I — без
предварительного охлаждения, II — с предварительным
охлаждением; циклы с детандером (Клода и Гейландта): III — без предва
рительного охлаждения, IV — с предварительным
В случае предварительного охлаждения
цикл с циркуляцией детандерного воздуха
весьма экономичен: коэффициент сжижения
Таблица 3
Сравнительные энергетические характеристики
различных циклов
Цикл
N квт-ч/кг
жидкого I
воздуха
1}=-
NT
Идеальный
(теоретическая минимальная
работа для сжижения
воздуха)
Линде (с однократным
дросселированием) . .
Капица (с турбодетанде-
ром)
Линде (с однократным
дросселированием и
предварительным
охлаждением)
Клода-Гейландта ....
Высокого давления с
детандером и
предварительным охлаждением
С циркуляцией
детандерного воздуха и
предварительным
охлаждением
Каскадный
0,19
4,1
1,7
1,41
!— 1,1
0,8
0,68
0,539
0,046
0,112
0,135
0,146-0,1731
0,238
0,279
0,352
р = 25,8%, расход энергии №э=0,в8квт-ч/кг
жидкого воздуха.
Сравнение основных циклов глубокого
холода. Сравнительные показатели
основных циклов глубокого
холода приведены на рис. 24.
Энергетические
характеристики различных цик-
лов приведены в табл. 3.
Холодильная машина
Филипса для сжижения
воздуха. В машине [6, 20]
осуществляется замкнутый
холодильный цикл в пределах
давлений от 16 до 35 ата.
В качестве рабочего тела
применяется водород или
гелий. Идеальный цикл
состоит из двух изотерм и
двух изохор (см.
«Термодинамические основы
холодильных машин»).
Конструкция машины
Филипса и ее устройство
показаны на рис. 25.
Основной поршень 1
приводится в движение от двух
шатунов 6. Вспомогатель-
ныйпоршень-вытеснитель 16
укреплен на штоке 9,
проходящем через середину
основного поршня, и соединен
с шатуном 10. Угол
поворота между шейками 7 ж 11
должен обеспечить
соответствующие изменения объемов при
движении поршней.
Газ из объема сжатия 4 поступает
через отверстия 12 в теплообменник 13,
затем в регенератор 14 и теплообменник 15,
предназначенный для аккумуляции
холода.
Верхняя часть теплообменника 15
примыкает к объему расширения 5.
Вытеснитель состоит из поршня 10 и
колпака 17. Колпак изготовлен из металла
с малым коэффициентом теплопроводности
и заполнен изоляцией, чтобы избежать
конвекционных токов. Жидкий воздух
собирается в круговом канале 19 и отводится
по трубке 20.
Воздух, предназначенный для
сжижения, проходит через патрубок 23 в
отверстия пластин 24, насаженных на трубу 25,
соединенную с конденсатором. На
холодных пластинах происходит вымораживание
влаги, а затем углекислоты, поэтому в кон;
денсатор попадает полностью очищенный
воздух.
Теплообменник ТЗ имеет большое число
трубок малого диаметра, расположенных
вертикально.
Насадка регенератора состоит из боль;
шого количества колец, свитых из тонкой
охлаждением

ЦИКЛЫ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
439
проволоки, и заключена снаружи и
изнутри в обойму из нейлона.
Теплообменник IS представляет собой
массивную медную поковку с большим
числом канавок (шлицов) с внутренней и
наружной сторон.
Картер машины закрытого типа
заполнен рабочим веществом. При
заполнении 1 аз подается и:* ресивера 27 и через
трубу 28 с обратным клапаном 29 поступает
в объем 4.
Небольшие утзчки газа восполняются
из ресивера 27.
Жидкий воздух отводится через
изогнутую трубку в сосуд Дьюара. При
конденсации воздуха через патрубок 23 поступает
такое же количество свежего воздуха,
сколько его сжижилось. В конденсаторе
автоматически поддерживается температура
—194°С.
Эксплуатационные показатели машины
при температуре охлаждающей воды,
равной 15°С, приведены в табл. 4.
Отличительными особенностями машины
Филипса являются ее компактность,
высокая экономичность, отсутствие вентилей
и простота эксплуатации.
Сжижение водорода и гелия. Сжижение
водорода и гелия Камерлинг-Оннес
осуществил каскадным методом. Для
сжижения водорода каскадная установка
(Лейденская лаборатория в Голландии) была
Рис. 25. Машина Филипса для сжижения воздуха: 1 — основной поршень, 2 —
цилиндр, 3 — корпус, 4 — объем сжатия, 5 — объем расширения, б — два шатуна для
основного поршня, 7 — шейки, 8 — коленчатый вал, 9 — таток вытеснителя, ю —
шатун вытеснителя, 11 — шейка, 12 — отверстия для соединения с теплообменником и
регенератором, 13 — теплообменник, 14 — регенератор, 15 — теплообменник, 16 —
поршень-вытеснитель, 17 — колпак вытеснителя, 18 — конденсатор для сжижения воздуха,
19 — круговой канал, 20 — спускная трубка, 21 — изоляционная рубашка, 22 —
кожух, 23 — патрубок для впуска воздуха, 24 — пластины с отверстиями, 25 — труба для
пластин, 26 — сальник, 27 — ресивер, 28 — соединительная труба, 29 — обратный
клапан, 30 — сосуд Дьюара

440
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
дополнена неоновой холодильной машиной,
для сжижения гелия — водородной
машиной.
Таблица 4
Эксплуатационные показатели машины Филипса
Состояние
воздуха
Сухой . .
Влажный
Пусковой
период, мин.
13

Продолжительность
непрерывной
работы
Несколько
дней
20—30 час.
Количество
жидкого
воздуха, кг/час
5,8
4,8—5,8
Мощность,
кет
5,8
5,8
Удельный
расход
энергии, квт-ч]кг
жидкого
воздуха
1,0
1-1,2
Лабораторный ожижитель водорода
[6, 10, 21] — Институт физических
проблем. Водород (рис. 26) сжимается в
компрессоре до 150 ата, затем последовательно
проходит через теплообменник Т01, ванну
с жидким воздухом В, теплообменник Т02
и дросселируется до 1 ата. Обратный газ
через теплообменники Т02 и Т01
возвращается в компрессор.
Для восполнения убыли водорода,
отводимого в жидком состоянии, в сжижитель
вводится газообразный водород, который
предварительно охлаждается в
теплообменнике Т01, в ванне жидкого воздуха В и
затем поступает в сборник.
Лабораторный сжижитель гелия [8,
10, 22] — Институт физических проблем.
Сжатый (рис. 27) в компрессоре гелий (р =
= 32 ата) проходит теплообменники Т01,
Т02, ТОЗ, Т04, а также ванны с жидким
воздухом В1, жидким водородом В2,
водородом, кипящим под вакуумом, ВЗ и
дросселируется в сосуд с жидким гелием. После
дросселирования газообразный гелий
проходит в обратном направлении
теплообменники Т04, ТОЗ, Т02 и Т01\ жидкий гелий
постепенно накапливается в сборнике С
Для восполнения гелия должен быть
предусмотрен ресивер с чистым газом,
откуда он поступает в сжижитель.
Лабораторный гелиевый сжижитель
Капица [5, б, 10,14, 23]. Сжатый до 25—30 ата
гелий (рис. 28) поступает в
теплообменник Т01, затем в змеевик, где
предварительно охлаждается жидким азотом, ки-
1 КМ
II
^ш
**~*~^~щ
пи
ргпщ
I I
Т01
ч
-] Т
?°
?
Рис. 26. Схема
лабораторного
ожижителя водорода
Т01\
Жидкий
61
доздух7
Т02\
В2\
лз\
7VJ
! вз
I I-
Г04
Гелий б.д^дц**
н
t
I L- Вакуум,
h ! Дпйппп.
^Сжатый
-Гелий н.д.
Ужидкий гелий
Рис 27. Схема лабораторного
сжижителя гелия
\КМ
Т01
п
К
иг
км
Азот
Гелий 8.6.
Гелий н. д.
Рис. 28. Схема
лабораторного
сжижителя гелия
Капица
Рис. 29. Схема
сжижителя гелия
Симона: 1—сосуд с
активированным углем, 2,
3 — вакуумные
сосуды, 4—сосуд Дьюара,
5 — камера для
испытаний, 6 — труба

ЦИКЛЫ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
441
пящим под вакуумом при температуре
65°К. Большая часть гелия B8 м$/час,
или 87,5%) по выходе из теплообменника
Т02 направляется в детандер ДТ, после
расширения в котором температура гелия
понижается до 10°К и он используется
для охлаждения другой части газа в
теплообменнике ТОЗ, затем проходит
теплообменники Т02 и Т01 и возвращается в
компрессор.
Меньшая часть гелия D м2/час1 или
12,5%) проходит теплообменники ТОЗ и
Т04 и дросселируется в сборник С, где
частично сжижается. Насыщенные пары
гелия возвращаются в теплообменник Т04
и присоединяются к гелию, расширившемуся
в детандере. Для регулирования количества
газа предусмотрен вентиль Дх.
Производительность сжижителя 1,9—
2,0 л жидкого гелия в час при подаче
компрессором 32 м3 газа в час и
производительности детандера 28 м*/час.
Метод десорбции. Метод десорбции
гелия из активированного угля,
предложенный Симоном [6, 14], применяют для
получения температур, промежуточных между
температурами кипения водорода и гелия.
В схеме аппарата Симона (рис. 29)
сосуд 1, заполненный активированным углем,
помещен в сосуд 2, погруженный в сосуд
Дьюара 4 с жидким водородом. Во втором
вакуумном сосуде 3 расположена камера б.
По трубе 6 и змеевику гелий подается в
сосуд 2, где адсорбируется активированным
углем. Сосуд 2 заполнен гелием для отвода
тепла адсорбции и передачи его жидкому
водороду, кипящему под вакуумом. После
окончания процесса адсорбции из сосуда 2
откачивают гелий и создают высокий
вакуум, благодаря чему сосуд 1 оказывается
термически изолированным. Затем
понижают давление в этом сосуде путем
отсасывания гелия, происходит процесс
десорбции, температура угля быстро
понижается до температуры сжижения гелия,
который может быть сжижен в камере 5.
В нее помещают различные вещества для
изучения их свойств при весьма низких
температурах.
При помощи адсорбционного метода,
кроме промежуточных температур, можно
получить также температуры жидкого
водорода и жидкого гелия.
Магнитная холодильная машина для
получения температур ниже 1°К [24, 25}.
Для создания цикла были использованы:
1) эффект адиабатического
размагничивания;
2) зависимость температуры, при
которой наблюдается явление
сверхпроводимости металлов, от действия магнитного
поля.
Как известно, сверхпроводимость
металлов, обнаруживаемая при весьма низких
температурах, может исчезать под
действием магнитного поля. В состоянии
сверхпроводимости теплопроводность металла
ничтожно мала, и практически он является
изолятором тепла. Поэтому с помощью
Рис. 30. Принципиальная схема магнитной
холодильной машины: А — сосуд с жидким гелием,
Б — коробка с парамагнитной солью, В —
охлаждаемая камера, Мг и М2 — магнитные
вентили
магнитного поля металл при очень низких
температурах может служить изолятором
или проводником тепла. На этом явлении
основано действие так называемых
магнитных вентилей, пропускающих или
задерживающих поток тепла. Магнитная
холодильная машина (рис. 30) имеет: А —
Т°К
1,0
\ /шил
\ il/l
\ Мы
/Ш
Г / /// / ^
\y>^Z^
\
7
0,5 \
0,2
ккал
s кг°К
Рис. 31. Круговой процесс магнитной
холодильной машины в s, T-диаграмме
сосуд с жидким гелием, кипящим под
вакуумом; Б — рабочее вещество
(парамагнитная соль); В — камеру, в которой
поддерживается температура ниже 1°К; Мх
и М2 — магнитные вентили, окруженные
соленоидами, при помощи которых
создается магнитное поле 850 гс.

442
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ '
Все элементы машины находятся под
вакуумом и расположены в трубе из
нейзильбера, погруженной в сосуд с жидким
1елием. Парамагнитная соль подвергается
действию сильного магнитного поля
G000 гс). Элементы А, Б и В соединены
между собой свинцовой лентой.
Круговой процесс машины в s, Т-диаг-
рамме для парамагнитной соли
осуществляется следующим образом (рис. 31):
парамагнитную соль, охлажденную до 1°К
и находящуюся под действием магнитного
поля величиной 3000 гс (точка 1),
подвергают дальнейшему действию сильного
магнитного ьгля G000 гс, точка 2). При этом
процессе тепло, эквивалентное раооте
намагничивания, отводится через свинцовую
ленту (магнитный вентиль Мг открыт) и
передается жидкому гелию, кипящему под
вакуумом. После окончания
изотермического процесса магнитный вентиль Мх
закрывают (ток в соленоиде выключается),
сила магнитного поля мгновенно понижается
с 7000 до 1500 гс, и температура
парамагнитной соли уменьшается до 0,2°К (точка 3).
Далее открывают магнитный вентиль Д/2)
пропуская через его соленоид ток;
температуры парамагнитной соли и в камере В
становятся одинаковыми. Затем
производят дальнейшее размагничивание
парамагнитной соли при открытом вентиле М2.
При этом тепло отводится из камеры В
и сообщается парамагнитной соли. По
достижении ею состояния, изображаемого
точкой 4, закрывают вентиль М2 и
увеличивают силу магнитного поля; процесс
идет по адиабате 4—1, и температура соли
возрастает до первоначальной.
РАЗДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА И ГАЗОВЫХ СМЕСЕЙ
НА СОСТАВНЫЕ ЧАСТИ
Минимальная работа для разделения
газовой смеси на составные части
определяется по формуле [3, 4, 5, 6, 11]:
п
1
= - ART0 Ut In ,1- + ф, Щ 1 + • • . V C2)
\ Vl V2 /
где фх, ф2 — молярные или объемные доли
отдельных компонентов;
Т0 — температура окружающего воздуха.
Минимальная работа, необходимая для
разделения газовой смеси, равна сумме
работ изотермического сжатия каждого
компонента от его парциального давления
до давления смеси.
Для разделения воздуха при Т0 =
= 290°К, если его рассматривать как
бинарную смесь, состоящую по объему из
20,9% О2 и 79,1% N2, необходимо
затратить работу
ALmu« = — 1'987 ' 290 f°>209 ln 1 '
0,209
1
-|- 0,791 In п = — 295 ккал/моль
или
TV =- 295 - =
"мин 860 • 24,5
= —0,014 квпг-ч\мъ воздуха.
Для получения 1 м3 02 при Т0 = 290°К,
Х^ин^—о^б9=-0?67^т-ч/^3 кислорода.
Для разделения газовых смесей
применяют следующие физические процессы:
фракционированное испарение
сжиженной газовой смеси;
фракционированную конденсацию
газовой смеси;
ректификацию сжиженной смеси.
В процессах фракционированного
испарения и фракционированной конденсации
нельзя получить чистые азот и кислород.
Для разделения воздуха используется
метод ректификации.
Для выделения нескольких фракций при
разделении коксового газа, пирогаза и
других применяют фракционированную
конденсацию.
В дальнейшем для получения
отдельных компонентов фракции подвергают
ректификации.
Разделение воздуха. Воздух
представляет собой сложную газовую смесь,
состоящую из азота, кислорода, аргона,
углекислоты и ничтожных количеств водород я и
редких газов: неона, гелия, криптона,
ксенона (табл. 5).
Таблица 5
Состав воздуха
Компонент
Кислород . . . .
Азот ....
Углекислота
Аргон . . .
Водород
Неон . .
Гелий .
Криптон
Ксенон .
Радон . .
% по объему
20,93
78,03
0,03
0,932
5 • 10-5
1,5 • 10 з
5 • 10-4
1 • Ю-*
0,9 • 10-5
6 • Ю»
% но весу
23,1
75,6
0,046 |
1,2862
3,6 • Ю-6
1,2 • Ю-3
7 • 10-5
3 • Ю-4
4 • Ю-5

РАЗДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА И ГАЗОВЫХ СМЕСЕЙ НА СОСТАВНЫЕ ЧАСТИ 443
С5
* §^ ^ ^ ^°°*в> *"*
«г*^- «sr^ar «5Г

444
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
4 а в
? <5 **¦ со s .
Qio S-^o о
Код ^со
В О И с с- •
« р,« je t
• Л
К
5 &*> «« -
? ь ч 5
<и м в
йр
с к
Я 2
<U В
Л^О
«I? §
г"
В В с
л В К „,
и о ™
Я о Я ^
си :^
з Ч Я
:В
< в в
1 V С"
В ft _
А - д м ^ ^
си со 5 с
tf аз ^
? 3
1 Q<
В^Ч
^«^
В л ?
Kg
- •*-! СО ^< СМ
Ю О CD ОО CD
СО Ю <i< О СП О С^ОО^ СМ СМ^
¦^Гсо'об осГю <f осГсм"ЪсГю t--*V
ю со те sr (М ю ю -n co-*cj
со с- о см со - ~ст> t- ел "Л
-t--3<CMCMCOCOCOcOCOCMCD
! I II I l + l I I 1 +
ю <r vr со см с i см ^
00O5 OS CO OSCD СЛ CM C~- -S< ~
CMCM I «r-4 CM -^ -гн CM CM CM -r-i CO
II I I I I I II I I
CO CO C—05CO^H«>-C730vt<cD^-
оГю'см uo ю т-^сгГсм со"см ^-Гсо" и
COOi02CO<J400iOc005COCO ПЭ
IMMMIIMI-
СО СО CM I>> CO CD CM Ю о СО СО
Ю?^^[*«*ООСМЮООО СМ
^—^-^О-^ О CD <fr t>-^-n ~tf СО
ddcdo'cVNodod
СОО-гН)>-СООСССО^О^СМ
^hiO^CM^COCOOiOlOCOO
см см см ^см^ о ^^см.^1^"*
ооооо'сосо^ооо
ом со io
аэ-^сосмооо^огсоос^оэ
СМЮОЭСОООЮС01>-Ю-гЧС—
<*_см см с-^cn i>-со о^о|с-- т-^
-f ¦*¦* -^ ¦^"o'co" ю- o" o~ т-Г о" чн"
ft . И г ич -
2 ^в gо &
R H ttp В В д 0
)Д Л
РчО
*§
Ен СО
со и"
Кроме того, в воздухе содержатся водя-
ные пары, количество которых зависит от
температуры и относительной влажности.
При расчетах принимают следующий
состав воздуха: кислорода 20,9% объемных
и азота 79,1%.
Основные физические константы
некоторых газов приведены в табл. 6, кривые
упругости паров — на рис. 32 (см. также
«Холодильные агенты»).
Равновесные кривые. На рис. 33 даны
равновесные кривые в диаграмме Т, х, у
132,80
Г К
115,67
110,53
103,1Ц
94.23
77,33
71,91
1
i^-
^
/
/
/
г
\
У
f \
[
/'
ф.
у
'У
t
Ц
у
>
\л
ч
/1
\%-
\и
oJ
К
/
/
/
А
у
У
/
,
s
/
/
s
7
S
У
А
А
1
<н
/
117М
11967
108,93
9016
84,01
0 20 40 60 80умоль%0г
Рис. 33. Равновесные кривые
для О а—N2 в х,у,Т-диаграмме
для системы 02—N2 при разных давлениях
по данным Доджа и Дунбара (х —
молярная концентрация жидкости, у — пара).
Наибольшая разница между
концентрациями жидкости и пара наблюдается при
содержании кислорода в жидкости 50—
80%.
Графический метод расчета с помощью
х, /-диаграммы. Наиболее современным
является графический метод для расчета
процессов разделения с помощью х, i-диа-
граммы [4, 5, 6, 26, 27]. По оси ординат
откладывают энтальпии, по оси абсцисс —
молярные концентрации азота (компонента
с более низкой температурой кипения).
На рис. 34 показаны равновесные
кривые в х, i ж х, у, Т-диаграммах. Пар,
равновесный жидкости (точка А), находится
в точке Вt лежащей на изотерме АВ. Энталь-

РАЗДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА И ГАЗОВЫХ СМЕСЕЙ НА СОСТАВНЫЕ ЧАСТИ 445
пия жидкости в точке Ах соответствует
молярной концентрации азота в точке А.
Энтальпия пара в точке Вх соответствует
молярной концентрации в точке В. Линия
А1В1 — изотерма в х, г-диаграмме. На
диаграмме х, i даны две кривые: верхняя,
тые тарелки (рис. 36). Пары через прорези
или дырочки в тарелках движутся вверх,
Жидкость
О 15 50 75xMonb%N2
Рис. 34. Равновесные кривые
для О 2—N2 в х, г и в х, у, Т-диаграммах
аЪ — изобара конденсации: нижняя, cd —
изобара кипения. Разность энтальпий для
х = 0% равна скрытой теплоте
парообразования кислорода г0о, а для х =100% —
скрытой теплоте парообразования азота /*No.
Ректификация. При ректификации
жидкость и пар, не находящиеся в состоянии
равновесия, соприкасаются, и их
концентрации изменяются до тех пор, пока не будет
Рис. 35. Схема колпачковой тарелки
достигнуто равновесие. Если при данном
концентрации пара жидкость будет
содержать больше компонента с более низкой
температурой кипения (азота), то при
равновесии концентрация его в парах
увеличится, в жидкости понизится. Подобный
процесс, повторяемый многократно,
составляет сущность ректификации.
Изменение концентрации жидкости и
пара происходит на тарелках (или
насадке) ректификационной колонны.^ Для
разделения воздуха и газовых смесей
применяют колпачковые (рис. 35) и ситча-
Ниспород
Рис. 36. Схема ситчатой тарелки
а жидкость течет по тарелке и стекает вниз
через переливные трубки. При
достаточном числе тарелок
можно провести
полное разделение
жидкого воздуха
или другой
сжиженной смеси.
Для
разделения воздуха
применяют колонны
однократной и
двукратной
ректификации. В колоннах
однократной
ректификации
извлекается лишь 60%
кислорода. Они
используются в
малых кислородных
установках
производительностью до
15—20 м3/час 02.
Для кислородных
установок
производительностью
выше 20 мв/час О 2
используют
колонны
двукратной ректификации
(рис. 37). Колонна
высокого давления
работает при
давлении 5,5—6,5 ата,
колонна
низкого давления 1,3—
1,4 ата. Между
ними расположен

конденсатор-испаритель.
В колонне
высокого давления
происходит
предварительное
разделение воздуха на
кубовую жидкость
(содержание
кислорода 36—40%) и жидкий азот, который
поступает в карманы, расположенные под
Сжатый
баздул
Рис. 37. Схема колонны
двукратной
ректификации: 1 — колонна низкого
давления, 2 —
конденсатор-испаритель, з —
азотные карманы, 4 —
колонна высокого давления

446
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
конденсатором-испарителем. В колонне
низкого давления воздух полностью
разделяется на кислород и азот.
Жидкий ъоздух, обогащенный
кислородом, из куба колонны дросселируется в
середину верхней
колонны, а жидкий азот
из карманов
дросселируется в верхнюю
ее часть и стекает в
виде азотной флегмы
по колонне. В
конденсаторе -испарителе
конденсир ующийся
азот отдает тепло
кипящему кислороду.
Процесс в
колонне. На рис. 38
показан произвольный
участок колонны
между двумя
сечениями аа и ЪЪ.
При установившемся процессе должно
соблюдаться следующее.
Материальный баланс:
Ga + 8b=Gb+ga, C3)
таким образом, для любого сечения колонны
G — g = const, C4)
где G — количество поднимающихся паров,
g — количество стекающей флегмы.
.
ь
6а Sa
1 1
G 9
1 1
X" X'
i" i'
h h\
a
b
Рис. 38. Участок
колонны между двумя
сечениями
Тепловой баланс (предполагается, что
колонна тщательно изолирована)
GJ'a + ёьН = Gb • i'i + SJ'a C7)
или для любого сечения
Gi" — gV = const. C8)
Приведенные концентрация и
энтальпия. Разделив уравнения C6) и C8) на
уравнение C4), получим:
Gxn
GV
-gx'
'gv
G-g
= x = const,
= i = const,
C9)
D0)
где x — приведенная концентрация;
i — приведенная энтальпия.
Точка с координатами х и i называется
полюсом и обозначается буквой Р или тт.
Полюс колонны обладает следующим
свойством: если через точки А и В (рис. 39),
характеризующие состояние пара и
жидкости в любом сечении колонны, цровести
прямую линию, то она пройдет через полюс.
Изменение концентраций пара и
жидкости. Если известны расположение полюса
и концентрация пара или жидкости для
какой-либо тарелки, то можно определить
эти величины для тарелок, расположенных
выше или ниже.
Рис. 39. Зависимость
направления полюсного луча
от концентраций жидкости и
пара
лг Л/
Рис. 40. Определение
концентраций жидкости и пара
в х, i-диаграмме
ЦТ
&зхз
I **' li
Рис. 41. Сечения
колонны,
соответствующие графическому
построению на рис. 40
Материальный баланс по компоненту,
кипящему при более низкой температуре
(азоту),
&ах'а + Sbxb = Gbxb + 8ах'а <35)
или для любого сечения
Gx" — gx' = const, C6)
где xs и х" — концентраций компонента с
более низкой ts для жидкости
и пара.
На рис. 40 показано графическое
построение для определения концентраций
жидкости и пара в нижележащих тарелках,
на рис. 41 изображена часть колонны с
тарелками 1,2,3. Для тарелки 1 — полюсный
луч Р—1—V. Проведя изотерму 1—2\
находим концентрацию жидкости х'2 на
тарелке 2. Соединяя точку 2' с полюсом Р,
определяем концентрацию пара х'% на
тарелке 2 и т. д.

РАЗДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА И ГАЗОВЫХ СМЕСЕЙ НА СОСТАВНЫЕ ЧАСТИ 447
;ч_а_
Процесс ректификации может
продолжаться до тех пор, пока полюсный луч не
совпадет с изотермой.
Определение числа идеальных тарелок
в колонне двукратной ректификации.
Воздух с давлением р2 поступает в нижнюю
часть колонны высокого давления (рис. 42).
Состояние кислорода, уходящего из
колонны, соответствует на рис. 43 точке 6,
состояние азота — точке 7.
Воздух, поступающий в колонну,
характеризуется точкой 1, расположенной на
пересечении прямой 6—7
с вертикалью хв = 0,791;
жидкость куба —
точкой 2, находящейся на
изобаре кипения р2 при
^ концентрации жидкости
^ xR, жидкий азот —
точкой 3 (концентрация xD).
Суммарная энтальпия
смеси кубовой жидкости
и жидкого азота —
точка 9 — лежит на
пересечении прямой 2—3 и
вертикали хв = 0,791.
Процессы дросселирования
жидкости куба и
жидкого азота изображаются
соответственно
точками 2, 4 и 3, 5.
Количество тепла,
переданного в конденсаторе,
Qk соответствует отрезку
1—9.
Полюс для колонны
высокого давления ~х
расположен на
пересечении линии 2—1 с
вертикалью x'D, проведенной из точки 3.
Полюс для отгонной секции (часть
колонны, в которой увеличивается
концентрация кислорода) /?2 лежит в точке
пересечения линии 7—9 с вертикалью х?. При-
0s
Р,
8
Рг
1
SE
' 3 1
Рис. 42. Схема
колонны двукратной
ректификации
веденная энтальпия
1п — Як =
On
к'
Полюс концентрационной секции (часть
колонны, в которой увеличивается
концентрация азота) Рг находится в точке
пересечения линии полюсов Р2—2—Рг и
линии 3—7.
По рис. 43. определяют число
идеальных тарелок для колонны низкого
давления. Число действительных тарелок
обычно в 3—4 раза больше и зависит от
среднего значения к. п. д.
ректификационных тарелок (коэффициента обогащения),
на величину которого влияет конструкция
тарелки.
Расчет состава отдельных фракций при
конденсации многокомпонентных смесей
[5, 6, 26, 27, 28, 29, 30, 31]. Прямоточная
конденсация. Расчет производят с помощью
констант равновесия /(, представляющих
собой отношение концентрации компонента
в паре к концентрации его в жидкости при
равновесном состоянии. Например, для
компонента а константа равновесия/Са= »
ха
где уа, ха— концентрации компонента в
газовой и жидкой фазах.
Для идеальных смесей К„ = — = -?.
*а Р
где ра — давление чистого компонента;
р — давление смеси.
Величины К Для реальных газов
находят экспериментально и изображают в виде
графиков.
Расчет ведут на 100 м3 перерабатываемого
газа. Определяют состав жидкой и
газовой фаз при охлаждении конденсируемой
газовой смеси. При расчете концентрации
пара и жидкости какого-либо компонента,
например а, исходят из предположения,
что сконденсировано N м3 смеси, в которой
содержится па м3 компонента.
Если в исходном газе количество
компонента а составило та м3, то концентрация
его в газовой фазе
тп-п„ т
в жидкости
100 — N
' N '
При равновесном состоянии
та—па . ^а
N
х,
¦Кп
100-
т„ — пп 100 -
¦N
N
= 1 +
100 — N
• кп
кп
D2)
D3)
D4)
D5)
D6)
N
и , , 100—N „ г
Величина 1 + ——. Кав общем виде
обозначается буквой А.
Тогда
т
П=А-
После определения п для каждого
компонента проверяют, соблюдается ли
равенство Ни, = N. Для этого задаются
величиной N и определяют А и п = — .
Противоточная конденсация [6, 9, 31].
Задаются степенью извлечения какого-
либо компонента С, т. е. отношением
количества его в конденсате к количеству
в исходном газе. В состоянии равновесия,
при данном давлении и средней температуре

448
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
конденсации, степени извлечения компонен- Расчет ведут на 100 „и3. Пользуясь урав-
тов Са, Съ обратно пропорциональны их нением D7), можно определить степень
извлечения других компонентов и таким
образом найти количество каждого компо-
/47ч нента в конденсате, состав и количество
константам равновесия, т. е
К,
С а %Ь
конденсата.
Рис. 43. Определение числа идеальных тарелок в колонне двукратной ректификации
ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
[5, 7, 9, 28, 29, 32, 33, 34, 35, 36, 37]
В кислородных установках
небольшой производительности получают
технический кислород (99-ь99,5% 02),
используемый для сварки и резки
металлов.
Наиболее подходящими являются
установки: с однократным дросселированием;
с детандером среднего давления.
Для получения жидкого кислорода
применяют установки высокого давления с
детандером. Установки с двумя давлениями
используют в СССР на азотных заводах
для получения азота с концентрацией
99,98% N..
Для интенсификации технологических
процессов в различных отраслях промыш-

ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
449
ленности применяют кислородные
установки с регенераторами и турбодетандерами.
Установки для разделения коксового
газа, газов крекинга и пиролиза применяют
на азотных заводах и заводах
органического синтеза.
В табл. 7 приведены данные о
кислородных установках, выпускаемых в
Советском Союзе.
Кислородная установка с однократным
дросселированием. Воздух перед
поступлением в компрессор проходит через фильтр,
состоящий из сеток с кольцами Рашига,
смоченными висциновым маслом, где
очищается от пыли и механических частиц
(рис. 44).
При установившемся режиме воздух
сжимается в компрессоре до давления
55—60 ати; в пусковой период давление
за : компрессором повышается до 200 ати.
После второй ступени компрессора
воздух при давлении 12 ати через
промежуточный холодильник направляется в де-
карбонизатор <3, где очищается от С02.
Затем воздух поступает в третью ступень
компрессора, сжимается до давления 55—
60 ати. Сжатый воздух проходит концевой
холодильник, маслоотделитель,
осушительную батарею 4, заряженную твердым
каустиком, и направляется в теплообменник 5,
где охлаждается до температуры —130°С.
Охлажденный воздух проходит змеевик
испарительного сосуда нижней колонны.
Разделительный аппарат представляет
собой колонну двукратной ректификации.
Кислород отбирается в верхней части
конденсатора и отводится в
теплообменник 5. Азот, выходящий из верхней части
колонны 6, также направляется в
теплообменник.
Установки с однократным
дросселированием выпускают производительностью до
130 м?/час 02. Расход энергии при
однократном дросселировании составляет 1,4—
1,2 кет-ч на 1 м3 кислорода (без учета
расхода на вспомогательные нужды).
Таблица 7
Марка
КГ-30
КГН-30
УКГС-100
1 УАКГС-780
КГ-300-2Д
КТ-1000
СК-12
АК-12М
ЖАК-801
АКГ-30
КЖ-1
КТ-3600
Г-6800
БР-1
БР-4
БР-5
БР-6


дительность,
м3 /час
30
30
125
125
280
1000
10
10
10
30
1600 кг/час
3600
1200-1400
и 5400
азота
12500
3500
5000
7000
Кислородные установки,

Концентрация

кислорода
99,2
99,2
99,2
99,2
99,0
99,1
99-99,5
99-99,5
99
99,2
99,2
97
94
96-97
96-97
96-97
96-97
70
азота
Рабочее
давление,
ата
выпускаемые в СССР
л к"
о*
О СО
Wag
Автогенный технический
97
97
97
97
98
98
60—80
120
20—25
20—25
2 давления
F—6,2; 20—100)
! 2,3
2.33
13,7
15,0
15,6
2 давления i 43,5
F,7-6.2;
125-135) |
Жидкий кислород
94-96
94-96
99,9
97-98
97-98
200 |
200
200 !
200
200
1,8 ]
1,8
1,2
3,3
Технологический khcj
98
99,99
98
98
98
98
2 давления
E,6-6; 120-140)
2 давления
F и 120—150)
5,5-6
5,5—6
5,5—6
5,5—6
| 99,9
85,3
339,3
99,7
147,3
175.3
В том числе
3 t!
черн]
мета:
со
медь
спла:
кислород
12,4
13,6
11,2
30,0
1,3
м
3,6
10,2
1,6 1
1,6
1,0
2,6
0,2 I
0.2
0,2
0,7
юрод
58,0
67,9
192,4
54,9
79,1
94,6
28,3
17,4
90,0
31,1
59,0
68,7
:иний
алюм
0,8
3,3
13.6
56,9 1
13,7
9,2
12,0
Завод-изготовитель
1 1-й автогенный
Одесский автогенный
1 То же
» » |
» »
Одесский автогенные и
машиностроительный
им. 40-летия Октября
Свердловский
кислородный № 1
То же
» »
ВНИИКИМАШ
Машиностроительный
им. 40-летия Октября
Машиностроительный
им. 40-летия Октября
То же
» » (
» » i
» »
» »
1 Установка предназначена для получения жидкого кислорода и жидкого азота-
15 Энпиклопед. справочник, кн. 1

450
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
В более крупных установках
производительностью от 100 до 500 м3/час 02
применяется предварительное охлаждение
воздуха до температуры —45°С.
В установках с предварительным
охлаждением давление воздуха при
установившемся режиме понижается до 30—
32 ати. Расход энергии составляет 0,85—
0,9 квт-ч на 1 мг газообразного 98—99%-
ного кислорода.
Кислородная установка среднего
давления с детандером. Воздух сжимается в
трехступенчатом компрессоре (рис. 45)
до 15—25 ати, очищается от С02 в
скруббере 5, орошаемом раствором щелочи
(циркуляция щелочного раствора
осуществляется при помощи насоса 4), и проходит
через осушительную батарею 5. Небольшая
часть воздуха после холодильника второй
ступени компрессора поступает в тормоз-
компрессор 11 и затем присоединяется к
основному потоку, вышедшему из
осушительной батареи. Осушенный и очищенный
воздух при давлении 15—25 ати
направляется через распределительный кран 7 в
один из трубчатых теплообменников 6.
Воздух поступает в один
теплообменник 6, а затем через распределительный
кран 7 в другой теплообменник; далее он
движется в межтрубном пространстве снизу
вверх. Холодные газы проходят только
один теплообменник — второй по ходу
воздуха высокого давления — и движутся в
трубках в обратном направлении сверху
Рис. 44. Принципиальная схема кислородной установки с однократным
дросселированием: 1 — воздушный фильтр, 2 — компрессор высокого давления, з— де-
карбонизатор, d — осушительная батарея, 5 — теплообменник, б — колонна
Рис. 45. Принципиальная схема кислородной установки среднего давления: 1 — фильтр,
2 — компрессор, з — скруббер, 4 — щелочной насос, 5 — осушительная батарея, 6 —
теплообменники, 7,8 — распределительные краны, 9 — теплообменник-сжижитель, 10 —
поршневой детандер, 11 — тормоз-компрессор, 12 — колонна

ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ 451
вниз. Сжатый воздух охлаждается в
теплообменнике до температуры —60-= 70° С и
через кран 8 поступает в теплообменник-
сжижитель 9. Из средней части сжижителя
большая часть воздуха (около 70%) при
температуре —80^ 90°С направляется в
детандер 10, где расширяется до 5—6 ата
и производит внешнюю работу, которая
используется для сжатия воздуха в
тормоз-компрессоре 11.
Воздух разделяется в колонне
двукратной ректификации 12.
Расход энергии составляет 0,85^-0,9
квт-ч на 1 мг кислорода концентрацией
99%.
Кислородная установка высокого
давления с детандером. Воздух, сжатый в
компрессоре 1 (рис. 46) до 200 ата,
очищенный от С02 в декарбонизаторе 2 и от
влаги в осушительной батарее 3,
разделяется на два равных потока: один
поступает в теплообменник 7, а второй в
детандер 4.
После расширения в детандере до 6 ата
воздух через детандерную ветвь
теплообменника направляется в нижнюю колонну
разделительного аппарата; воздух
высокого давления из теплообменника поступает
через змеевик испарителя также в нижнюю
колонну.
Разделение воздуха происходит в
колонне двукратной ректификации. Расход
энергии составляет 1,1—1,2 квт-ч/кг
жидкого кислорода.
Кислородная установка с двумя
давлениями воздуха и предварительным
(аммиачным) охлаждением. В установках
большой производительности для
уменьшения расхода энергии применяют два
давления воздуха — высокое и низкое, а
также предварительное охлаждение.
Количество воздуха высокого давления должно
обеспечить покрытие потерь холода от не-
дорекуперации и в окружающую среду.
Основное количество воздуха сжимается
до давления 5—5,5 ата, необходимого для
работы разделительной колонны, небольшая
часть его (около 20%) сжимается до 100—
150 ати (в пусковой период давление
поддерживается 200 ати).
Процесс работы следующий (рис. 47):
отфильтрованный воздух засасывается
двухступенчатым компрессором низкого
давления, сжимается до 6 ата и поступает в два
последовательно расположенных
скруббера 4 (на схеме показан один скруббер), по
выходе из которых разделяется на две
части.
Большая часть воздуха (около 80%)
последовательно проходит теплообменники:
предварительный 6, аммиачный 8 и
основной 11, а затем направляется в нижнюю
часть колонны двойной ректификации.
Около 20% воздуха низкого давления,
пройдя скруббер 4, поступает в компрессор
высокого давления, где сжимается до 100—
120 ати (при установившемся рабочем
режиме). После компрессора воздух
поступает в теплообменники:
предварительный 7, аммиачный 9, основной 10 и далее
через змеевик испарительного сосуда в
жидком виде подается в середину нижней
колонны.
Разделение воздуха происходит в
колонне двукратной ректификации. Чистый
азот из колонны разделяется на два
потока; большая его часть поступает в
основной 11 и предварительный в
теплообменники низкого давления, другая часть —
в теплообменник высокого давления (не
показано на схеме). Кислород из
конденсатора верхней колонны проходит
теплообменники основной (якорный) 10 и
предварительный 7.
Г'ТЦ
Рис. 46. Принципиальная схема кислородной установки высокого давления с
детандером: 1 — компрессор, 2 — декарбонизатор, 3 — осушительная батарея, 4 —
детандер, 5 — маслоотделитель, в — колонна, 7 — основной теплообменник
15*

452
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Расход энергии составляет 0,7—0,75
квт-ч/м? кислорода.
Установка низкого давления с
регенераторами и турбодетандером. На рис. 48
представлена принципиальная схема
установки ВНИИКИМАШа
производительностью 12500 м3/час кислорода
концентрацией t»7%. Основными машинами являются
турбокомпрессор 2 и турбодетандер 11.
Воздух, сжатый до Р> ата, проходит че[ез
кислородные и азотные регенераторы 3 и 4.
Для предотвращения скопления твердой
углекислоты и льда применено тройное
дутье, осуществляемое в трех азотных
регенераторах. Воздух проходит через
регенераторы попеременно. При охлажде-
Рис. 47. Принципиальная схема установки с двумя давлениями и предварительным охлаждением:
1 —воздушный фильтр, 2— двухступенчатый компрессор низкого давления, з — компрессор
высокого давления, 4 — скруббер, б — щелочной насос, в, 7 — предварительные теплообменники
низкого и высокого давления, 8,9 — аммиачные теплообменники низкого и высокого давления,
10, 11 — теплообменники высокого и низкого давления, 12 — колонна двукратной ректификации
Рис. 48. Принципиальная схема кислородной установки низкого давления с регенераторами и
турбодетандером: 1 — фильтр для воздуха, 2 — турбокомпрессор, з, 4 — кислородный и азотный
регенераторы, 5 — колонна высокого давления, 6 — колонна низкого давления, 7 — конденсаторы-
испарители, 8 — переохладитель жидкости, 9, 10 — теплообменники, 11— турбодетандер, 12—
керамические фильтры, 13 — силикагелевый фильтр, 14 — сепаратор

ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
453
ним в одном регенераторе из воздуха
выпадает влага и С02. Одновременно
через второй регенератор в обратном
направлении проходит азот, который,
нагреваясь, выносит с собой Н20 и С02)
в нижней части третьего регенератора
происходит доохлаждение насадки с помощью
части охлажденного воздуха, уходящего
из первого регенератора. Для этого в
средней части регенераторов предусмотрены
принудительные клапаны, пропускающие
около 15% охлажденного воздуха через
нижнюю часть. Далее этот воздух выходит
из средней части регенератора и
направляется в теплообменники 9 и 10,
присоединяется к остальному воздуху (85%) и
поступает в куб колонны высокого давления.
Процесс двукратной ректификации
осуществляется в отдельно расположенных
колонне высокого давления б (при 5,5 ата*)>
колонне низкого давления 6 (при 1,3 ата)
и четырех конденсаторах 7 (на схеме
показаны два из них). В колонне б воздух
разделяется на кубовую жидкость C8% 02)
и азот; последний конденсируется в меж-
трубпом пространстве конденсаторов 7.
В нижней части колонны 6 собирается
жидкий кислород, который стекает в
трубное пространство конденсаторов 7, кипит
и направляется снова в куб колонны 6.
Жидкий азот из конденсаторов частично
в виде азотной флегмы поступает в
колонну б и дросселируется в верхнюю
часть колонны 6. Жидкость куба проходит
ацетиленовые керамические фильтры 12
и после переохладителя жидкости 8
дросселируется в среднюю часть колонны в.
Кислород из конденсатора 7 отводится в
кислородные регенераторы. Газообразный
азот из верхней части колонны 6 поступает
в переохладитель жидкости #, а затем в
азотные регенераторы, причем небольшая
часть его отводится в теплообменник 9,
после которого присоединяется к общему
потоку азота.
Через турбодетандер 11 проходит 25%
воздуха, который отводится с третьей
тарелки (считая снизу) колонны 5, поступает
в сепаратор 14 и подогревается в
теплообменнике 10. После расширения в турбо-
детандере воздух через силикагелевый
фильтр 13 направляется в среднюю часть
колонны 6. При форсированной работе
установка может давать 15000 м*/час
кислорода концентрацией 97%. Расход
энергии составляет 0,43—0,46 квт-ч/м3
кислорода.
Установка для разделения коксового
газа. Установка предназначена для
получения азотноводородной смеси,
используемой при синтезе аммиака.
Разделение коксового газа происходит
под давлением 13 ата; газ предварительно
охлаждается до —45°С.
Блок разделения (рис. 49) состоит из
ряда теплообменников, конденсаторов а
промывной колонны, изолированных и
заключенных в общий кожух. Коксовый газ
проходит три теплообменника, в которых
охлаждается обратными газами. В первом
теплообменнике TOl газ охлаждается до
температуры —100°С и конденсируется
небольшое количество пропилена и этана
со следами этилена, которое стекает
в нижнюю часть аппарата и отводится через
вентиль. Во втором теплообменнике Т02
газ охлаждается до температуры —145°С
и конденсируется большая часть этилена,
остатки этана и пропилена и небольшое
количество метана. Этиленовая фракция
собирается в нижней час i и теплообменника и
сепараторе С.
В теплообменнике ТОЗ коксовый газ
охлаждается до температуры —180°С, и из
него выделяется метан со смесью азота и
окиси углерода. Газ и жидкость поступают
в конденсатор-испаритель КД-И, где
охлаждаются до —190°С азотом, кипящим
под атмосферным давлением в межтрубном
пространстве. Образующийся конденсат
состоит из метана, остатков этилена,
окиси углерода, азота, кислорода и
некоторого количества растворившегося
водорода и называется метановой
фракцией.
Далее коксовый газ поступает в
колонну К, в которой промывается от СО; в
нижней части колонны собирается фракция СО,
состоящая главным образом из СО и N2
с небольшой примесью СН4 и 02, не
выделившихся в конденсаторе. Для
получения требуемого состава
азотноводородной смеси сверху в колонну добавляют
некоторое количество азота, фракции
проходят через теплообменники в обратном
направлении.
Чистый азот, полученный в азотной
установке, сжимается до 180 amu,
охлаждается в теплообменниках Т04, ТОб, ТОб и
сжижается; одна его часть дросселируется
до 1 ата в конденсатор, а другая
дросселируется до 13 ата, полностью сжижается
и поступает в верхнюю часть промывной
колонны для освобождения коксового газа
от СО. Третья часть азота добавляется к
выходящему из колонны водороду для
получения азотноводородной смеси
необходимого состава.
Установка для разделения пирога за.
Пирогаз и крекинг-газ служат сырьем
для получения этилена. Наиболее богатым
источником этилена являются газы
пиролиза керосина или мазута.
На рис. 50 изображена принципиальная
схема установки для разделения пирогаза.
Пирогаз сжимается в компрессоре 1
до 30 amu, промывается в скруббере.,
орошаемом водой (на схеме au uuKu^dy, a.

454
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
С2Н4 t __№
йГш%
СН4 H2+N.
Коксовый газ \
Рис. 49. Принципиальная схема установки для разделения коксового газа: TOl, T02, ТОз —
теплообменники коксового газа, С — сепаратор; КД-Я — конденсатор-испаритель, К — промывная колонна
Т04, Т05, ТОб — теплообменники для азота
В газгольдерСН4+Н2
Рис. 50. Установка для разделения пирогаза: I — компрессор для пиротаза, 2 —метановый
компрессор, 3 — этиленовый компрессор, 4 и 5 — предварительные и аммиачные теплообменники, 6 —
метановый теплообменник, 7 — этиленовый теплообменник, 8 и 9 — колонны для выделения этиленовой
фракции, 10 — метановая колонка, и — этиленовая колонна, 12, 13, 14, 15, 16 та. 17 —
теплообменники, 18 — фильтры

ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ 455
поступает в один из двух переключающихся
предварительных теплообменников 4, где
охлаждается газообразным этаном и пиро-
газом, выходящим из колонны 8. Из
теплообменников 4 охлажденный пирогаз
поступает в один из аммиачных теплообменников,
в котором охлаждается до — 45°С, при
этом выделяются (сжижаются) легко
конденсирующиеся газы. Далее пирогаз
направляется через фильтр 18 в
колонну 8.
В кубе колонны накапливаются
фракции С3 + С4 с некоторой примесью С2,
а из верхней части колонны уходят газы,
содержащие остальные компоненты. В
дефлегматоре колонны 8 кипит аммиак при
температуре — 53°; жидкость куба
подогревается водяным паром.
Жидкость из куба колонны 8 поступает
в ректификационную колонну 9, в которой
разделяется на три отдельные фракции:
С4 накапливается в кубе, С2 отводится из
средней части, С2Н4 + С2Н6 —- из верхней
части. Процесс ректификации в колонне 9
происходит под давлением 10—15 ати.
Холодильным агентом в дефлегматоре
служит аммиак, кипящий при t — —28°С.
Теплоносителем для жидкости куба
является водяной пар.
Обогащенный этиленом пирогаз,
выходящий из верх-ней части колонны 8 при
температуре —45°С, направляется в
теплообменник 12. Предварительно часть пиро-
газа может быть отведена для охлаждения
теплообменников 4.
Пирогаз, проходя теплообменники 12,
13 и змеевик куба метановой колонны 10,
охлаждается до температуры —85°С и
частично конденсируется. Газ отделяется
от жидкости в сепараторе и направляется
в теплообменник 17. Холодильным агентом
является кипящая жидкость,
дросселируемая из сепаратора, которая поступает
затем в метановую колонну 10. В
теплообменнике 17 из газа конденсируются оставшиеся
углеводороды С2Н4 и С2Н6.
Метановодородная фракция, выходящая из верхней
части теплообменника при температуре
¦—105°С, дросселируется до 1,5 ата,
используется в качестве агента в
теплообменнике 12 и затем поступает в газгольдер.
Метановая колонна 10 работает при
давлении 2 ата и орошается метановой
флегмой, получаемой в специальном цикле.
Для испарения жидкости в кубе колонны 10
служит пирогаз. Из верхней части
колонны выходит газообразный метан,
который поступает в теплообменник 14, где
сжижается и разделяется на две части:
одна часть присоединяется к метановодо-
родной фракции, а другая направляется
в предварительный теплообменник 6
метанового цикла и затем в метановый
компрессор 2.
Для получения жидкого метана
газообразный метан сжимается в компрессоре 2,
проходит теплообменники 6 и 14, сжижается
и подается в качестве флегмы в метановую
колонну. Жидкость, накопившаяся в
метановой колонне 10, поступает в
теплообменник 13, испаряется и направляется
на разделение в середину этиленовой
колонны 11, работающей при давлении
1,5 ата. Сюда же поступают также газы,
уходящие из колонны 9. Флегма для
колонны 11 получается в специальном
этиленовом цикле.
Для этиленового цикла установлены
этиленовый компрессор 3 и теплообменники
7, 15 и 16. Сжатый до 5 ати этилен
охлаждается в теплообменниках 7 и 15 обратным
потоком этилена, уходящего из колонны 11.
Далее этилен охлаждается и сжижается
в теплообменнике 16 и змеевике куба
колонны 11. Жидкий этилен дросселируется
в верхнюю часть колонны и стекает в ее
нижнюю часть. В кубе колонны 11
накапливается этан, который служит
агентом в теплообменниках 16 и 4 и по выходе
из последнего направляется в газгольдер.
В верхней части колонны получается
этилен, который поступает в
теплообменники 15 и 7; часть этого этилена как
готовый продукт направляется в газгольдер,
а другая часть — в этиленовый компрессор
и используется в качестве агента
этиленового цикла.
Выход этилена (% извлечения)
составляет 95% от общего его количества,
содержащегося в исходном газе.
Установка для получения гелия из
природных газов.На рис. 51 изображена схема
установки для получения гелия из
природных газов, содержащих Не 0,2% и С02 до 3%.
Природный газ засасывается
компрессором 1. После второй ступени сжатый газ
проходит через водяной скруббер 2 и далее
последовательно через скрубберы 3,
орошаемые щелочным раствором с помощью
циркуляционных насосов 4.
После очистки от С02 природный газ
сжимается в третьей ступени до 25—30 ати
при рабочем режиме (во время пуска
давление поддерживается 60 ати) и
направляется в переключающиеся
предварительные теплообменники 5 и аммиачные
теплообменники 6. Охлажденный до —45°С
природный газ поступает в блок разделения,
состоящий из основного теплообменника 7,
дефлегмационной трубчатки 8 и сдвоенного
конденсатора 9. Охлаждение производится
в нижней части конденсатора сжиженным
газом, кипящим под атмосферным
давлением, в верхней части — азотом, кипящим
под вакуумом.
Гелиевый концентрат с содержанием Не
до 97% выходит из верхней части
конденсатора.

456
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Окончательная очистка гелиевого
концентрата (до 99%) происходит в
адсорберах 10, заполненных активированным
углем. Адсорберы, работающие попеременно,
помещены в ванне с жидким азотом.
Через определенный промежуток
времени, когда анализы покажут снижение
чистоты гелия (сорбент насыщен азотом),
производят переключение, и гелиевый
концентрат поступает во второй адсорбер.
В первом адсорбере спускают жидкий
азот и затем продувают его теплым азотом,
чтобы восстановить поглотительную
способность аппарата. Во время процесса
десорбции поглощенный азот выбрасывается
наружу. После этого снова охлаждают
адсорбер жидким азотом.
Жидкий азот получается в азотной
установке, работающей по циклу высокого
В зависимости от назначения,
технологической схемы и холодильного цикла в
установках глубокого охлаждения применяют:
турбокомпрессоры;
поршневые воздушные и газовые
компрессоры низкого, среднего и высокого
давления;
турбодетандеры;
давления с предварительным
охлаждением.
Воздух засасывается компрессором
высокого давления 11. Между второй и третьей
ступенями он проходит декарбонизатор,
где очищается от С02. Сжатый до 200 ати
воздух направляется в аммиачные
теплообменники высокого давления 22, где
охлаждается до —45°С, и поступает в
разделительный азотный аппарат, состоящий из
теплообменника 13 и азотной колонны с
дефлегматором 14.
Жидкий азот накапливается в сосуде и
дросселируется в верхнюю часть
конденсатора 9. Для испарения азота под вакуумом
установлен вакуум-насос 15.
Чистый гелий из установки поступает в
мембранные компрессоры 16 и нагнетается
под давлением 150 ати в баллоны 17.
поршневые детандеры высокого,
среднего и* низкого давления.
Компрессоры. Для сжатия воздуха и
газов в установках глубокого охлаждения
применяют:
1) центробежные компрессоры
(турбокомпрессоры) производительностью от 4800
до 85 000 м3/час, давление нагнетания до
Д§л_да
4" г^*^п|Ц)
Рис. 51. Установка для получения гелия из природных газов: 1 — компрессор, 2 — водяной
скруббер, 3 — щелочные скрубберы, 4 — циркуляционные насосы, 5 — предварительные
теплообменники, 6 — аммиачные теплообменники, 7 — основной теплообменник, 8 — дефлегма-
пионная трубчатка, 9 — сдвоенный конденсатор, 10 — адсорберы, 11 — воздушный компрессор,
12 — аммиачные теплообменники, 13 — теплообменник, 14 — колонна, 15 — вакуум-насос,
16 — мембранные компрессоры, 17 — баллоны
МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ

МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК
7 ата; кислородные производительностью
12500 м* /час, давление нагнетания до
30 ата;
2) поршневые компрессоры
производительностью до 7500 мг\час, давление
нагнетания до 220 ати.
Центробежные компрессоры. В
кислородных установках большой
производительности, предназначенных для
интенсификации технологических процессов в
различных отраслях промышленности,
применяют турбокомпрессоры [38, 39, 40,
41, 42] для сжатия воздуха от 1 до 6—
7 ата.
Уменьшение мощности и снижение
конечной температуры сжатия достигается
промежуточным охлаждением.
На рис. 52 показан продольный разрез
турбокомпрессора К-500-61-1 с
промежуточным охлаждением, изготовляемого
Невским машиностроительным заводом
им. Ленина. Производительность машины
30000 мг\час, конечное давление 9 ата.
Турбокомпрессор имеет шесть рабочих
колес (три секции по два колеса). После
каждой секции воздух проходит через
холодильник, где охлаждается водой. Для
поддержания постоянного конечного
давления служит автоматическое
регулирующее устройство.
Привод турбокомпрессора
осуществляется от синхронного электродвигателя
мощностью 3500 кет с числом оборотов
3000 в минуту. С помощью повышающей
передачи (редуктора) число оборотов
турбокомпрессора поддерживается равным 7600
в минуту^
В табл. 8 приведены характеристики
турбокомпрессоров, выпускаемых в СССР,
Чехословакии и ГДР.
Поршневые компрессоры. В
зависимости от конечного давления различают
поршневые компрессоры:
низкого давления — до 8 ати (одно- и
двухступенчатые).
среднего давления — 50—60 ати
(трехступенчатые).
высокого давления — 200—220 ати
(четырех- и пятиступенчатые).
На рис. 53 показан продольный разрез
пятиступенчатого воздушного
горизонтального компрессора 5Э-14/220 высокого
давления производительностью 800 мъ]часу
предназначенного для кислородной
установки, вырабатывающей 130 мг кислорода
в час.
Этот же компрессор применяется для
холодильного цикла высокого давления в
кислородной установке
производительностью 1000 м*/час кислорода.
Подробное описание отдельных
элементов горизонтальных и вертикальных
компрессоров дано в трудах [38, 43,
44J.
ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ 457

458
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Техническая характеристика многоступенчатых воздушных
Показатели
1К-65
Р-1/220
КВ-100
2РВ-3/220
2Р-3/220
Казанский

компрессорный
Узбекский
химического

машиностроения
Казанский

компрессорный
Сумской
им. Фрунзе
вертикальный
Казанский

компрессорный
Число ступеней сжатия
Производительность (при
температуре 0°С и давлении 760 мм рт.
ст.), м31час
Наивысшее рабочее давление, ати
Число оборотов вала, об/мин . . .
Ход поршня, мм
Диаметры поршней по ступеням, мм
11 .'.'.'.'.'.'.'.'.'.'.'.'.'.'. '.
Ill
IV
V
Конечные давления сжатия по
ступеням, ати I
II
III
IV .
V
Требуемая мощность
электродвигателя, кет
Расход охлаждающей воды, м3/час
Расход цилиндрового масла, г/час
Расход машинного масла, г/час . .
65
220
500
170
172
90
02
32
2,8/3,3
13-15
57-60
180-200
28,5
5,5
65
50
I-II,III-IV
65 130
220
500
160
190
100
65
37
3,1
12-12,5
52
200
28,5
5,5
65
50
107
200
530
170
2,7
12,5
53,5
200
34
160
220
350
170
250
ISO
150
58
35
60
8
200
180
220
400
150
330
170
80
40
3.2
15
60
220
60
7,5
150-200
100
Техническая характеристика воздушных компрес
Показатели
ВК-25-Э

Мелитопольский

компрессорный
ВК-3/5
ВК-3-6
КВ-200
КСЭ-6М

Ереванский

компрессорный

Ереванский

компрессорный
Ташкентский
вертикальный

Мелитопольский

компрессорный
V-образ-
ный
Число ступеней сжатия
Производительность (при 0°С и давлении
760 мм рт. ст.), м3/час
Наибольшее рабочее давление, ати . . .
Число оборотов вала, об/мин
Ход поршня, мм
Диаметры поршней по ступеням, мм
I
II
Требуемая мощность электродвигателя,
кет •
Расход охлаждающей воды, м3/час . . . .
Расход цилиндрового масла, г/час
75
25
730
120
140
60
20
50
180
5
730
170
230
28
1
85
1
180
730
170
230
28
1
252 -J- 270
6
650
150
200
40
0,600
залив масла
в машину
6—8 кг
360
730
120
230
135
40

МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
459
Таблица 9
компрессоров для кислородных установок
! ЗР-7/220
Узбекский
химического

машиностроения
1
4
420
220
375
200
460
245
НО
58
—
3,1-3,5
13,5-14,2
54-58
220
—
155
12,6
170
137
2СГ-50 |
«Борец»
Москва
5Э-14/220 |
Пензенский

компрессорный
горизонтальный
3
780
50
365
250
370
225
225/190
—
—
3,8
17
50
—
—
200
10,8
70
30
5
800
220
167
550
460
380
210
110
58
1,7-1,9
7—8.5
25—29
73-81
220
250
43
320
285
4Г-40-5,5/220 |
4Г-80-5,5/220 | ЗГ-100/200 |
Сумской им. Фрунзе
4
2400
220
167
550
440
245
170
90
—
15
35,5
88,5
220
—
420
34
600
500
3/4Г-125/100 I
Узбекский
химического

машиностроения !
горизонтальный двухлинейный
4
4800
200
167
550
440
245
170
90
-
15
35,5
88,5
220
—
840
70
1200
1000
5
6000
200
125
800
920
720
380
220
НО
2.2
9,0
30
88
200
1776
160
1170
1000
5
I—II, III-V
7500 1600
200
125
I—II, III-V
800, 550
—
—
—
—
—
—
—
—
1085
90 |
1180
Таблица 10
соров низкого и среднего давления
1 200В-10/8

Мелитопольский

компрессорный
2Р-10/20 | 2СГ-4
Сумской
им.
Фрунзе
« Борец»
Москва
2СГ-8
«Борец»
Москва
вертикальный
2
600
8
720
200
350
200
80
3
3
600
20
425
200
90
6
320
1
1560
5
365
250
370
160 i
4,8
63
2
1500
8
365
250
490
300
168
7,2
90
16ОВ-20/8| »ВП-20/8 | В-300-2К

Мелитопольский

компрессорный
W-образ-
ный
2
1200
8
720
160
270
200
140
6
250 + 20%

Мелитопольский

компрессорный
угловой
2
1200
8
485
210
400
230
НО
Узбекский
химического

машиностроения
вертикальный
2
2400
8
330
300
570
340
250
14,5
(без
концевого
холодильника)
250
55-В | 2ВГ-8

Пензенский

компрессорный

«Компрессор»
Москва
горизонтальный
двухлинейный
2
6000
1 8
167
550
900
530
592
28
266
2
6000
•8
167
550
900
530
625
28
(без
концевого
холодильника)
266

V = 30000 vrs /час, р = 9 ата; / — вал,
всасывающая камера, б — корпус, 7 — подшипники, 8 —
разгрузочный* поршень, 9 — лабиринтные уплотнения
Рис 52. Продольный разрез воздушного турбокомпрессора К -500-61-1 (Невский завод им. Ленина),
2 — рабочие колеса, 3 — диффузоры, 4 — обратный направляющий ^аппарат, 5 — всасывающая каме

МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
461
в ?о>55
и 5 с а
На ^
о 9 н Й
К В> Н
X И Q
I §&«>
«s В ° | В
«s
- . 5C
^ a >
SafSS
is1 ^*
«3 Щ H K Он
Bjpi
-рн О) рз
^ к ^ и о
.о Е- р» a
о *n л а
~ о о а
еа^ ! ft
-^?^о
г с н * я
* I о «9
оо „ « «
.3g> о
Nft I « '
"Г» I Я*э
CD SB
ю« -СГИ
„а . <и
fttt И К
О м а> I >,
&!>->
о и « й
кодвй
5 m я"
2ft , л
В табл. 9 и 10 приведены данные о
воздушных компрессорах, изготовляемых в
Советском Союзе.
Кислородные компрессоры. Конструкции
кислородных компрессоров отличаются от
воздушных главным образом тем, что
смазка цилиндра минеральным маслом в
них недопустима. При соприкосновении
сжатого свыше 30 атм кислорода с маслом
происходит взрыв, сопровождающийся
разрушением и сгоранием металлических
деталей. Вместо чугунных поршневых колец
в кислородных компрессорах применяют
фибровые манжеты. Смазка производится
дистиллированной водой, не содержащей
минеральных солей, образующих накипь на
рабочих поверхностях цилиндров и
клапанов.
Для уменьшения износа манжет к
дистиллированной воде добавляют 10%
химически чистого глицерина.
Детали, соприкасающиеся со сжатым
влажным кислородом, выполняют из
антикоррозийных материалов: латуни,
бронзы или нержавеющей стали.
Кислородные компрессоры обычно
изготовляют вертикальными, в которых износ
фибровых манжет более равномерен.
Средняя скорость поршня составляет 1 —
1,5 м/сек.
На рис. 54 дан разрез вертикального
компрессора 2РК-1,5/220, выпускаемого
Казанским компрессорным заводом.
Компрессор четырехступенчатый,
двухлинейный. Холодильники размещены сбоку
станины. Чтобы избежать попадания масла
в цилиндры, по штоку между цилиндрами
I и II ступеней и крейцкопфом расположены
промежуточные буферные коробки с
кольцами для съема масла.
Смазка кривошипно-шатунного
механизма производится под давлением от
шестеренчатого насоса.
В табл.11 приведены данные о
кислородных компрессорах, изготовляемых в
Советском Союзе.
Детандеры. В детандере
(расширительной машине) происходит расширение
сжатого газа с отдачей внешней работы;
температура газа резко снижается.
Детандеры выпускают в виде:
поршневых машин — горизонтальных
или вертикальных;
турбин (турбодетандеры).
В кислородных установках среднего и
высокого давления применяют
поршневые детандеры [45, 46, 47, 48], в установках
низкого давления большой
производительности — турбодетандеры.
Поршневые детандеры. На рис. 55
показаны теоретическая и действительная
индикаторные диаграммы рабочего
процесса детандера. В действительной
диаграмме линия аб изображает процесс впуска

462
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Рис. 54. Кислородный компрессор 2РК-1,5/220 (Казанский компрессорный завод),
вик, 4 — шатуны, 5 — крейцкопфы, 6 — штоки, 7, 8, 9 и 10 — поршни I, II, III и
14 и 15 — предохранительные клапаны III и IV ступеней, 16 — холодильники,
18 — промежуточные буферные коробки с маслоснима

МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ 463
V = 90 м*1час, р = 220 ато; 2 — картер, 2 — вал, 3 — шкив-махо-
IV ступеней1, И, 12 и 23 — всасывающие и нагнетательные клапаны,
17 — масляный насос для смазки шатунно-кривошипного механизма,
ющими кольцами, 19 — коренные подшипники

464
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Таблица 11
Техническая характеристика кислородных компрессоров
Показатели
2РК-1,5/220
Казанский
компрессор-
ЗРК-5/165
Узбекский
химического

машиностроения
КЗР-10/165
Узбекский
химического

машиностроения
5Г-3600/15
Сумской
им. Фрунзе
Производительность, м31час
Давление всасывания, ата
Давление нагнетания, ати
Диаметры цилиндров по ступеням, мм
1
II
III
IV
Ход поршня, мм
Число оборотов вала, об/мин
Мощность на валу, кет
Мощность электродвигателя, кет ....
Расход охлаждающей воды, м3/час . . .
Расход дистиллированной воды или
эмульсии, л1час
Общий вес, т
Расход машинного масла, г /час
90
1,04
220
280
150
70
35
150
240
23,5
40
4,5
2,85
300
1,04
165
480
220
90
230
167
75
95
14,5
35-40
7
120
600
1,04
30
480
370
200
230
167
89,5
115
18,5
3600
1,0
16
780
420
550
167
425
625
45
150-200
44,5
210
сжатого воздуха; в точке Ъ происходит
закрытие впускного клапана; бв — процесс
расширения газа. Выпуск расширенного
газа начинается в точке в. Линия вгд —
выпуск газа; де — сжатие воздуха;
точка е — начало открытия впускного
клапана.
./> Л.
Рис. 55. Индикаторные диаграммы детандера
АБВГДЕ — теоретическая диаграмма; аб, ег,
де — действительная диаграмма, аб — впуск,
бе — расширение, вгд — выпуск, де — сжатие,
е — предварение впуска, в — предварение
выпуска
Для «идеального» детандера работа в
ккал/кг, соответствующая теоретической
индикаторной диаграмме, равна его холодо-
лроизводительности. В реальных условиях,
вследствие трения, притока тепла из
окружающей среды, теплообмена между газом
и стенками цилиндра, внешняя работа по
индикаторной диаграмме не равна холодо-
производительности. Для нормальной
работы детандера большое значение имеет
правильное регулирование
распределительных органов.
Предварение впуска и выпуска
колеблется в следующих пределах:
впуск — 5—8°,
выпуск — 8—10°.
Преждевременное начало сжатия
приводит к увеличению работы сжатия и
уменьшению площади индикаторной диаграммы;
запаздывание конца сжатия может вызвать
в момент впуска сильные толчки,
вызывающие порчу машины.
При построении индикаторной
диаграммы необходимо учесть сопротивление при
впуске и выпуске газа. Для хорошо
сконструированных детандеров потери давления
от сопротивления трубопроводов и
клапанов составляют 8—10%.
Адиабатический к. п. д. поршневых
детандеров среднего давления т] = 0,6—0,65,
высокого давления у\ = 0,7—0,75.
В Советском Союзе поршневые
детандеры выпускаются ВНИИКИМАШем, Ба-
лашихинским машиностроительным и
Казанским компрессорным заводами.
Машины небольшой производительности
изготовляют вертикальными, а большой
производительности — горизонтальными.

Рис. 56. Вертикальный детандер типа ДВД-2, V = 120 им*/час, р = от 200 до 6 апш;
1 — каютер 2 — средник, з — крейцкопф, 4 — шатун, б — коленчатый вал, б — палец
кюейцкопфа, 7 — поршень, 8 — цилиндр, 9 — впускной клапан, 10 — выпускной
клапан 11 — предохранительный клапан, 12 — кулачок впуска, 13 — кулачок выпуска,
14 и 15 — штоки-толкатели, 16 — масляный насос, 17 — шестеренчатый масляный
насос 18 — маховик 19 — кулисный механизм, 20 — центробежный предохранитель

12 10
Слав масла
Уровень пола
х_27
Рис 57 Горизонтальный детандер типа ДВД-6, V = 2250 м3/час, р = 17С—-16 ата (Казанский завод); 1 — станина, 2 — цилиндрический прилив,
3 —'направляющие d — цилиндр, 5 — поршень, 6 — крейцкопф, 7 — шатун, 8 — шаровая головка шатуна, 9 — коленчатый вал, 10 — вы-
пускной клапан, 11 — глазок, 12 — предохранительная мембрана

МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ 467
Рис. 58. Схема распределительных органов детан
дера типа ДВД-6: 1 — цилиндр, 2 — впускной
клапан, 3— толкатель впуска, 4— кулиса впуска,
6 — кулачок впуска, 6 — выпускной клапан,
7 — коромысло выпуска, 8 — толкатель выпуска,
9 — кулиса выпуска, 10 — кулачок выпуска
(кулачки и кулисы условно повернуты- в плоскость
Рис. 59. Центробежный выключатель детандера
ДВД-6: 1 — груз, 2 и 5 — пружины, 3 — рычаг,
4 — боек, 6 — толкатель, 7 — коленчатый вал,
$ — кулиса впуска
На рис. 56 изображен вертикальный
детандер ДВД-2, предназначенный для
расширения 110—120 нм3/час воздуха с
200 до 6 ата. Коленчатый вал лежит на
двух коренных роликовых подшипниках.
Открытие и закрытие впускного и
выпускного клапанов 9 и 10 производится
штоками-толкателями 14 и 15, приводимыми
в движение двумя кулачками 12 и 13,
сидящими на коленчатом валу. Движение
поршня через крейцкопф и шатун
передается коленчатому валу. Смазка цилиндра
производится масляным насосом высокого
давления 16, а смазка кривошипно-шатун-
ного механизма — шестеренчатым
масляным насосом 17. Мощность, развиваемая
детандером, передается генератору
переменного тока с помощью клиыоременной
передачи.
V Греющий
воздух
Рис. 60. Детандерный фильтр: 1 —
сосуд, 2 — дно, 3 — крышка, 4 —
стаканы, 5 — чулки, 6 — насадка
Для регулирования холодопроизводи-
тельности предусмотрен кулисный
механизм 19, с помощью которого может
изменяться момент открытия и закрытия
(отсечка) впускного клапана. На маховике
расположен центробежный предохранитель20;
при увеличении числа оборотов сверх
допустимого предохранитель под влиянием
центробежной силы выдвигается за обод
маховика и ударяет по рычагу, который
освобождает тормоз, останавливающий
шкив. Одновременно рычаг размыкает цепь
генератора детандера и включает
электромагнитный вентиль, прекращающий
поступление воздуха высокого давления в
детандер.

468
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
В установках жидкого кислорода
большой производительности применяют
горизонтальный детандер ДВД-6 (рис. 57).
К чугунной станине 1 прикреплен стальной
цилиндр 4, в котором движется поршень 5.
На головке цилиндра расположены
впускной и выпускной клапаны, приводимые в
действие посредством толкателей от кулачков,
насаженных на коленчатый вал (рис. 58).
Впускной клапан имеет
предохранительную мембрану 12. На шеке коленчатого вала
установлен центробежный выключатель
(рис. 59), предохраняющий машину от
разноса. При увеличении числа оборотов
сверх допустимого груз 1 выдвигается,
(жимает пружину 2 и ударяет по рычагу 3,
который освобождает боек 4. Под
действием пружины 5 боек 4 отодвигается,
прекращается его воздействие на конец
толкателя 6 и поступление воздуха в детандер.
После детандера необходимо
устанавливать фильтр, задерживающий частицы
масла, уносимого вместе с холодным
воздухом. Устройство фильтра, показано на
рис. 60 Внутри латунного сосуда 1
расположены три латунных цилиндрических
стпкана 4 с отверстиями; на стаканы
надеты чулки 5 из шинельного сукна.
В табл. 12 приведены данные об
изготовляемых в СССР поршневых детандерах.
Турбодетандеры. Турбодетандеры
применяют в крупных кислородных
установках низкого/давления. Впервые они были
использованы . в 1932 г. в установках
Линде-Френкль и (троились активного
1ипа с осевым течением газа. В 1938 г.
академиком Капица [19, 23] был
предложен турбодетаьдер реактивного типа с
радиальным течением и выходом
расширенного воздуха через центральный патрубок.
Эта машина имеет более высокий
адиабатический к. п. д. По данным Свирингена
[49], наибольший к.п. д. при оптимальных
условиях для различных турбодетандеров
следующий:
активный 0,78
реактивный 0,827
реактивный с центральным отводом" газа . 0,857
Фирмы Батерлей К° (Англия; и Эйр
Продактс (США) изготовляют
турбодетандеры для расширения с начального
давления 7-f-70 ата, мощностью 2,2-Ь-
Таблица 12
Техническая характеристика поршневых детандеров *
Показатели
ДК-50
ДВД-2
ДВД-4 ДВД-6
ДСД-5
ДВД-2М
Тип кислородной установки
Диаметр цилиндра, мм . . .
Ход поршня, мм
Число оборотов вала, об/мин.
Производительность, м31час:
пуск
нормальная работа . . .
Пределы регулирования, %
Температура воздуха перед
детандером, °С
Температура воздуха после
детандера, °С:
пуск
нормальная работа . . .
Давление воздуха перед
детандером, ата:
пуск
нормальная работа . . .
Давление воздуха после
детандера, ата
Мощность
электрогенератора-тормоза, кет ......
Вес, т
СК-12М и
АК-12М
130
340—400
60 ± 5
80-100
+30
-80
200
170-200
16
0,38
КГ-300-2Д
70
180
200
150-170
110-120
65-100
+30
-85
200
75-90
2,5
1,12
КТ-1000
80
ISO
255
430
325
65-100
+30
-105
200
120
1,15
КЖ
155
290
145
3000
2250
80-120
-35
-160 до
-165
200
170
6+16
130
7,90
УКГС-100
80
180
180
300-350
190-200
65—100
от
до
-45
-50
до
-НО
-125
от -100
до —105
60
30-33
7
1.14
КТ-3 00-2X1
и KT-Iooi*
70
180
200
170/430**
120/325**
65-100
+30
-120
—88/—98**
200
90/120*
20
1,14
См. также «Кислород» № 6, 1959.
Числитель — для КГ-300-2Д; знаменатель -
для КТ-1000.

МАШИНЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ 469
185 кет и к. п. д. -ц = 0,Г'2. В Англии для
небольшой установки разделения воздуха
был построен турбодетандер, диаметром
d = 14,3 мм с числом оборотов 240000 в
минуту, мощностью около 0,8 кет [50].
В Советском Союзе для установок типа
Линде-Френк ль выпускают тугмодетан-
деры активного типа с регулированием хо-
лодопроизводительности посредством
включения ШП1 выключения части сопел.
Для кислородных установок низкого
давления строят турбодетандеры реактивного
типа с отводом воздуха через центральный
патрубок.
Турбодетандерньш агрегат для
кислородной установки КТ-3600(рис. 61)
предназначен для расширения азота. Сжатый
и охлажденный азот расширяется в
направляющем аппарате 2 и с большой
скоростью входит на лопатки 3 рабочего
колеса, отдает о вою кинетическую
энергию и выходит с более низкой
температурой.
Рабочее колесо изготовлено из
дюралюминия, укреплено на конце вала б,
уплотняемого графитовым сальником 7.
Вращение вала через редуктор 8 и муфту
передается электрогенератору 10,
Наружный диаметр рабочего колеса
D = 352 мм. Число лопаток 124, ширина
12 мм. Число оборотов рабочего колеса 7160
в минуту. Производительность детандера
может изменяться от 800 до 2700 м3/час.
На рис. 62 показан разрез
реактивного турбодетандера производительностью
15000 м3/час для расширения воздуха от
5,5 до 1,5 ата. По данным испытания,
адиабатический к. п. д. Y) колеблется от 0,и до
0,82 [51J.
Турбодетандер представляет собой
одноступенчатую центростремительную
реактивную турбину. Рабочее колесо насажено
консольно на вал быстроходной шестерни
редуктора. Оно разгружено от осевых
усилий, а случайные осевые нагрузки
воспринимаются упорным подшипником
редуктора. Последний соединен с асинхронным
короткозамкнутым электрогенератором,
смонтированным на отдельной раме.
Защита от разноса осуществляется
быстродействующим запорным клапаном,
приводимым от воздушного сервомотора.
В Советском Союзе выпускают
турбодетандеры производительностью от 1000
до 15000 м3 воздуха в час для расширения
от 5,5 до 1,4 ата.
Рис. 61. Общий вид турбодетандерного агрегата кислородной установки КТ-3600, V — до
2700 м31час (завод им. 40-летия Октября): 1 — вход газа, 2 — направляющий аппарат,
3 — лопатки рабочего колеса, 4 — рабочее колесо, 5 — труба для выхода газа, 6 — вал,
7 — сальник, 8 — редуктор, 9 — муфта, 10 — электрогенератор, 11 — кронштейн, 12 — кожух
с изоляцией

470
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Рис. 62. Турбодетандер для установки БР-1 производительностью 12500 м3 кислорода в час,
V = 15 000 м31час (завод им. 40-летия Октября); 1 — корпус, 2 — рабочее колесо, 3 —
направляющий аппарат, 4 — лабиринтная втулка, 5 — редуктор
АППАРАТЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Основными элементами установок
глубокого охлаждения, помимо компрессорного
оборудования, являются:
аппараты для очистки и осушки газа
(фильтры, декарбонизаторы, скрубберы,
адсорберы);
основные аппараты (теплообменники,
регенераторы, колонны);
аппараты для хранения и
транспортирования газов (баллоны, газгольдеры,
ресиверы, танки).
Аппараты для очистки и осушки
воздуха. Фильтры. Для очистки воздуха от
пыли и механических примесей применяют
фильтры с кольцами Рашига, смоченными
висциновым маслом F0% цилиндрового и
40% солярового масла). Удельный вес
масла y = 0,938, вязкость 3° по Энглеру
при 50°С. Толщина слоя колец Рашига
60 мм. Площадь фильтра рассчитывают
при скорости воздуха w = 1,1—1,2 ль/сек.
Скрубберы. Для очистки воздуха от
двуокиси углерода применяют
скрубберы (рис. 63). Обычно устанавливают
последовательно два скруббера, что
улучшает очистку и использование щелочного
раствора, который непрерывно подается
циркуляционным щелочным насосом. В
последнее время скрубберы применяют и в
кислородных установках небольшой
производительности, ввиду их преимущества
по сравнению с декарбонизаторами.
Осушительные батареи. Батарея
состоит из нескольких стальных баллонов
(рис. 64). В корпус 1 вставлена гильза 2,
заполненная кусками едкого натра разме-

АППАРАТЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
471
I ом 30—40 мм. Гильза имеет крышку 3
с уплотняющим резиновым кольцом.
Баллон закрывается наружной крышкой 4,
с болтами <5, прижимающими внутреннюю
крышку 6 с
уплотнителем 7. Более
совершенная осушка воздуха
производится с помощью
активного глинозема
(адсорбция). Количество
влаги в воздухе после
осушки равно 0,005 г/ж3,
что соответствует точке
росы при — 64°С.
Адсорбционная установка
состоит из двух баллонов,
заполненных активным
глиноземом,
переключающихся каждые 8
часов. В одном адсорбере
происходит поглощение
влаги из воздуха, в
другом — регенерация
сорбента путем продувки
азота с температурой
245—260°С.
В крупных
кислородных установках осушку
производят в
аммиачных переключающихся
теплообменниках, где
воздух охлаждается до
температуры —45°С.
Основные аппараты.
Теплообменники.
Различают теплообменники
низкого, среднего и
высокого давления.
Аппараты низкого и среднего
давления изготовляют
кожухотрубными со
значительным числом
прямых трубок,
закрепляемых в трубных
решетках.
Для высокого
давления применяют змееви-
ковые теплообменники.
Воздух движется внутри
трубок, обратный газ
омывает их наружную
поверхность.
Теплообменники высокого
давления могут быть двух
типов: якорные и с
поперечным движением обратных
газов. В аппаратах
якорного типа обратные газы движутся вдоль
трубок; они более громоздки, имеют
относительно невысокий коэффициент
теплопередачи. Теплообменники с поперечным
движением обратных газов (рис. 65),
работающие с более высоким коэффициентом
теплопередачи, в настоящее время наиболее
распространены. Трубные решетки
выполняют из латуни.
Регенераторы. Применяются в крупных
кислородных установках в качестве тепло-
\ Воздух
Щелочной
растбор
^П ^ рам
Щелочной
раствор
Разрез по ЯД
Рис. 63. Скруббер: 1 —
цилиндрический сосуд, 2 — сборник, з —
насадка, 4 — отбойный слой
керамических колец, 5 —
разбрызгиватель, 6 — подогревательное
устройство
Рис. 64. Осушительный баллон:
1 — корпус, 2 — гильза с едким
натром, з — крышка, 4 —
наружная крышка, 5 — болты, 6 —
внутренняя крышка, 7 —
уплотнитель, 8 — продувочный вентиль
обменных аппаратов. Регенератор (рис. 66)
представляет собой стальной цилиндр,
заполненный насадкой в виде дисков из
гофрированной алюминиевой ленты (рис. 67).
Для работы необходимы два аппарата:
через один проходит воздух, через другой —
обратный газ. Регенераторы помимо тепло-

472
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ (
обмена выполняют функции аппаратов для нескольких обечаек, внутри которых рас-
очистки воздуха от влаги и углекислоты. положены ректификационные тарелки. На-
Переключение регенераторов
производится через каждые 3 минуты с помощью
Разрез по ДА
Рис. 66. Регенератор: 1 - кор
пус, 2 — алюминиевая
насадка с мелким шагом рифления,
3— то же, с крупным шагом,
4 — крышка с нажимными
болтами
иболее эффективными являются кольцевые
ситчатые тарелки (рис. 68), которые при^
меняют в установках средней- и большой
Рис. 65. Теплообменник высокого давления: 1 —
кожух, 2 — медные трубки, 3 — коллектор, 4 —
патрубки
принудительных клапанов на теплом конце
и автоматических клапанов на холодном
конце аппаратов.
Колонны. Колонна двукратной
ректификации (рис. 37) представляет собой
цилиндрический корпус, составленный из
^ие. Ь/. Диск из гофрированной
алюминиевой ленты
производительности. Тарелки изготовляют
из медных листов: диаметр отверстий 0,8—-
0,9 мм, шаг 3,25 мм.

АППАРАТЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
473
В колонне высокого давления уста- азота и других сжиженных газов приме-
навливают от 18 до 24 ректификационных няют металлические сосуды Дьюара ем-
тарелок, в колонне низкого давления — 36. костью от 5 до 100 л (рис. 70).
Между колоннами высокого и низкого Сосуд Дьюара состоит из двух шаров;
давления расположен конденсатор-испа- внутренний шар — медный. Он имеет шейку
ритель (рис. 69). В трубных решетках диаметром 15 мм, длиной 200—300 мм,
этого аппарата крепятся медные
трубки диаметром 7 X 0,4 мм,
высотой от 600 до 1200 мм. На
рис. 69 изображен конденсатор
для кислородной установки
производительностью 3600 мг
кислорода в час; число трубок 17014.
Для управления процессом
ректификации разделительный
аппарат снабжен
контрольно-измерительными приборами,
дроссельными вентилями, указателями
уровня жидкости (гампсометра-
ми), вентилями для анализов и
другими устройствами.
Аппараты для хранения газов.
Газы хранят и транспортируют
в сжатом состоянии при давлении
Кислород
Рис. 68. Схема кольцевой
ситчатой тарелки
Рис. 69. Конденсатор: 1 — обечайка, а — верхний
конусный переход, з — трубки, 4,5 — верхняя и
нижняя трубные решетки, 6 — крышка, 7,8 — верхняя
и нижняя колонны
от 150 до 200 ати в стальных баллонах
или в сжиженном виде в сосудах Дьюара,
специальных танках и резервуарах.
Стальные баллоны (ГОСТ 949—41)
могут быть малой емкости от 0,4 до 12 л
и большой емкости от 12,5 до 55 л.
Их изготовляют из стали с пределом
прочности при растяжении не менее 65 кг/мм2.
Наибольшее применение для сварочных
работ получили баллоны емкостью 40 л,
весом 67 кг. В последнее время выпускают
баллоны из легированной стали с пределом
прочности 100—120 кг/мм2.
Сосуды Дьюара. Для хранения и
перевозки небольших количеств кислорода,
которая крепится вверху к трубке,
соединенной с наружным шаром. Для
уменьшения теплопритока шейку изготовляют
из нейзильбера, имеющего небольшой
коэффициент теплопроводности. В
пространстве между шарами создают разрежение
0,001 мм рт. ст. Внутренний сосуд с
наружной стороны внизу имеет сетку,
заполненную активированным древесным
углем или силикагелем. Когда в сосуд
наливают жидкий воздух или другой
сжиженный газ, то происходит охлаждение
активированного угля, который адсорбирует
остаточный воздух, и создается вакуум,
достигающий 10 ~7ата.

474
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
Для хранения и перевозки больших
количеств жидкого кислорода применяют
стадионарные и транспортные танки.
1 щ Vzzl-; щ Ш=щ
I- 0.172 -i
Рис. 70. Сосуд Дьюара емкостью 15 л: 1 —
внутренний медный шаровой сосуд, 2 —
адсорбционная камера, з — наружный медный шаровой
сосуд, 4 — свинцовый патрубок, 5 — наружный
кожух
Танк (рис. 71) состоит из внутреннего
шарового медного или латунного
тонкостенного сосуда 1 и внешнего кожуха 2,
служащего опорой. Пространство между
ними заполнено изоляцией —
порошкообразной магнезией или шлаковой ватой.
Для опорожнения танка служит вентиль 3
и труба 4, доходящая почти до дна
шарового сосуда. При опорожнении
необходимо создать в сосуде некоторое
избыточное давление. Для этого небольшое
количество жидкого кислорода через
вентиль б пропускают по трубке испарителя 6,
где он испаряется, возвращаясь
обратно в верхнюю часть шарового сосуда,
газообразный кислород создает давление,
необходимое для вытеснения жидкости.
Емкость танков для хранения
жидкого кислорода: стационарных — от 1000 до
6600 м3, транспортных — 1000 и 2400 м3
(в переводе на газ).
В настоящее время" изготовляют
стационарные танки для хранения 25 и 50 т
жидкого кислорода.
Насосы для жидкого кислорода. G
помощью насосов для жидкого кислорода
можно из блока разделения получать газ
под давлением 165—250 ати. Жидкий
кислород из конденсатора после
переохлаждения на 6—7°С подводится к насосу, в
котором сжимается до требуемого
давления, поступает в теплообменник, в
котором перегревается при температуре
окружающего воздуха, выходит из блока
разделения и направляется в
наполнительную рампу. Кроме того, насосы
жидкого кислорода могут быть
использованы для непрерывной газификации его
под давлением.
Рис. 71. Танк для жидкого кислорода: 1 —
сосуд, 2 — кожух, 3 — вентиль для слива
жидкости, 4 — труба для наполнения и слива
жидкости, 5 — вентиль испарителя жидкости, 6 —
испаритель, 7 — труба для наполнения танка
Насос для жидкого кислорода (рис. 72)
имеет плунжер, изготовленный из
нержавеющей стали 1Х18Н9. Плунжер
движется в латунной втулке цилиндра 5,
внутри которой находятся кольца из
графитизированного асбеста 6,
чешуйчатый графит 7 и графитовая втулка 8.
Жидкий кислород поступает через
всасывающий шариковый клапан 1 и выходит
через нагнетательный шариковый
клапан 2, расположенные в головке насоса 3.
Седла клапанов изготовляют из латуни
марки ЛЖМЦ-59-1-1. На теплом конце
плунжера имеется специальный
сальник 14 с уплотнением, состоящим из
графитовой втулки и асбестовой набивки.
Для уменьшения теплопритока между
станиной насоса и сальником расположена
текстолитовая втулка 17. Головка и

АППАРАТЫ ДЛЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
475
|жшшшш^^^
Рис. 72. Насос для жидкого кислорода НЖК-30-200/3; V = 30 м*1час (в пересчете на газ): i —
всасывающий клапан, 2 — нагнетательный клапан, 3 — головка насоса, 4 — плунжер, 5 —втулка
цилиндра, б — кольцо из графитизированного асбеста, 7 — чешуйчатый графит, 8, 15 — графитовые
втулки, 9 — латунная втулка, 10 — бронзовая втулка, 11 — рубашка насоса, 12— труба для отвода
азота, 13 — текстолитовое кольцо, 14 — сальник, 16 — асбестовая набивка, 17 — текстолитовая
втулка, 18 — труба для отвода газообразного кислорода
цилиндр насоса охлаждаются азотом,
который поступает в центральную трубу,
проходит через отверстия в головке,
омывает цилиндр и выходит через трубу 12.
Между холодной частью насоса (на рис.
72. слева) и теплой (справа) имеется
текстолитовое кольцо 13 значительной толщины.
Газообразный кислород, просачивающийся
между плунжером и графитовой втулкой,
выходит через трубу 18.
Насосы для жидкого кислорода
применяют в кислородных установках
производительностью 30 и 130 л*3
кислорода в час.

МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ПОДГОТОВКА ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ К ИСПЫТАНИЯМ
Испытания холодильных машин или
отдельных их элементов (компрессоров,
конденсаторов, испарителей и др.) следует
проводить в соответствии с «Методами
испытаний компрессионных холодильных
машин» [1] или иными официальными
материалами.
Перед испытаниями должна быть
разработана или проверена имеющаяся схема
холодильной машины. Если испытанию
подвергают только часть установки, то ее
отключают в местах ответвлений от
остальной системы. При этом не должно быть
перетекания холодильного агента или
теплоносителя.
Проверяют правильность заполнения
машины и отдельных ее элементов
холодильным агентом, маслом, раствором
надлежащего состава (в абсорбционных
холодильных машинах) и теплоносителем. Из
системы удаляют неконденсируемые газы. Из
аппаратов аммиачных машин выпускают
масло.
Фреоновые машины должны
проработать перед началом испытания время,
достаточное для обеспечения правильности
циркуляции масла в системе. В секционных
аппаратах следует убедиться в
равномерности распределения холодильного агента
или теплоносителя по секциям.
Во фреоновых холодильных машинах
проверяют осушители агента, при
необходимости меняют поглотитель.
Очистке подлежат также грязевики и
фильтры.
Устраняют неплотности, вызывающие
утечку холодильного агента или
теплоносителя, а также подсасывание воздуха
ь с шлему.
При испытаниях абсорбционных
холодильных машин на паропроводе перед
генератором устанавливают отделитель
жидкости для полного отделения пара от
конденсата.
Холодильные машины или их элементы,
показатели работы которых определяют,
следует привести по возможности в
нормальное рабочее состояние и устранить
выявленные дефекты.
Измерительные приборы, подлежащие
периодической поверке, должны иметь
клеймо государственной поверки с непро-
сроченным сроком действия или паспорт
поверки, проведенной незадолго до
испытания.
Помимо приборов, показания которых
используют при обработке результатов
испытания, установку при необходимости
снабжают дополнительными приборами
(манометры, термометры, указатели уровня,
глазки и др.) для регулирования и
контроля теплового состояния и правильности
циркуляции агента и теплоносителя.
Рекомендуется применение самопишущих
приборов.
До начала испытаний разрабатывают
форму протокола, включающую
порядковый номер и время записи,
наименования и размерность измеряемых величин
и методику обработки результатов
испытаний.
Рекомендуется производить
предварительные испытания холодильной машины
и ее элементов для проверки
возможности поддержания необходимого
режима работы и соответствия
измерительных приборов предъявляемым
требованиям.

ПОДГОТОВКА ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ Я ИСПЫТАНИЯМ
477
Общие условия
проведения испытаний
Испытания холодильных машин и их
элементов (за исключением циклично
работающих машин) рекомендуется
проводить в установившемся тепловом
состоянии. При этом следует поддерживать по
возможности неизменными (в пределах
точности показаний приборов) все
измеряемые величины — температуры, давления,
числа оборотов, уровни холодильного
агента в аппаратах и т. п.
Если тепловое состояние холодильной
машины во время испытания несколько
изменяется, то следует стремиться к тому,
чтобы измеряемые величины были
одинаковыми в начале и конце периода, принятого
для подсчета результатов. Допускаются
незначительные отклонения ряда измеряемых
величин в одну сторону, например, при
постепенном повышении температуры
охлаждающей воды могут соответственно
возрастать температуры конденсации, жидкого
холодильного агента и т. д.
При недостаточно установившемся
тепловом состоянии в тепловую
производительность аппаратов, определяемую по
охлаждению теплоносителя в испарителях или
подогреву воды в конденсаторах, вводят
поправку на аккумуляцию тепла:
Wan- At
AQOK = ккал/час, A)
где А* — изменение температуры в части
аппарата с наибольшей
аккумулирующей способностью за
время х.
Водяной эквивалент Wап — сумма
произведений веса жидкого агента,
теплоносителя и металлических деталей на
соответствующие теплоемкости.
Если испаритель во время испытаний
нагревается, а конденсатор охлаждается,
поправка на аккумуляцию тепла должна
иметь знак минус; в обратных случаях —
знак плюс.
Период для подсчета результатов
испытания рекомендуется выбирать после
работы машины в установившемся тепловом
состоянии не менее получаса. Длительность
этого периода должна быть не менее часа;
отсчет показаний приборов производится
через 10—15 минут. Во время испытаний
соблюдают точные интервалы между
отсчетами по каждому прибору. Отсчеты по
разным приборам можно производить не
одновременно, но в одинаковой
последовательности.
Для создания и регулирования
необходимой нагрузки холодильной машины
применяют нагреватели теплоносителя
(электрические или паровые) или
теплообменники, в которых охлажденный тенлоноситель
получает тепло от воды, нагревающейся в
конденсаторе; для малых фреоновых
холодильных машин — калориметры со
вторичным холодильным агентом. Калориметр
представляет собой сосуд, частично
заполненный фреоном-12. В паровой части
расположен змеевик, служащий испарителем
холодильной машины, в жидком
фреоне—электрический нагреватель (рис. 1).
Рис. 1. Калориметр со
вторичным холодильным агентом: 1 —
змеевик-испаритель, 2 —
электронагреватель, 3 —
вторичный холодильный агент, 4 —
манометр
Фреон кипит в сосуде и конденсируется
на трубах испарительного змеевика.
Давление кипения и перегрев пара,
всасываемого компрессором, поддерживаются
регулированием количества подаваемого в
змеевик жидкого холодильного агента и
мощности электрического нагревателя. Для
защиты калориметра рекомендуется
автоматическое выключение нагревателя при
остановке компрессора и чрезмерном
повышении давления фреона-12 в корпусе
прибора.
Во время испытаний выпуск неконден-
сируемых газов не производят, и
воздухоотделители всех машин, за исключением
пароэжекторных, отключают. К
регулирующему вентилю (единственному или первому)
должен поступать жидкий холодильный
агент, переохлажденный не менее чем на 3°.
Пары агента, всасываемые
компрессором, должны быть перегреты не менее чем

478 МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Холодильный
агент
на 5° в аммиачных машинах и 15
новых.
Для уменьшения погрешности при
обработке данных испытаний изменение
температуры холодильного агента, теплоносителя
или воды при прохождении через аппарат
должно составлять не менее 3°.
Измеряемые во время испытания
величины рекомендуется наносить на графики,
по которым удобно определять начало и
продолжительность установившегося
состояния.
Проверку показателей работы (холодо-
производительности машины, удельной хо-
лодопроизводительности или
удельной подводимой мощности,
тепловой производительности
аппаратов) автоматизированных
холодильных установок производят
при установившемся тепловом
состоянии. При этом регулирующие
автоматические приборы
отключены, защитные приборы —
включены. Система регулируется вручную.
При цикличной работе
автоматизированной холодильной
машины изменяющиеся параметры
регистрируются самопишущими
приборами.
Расчетный период должен в
этом случае включать не менее
пяти циклов общей
продолжительностью не менее 2 часов.
Длительность работы и остановок
компрессора во всех циклах должны
быть одинаковыми (точность до
10%). При определении
показателей работы машины принимают
усредненные (эффективные)
значения температур и давлений.
Если во время испытания
измерения производят одновременно
несколькими способами, то один
из них принимают как основной,
остальные — контрольные.
вофрео- где N —мощность, подводимая к
электрическому нагревателю, кет;
i кл— энтальпия маслофреонового
раствора, поступающего в
калориметр от регулирующего
вентиля, отнесенная к 1 кг фреона,
ккал/кг;
*2кл— суммарная энтальпия пара и
жидкого маслофреонового
раствора, выходящих из
калориметра во всасывающий
трубопровод, отнесенная к 1 кг
фреона, ккал/кг;
э~
ffe-
Холодильный
агент
Рис. 2. Калориметр для определения расхода холодильного
агента: а — элемент калориметра; б — схема соединения
элементов; 2 — электронагреватель, 2 — термометровые
гильзы
Определение количества
холодильного агента и водоашшачного
раствора
Для определения количества
циркулирующего в час агента или водоаммиачно-
го раствора рекомендуются следующие
приборы.
Электрические калориметры (рис. 1)
применяют в малых фреоновых
холодильных машинах вместо испарителя.
Количество циркулирующего агента
определяют по тепловому балансу
калориметра:
„ 8607V + AQ^
Ga = — ——: кг/час, B)
&QKJl — теплоприток к калориметру
из окружающей среды или
потери тепла в нее (в последнем
случае — знак минус), ккал/час.
В большинстве случаев с
удовлетворительной точностью принимают для ilKJt и
i<9K теплосодержание чистого фреона при
входе в калориметр и при выходе из него [2].
Дроссельные приборы (сопла, диафрагмы,
трубы Вентури) устанавливают на
всасывающих трубопроводах перегретого пара, в
крупных установках — на жидкостных.
Измеряют перепад давления в дросселе,
температуру и давление до и после дросселя.
При установке дроссельных приборов на
жидкостных трубопроводах холодильного
агента или водоаммиачного раствора по-

ПОДГОТОВКА ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ К ИСПЫТАНИЯМ
479
следние переохлаждают, чтобы при потере
напора в дросселе не происходило
парообразования. Во фреоновых машинах для
обеспечения циркуляции масла
дроссельные приборы устанавливают на
вертикальных участках паровых трубопроводов.
Для измерения перепада давлений
рекомендуется использовать ртутные
дифференциальные манометры типа ДТ-50 или
ДТ-150 с пределами шкалы соответственно
700 мм рт. ст. и 500 мм рт. ст. В отдельных
случаях применяют самопишущие
поплавковые дифференциальные манометры (класс
1,5) общего назначения типов ДП-410
и МДМ для фреона и ДП-410А для аммиака
и водоаммиачного раствора.
При пользовании дроссельными
приборами необходимо руководствоваться
правилами 27—54 [3].
При вычислении расхода по тепловому
балансу аппаратов (см. «Испытания
аппаратов») определяют энтальпии рабочего
вещества при входе в аппарат и выходе из
него; жидкость должна быть
переохлаждена не менее чем на 2°С, а пары
перегреты не менее чем на 3°С.
Специальные калориметры применяют в
случае выхода из аппарата агента в
состоянии влажного пара (например, фреоновые
испарители, приборы для охлаждения камер).
Калориметры устанавливают на
всасывающем трубопроводе аппарата. Один из
таких приборов с электрическим
нагревателем изображен на рис. 2. Он выполнен из
трех последовательно соединенных
элементов. Каждый элемент состоит из
цилиндрического корпуса, внутри которого в
трубке размещен нагреватель. В первом
элементе калориметра происходит доиспа-
рение и частичный перегрев паров
холодильного агента, а в последующих только его
перегрев.
Расход холодильного агента определяют
по тепловому балансу второго элемента:
Для аммиачных машин знаменатель в
формуле C) может быть заменен разностью
энтальпий (islw— *1КД).
По тепловому балансу первого элемента
калориметра можно определить величину
энтальпии 12и(если из испарителя выходит
влажный пар):
8607V + AQKA
Чи = 1-Кл г ккал/кг, D),
где i — энтальпия холодильного агента
при выходе из первого элемента
калориметра или суммарная
энтальпия пара и маслофреонового
раствора, отнесенная к 1 кг
агента, ккал/кг.
Третий элемент калориметра служит для
устранения влияния тепловых потоков
через стенки выходного патрубка второго
элемента на результаты измерений.
Измерение расхода теплоносителя
и воды
Для измерения количества
циркулирующего в час теплоносителя и воды
применяют следующие приборы.
Дроссельные приборы (сопла, диафрагмы,
трубы Вентури) служат для измерения
количества жидкостей (вода, рассол) и
воздуха. Перепад давления в дроссельных
устройствах измеряют U-образными
дифференциальными манометрами типа ДТ-50 или ДТ-
150. При малых расходах воды
используют перевернутые U-образные
дифференциальные манометры. В испытаниях,
допускающих применение приборов класса 1,5,
используют самопишущие поплавковые
дифференциальные манометры типов ДП-410
и МДМ.
При определении расхода рассола
дроссельными приборами измеряют перепад
давления, температуру протекающего
рассола и его плотность (стеклянным
ареометром с ценой деления не выше 0,002).
При пользовании дроссельными
приборами необходимо руководствоваться
правилами 27—54 [3].
Измерение расхода жидкого
теплоносителя или воды производят с помощью
одного градуированного и снабженного
указателем уровня или двух попеременно
заполняемых резервуаров. Во втором
случае емкость каждого резервуара должна
обеспечивать прием количества жидкости,
протекающей не менее чем за 10 минут.
Расход воздуха или жидкости
определяют методом измерения скорости
потока в сечении канала или
трубопровода, аналогично испытаниям
вентиляционных установок.
Расходомеры различных типов
применяют для измерения расхода воды.
Удовлетворительную точность измерения
обеспечивают объемные расходомеры дисковые
(класс 0,5—1) и поршневые (класс 1—1,5).
При расходах от 30 до 100 м*/час (калибр
50—100 мм) применяют дисковые
расходомеры, при меньших — поршневые.
Меньшую точность измерений (по
классу 2) имеют скоростные расходомеры с
вертикальной крыльчатой вертушкой (для
расходов от 2 до 20 м3/час, калибр от 10
до 40 мм); спиральной вертушкой (от
70 до 2600 м*/час, калибр от 50 до 250 мм).
Первые устанавливают на
горизонтальных участках, вторые — на трубопроводах
с восходящим потоком жидкости.
Расходомеры постоянного перепада
(ротаметры) применяют при испытаниях,

480
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
допускающих использование приборов
класса 2,5.
Малые количества жидкости можно
измерять взвешиванием
заполненного в определенный промежуток времени
(не менее 15 минут) сосуда.
Измерение температуры
Температуру большинства сред
измеряют с точностью не менее
0,1—0,2°.Исключения составляют следующие температуры:
воздуха в помещениях, нагнетания
холодильного агента, водяного пара, водоамми-
ачного раствора в кипятильниках, для
которых точность — 0,5 — 1°.
Для измерения температур можно
применять жидкостные термометры (типа ТЛ-
103 и ТЛ-104 и др.), термометры
сопротивления (проволочные и полупроводниковые)
и термопары.
Проволочные термометры сопротивления
используют с приборами класса 0,5 типов
MG-1 и ЭМД-207 (электронные одноточечные
мосты), а также типа ЭМП-209
(многоточечные мосты). При меньшей точности
измерений указанные приборы используют
как самопишущие; применяют также лого-
метры типа ЛПр-53 (класс 1).
Полупроводниковые термометры
сопротивления подключают к телестанции с
неравновесным мостом Вестона (класс 0,2)
или микроамперметром типа ЛП-50 (класс
0,5).
Хромель-копелевые термопары
подключают к гальванометру типа 23П или
потенциометру типа ПП-1.
При выборе прибора учитывают класс
точности или цену деления шкалы, которые
должны отвечать точности, допускаемой
для данного измерения.
Место установки термометра должно
быть удалено от аппаратов, машин,
трубопроводов, температура которых
значительно отличается от температуры измеряемой
среды. Температура холодильного агента,
теплоносителя и т. д. измеряется в трубопро-
При испытании холодильной машины
определяют количества подведенного и
отведенного в отдельных ее элементах
тепла и составляют тепловой баланс.
К основным эксплуатационным
характеристикам холодильной машины относят
холодопроизводительности «брутто» и
«нетто», удельную холодопроизводительность,
удельную подводимую мощность в
компрессионных или удельный расход пара в паро-
эжекторных и абсорбционных машинах.
Если многоступенчатая или каскадная
воде не далее 1 м от аппарата или
компрессора, но не ближе трех диаметров
трубопровода от запорного вентиля компрессора.
Измерение давлений
Измерение давления (или разрежения)
производят пружинными или ртутными
открытыми манометрами (или
вакуумметрами).
Ртутные манометры (или вакуумметры)
рекомендуется устанавливать при
избыточном давлении не более 3 кг/см2. Ртутные
манометры используют двух типов:
стеклянные двухтрубные и чашечные
однотрубные. Отсчет по этим манометрам при
испытаниях производят с точностью
соответственно 2—1 мм рт. ст.
Из пружинных манометров (или
вакуумметров) рекомендуют приборы с одно-
витковой трубчатой пружиной (Бурдона)
и главным образом образцовые манометры
типа МО.
Для контроля давления в системе и при
испытаниях, допускающих использование
приборов класса точности 2,5, применяют
самопишущие манометры общего
назначения МБ-410 и мановакуумметры МВБ-
410, а также самопишущие аммиачные
манометры МБ-410А и мановакуумметры
МВБ-4Т0А.
Давление холодильного агента
(конденсации, кипения, между ступенями
компрессора) измеряют в паровой части системы.
Если потеря давления в трубопроводах
значительна, измерение производят на
расстоянии не более 30 диаметров
трубопровода от компрессора или аппаратов,
на прямых участках трубопроводов,
длиной не менее 10 диаметров перед местом
измерения. Во фреоновых системах, во
избежание накапливания масла в
соединительных трубопроводах, пружинные
манометры устанавливают на высоте не ниже
места отбора давления и в местах, не
имеющих петель. В трубопроводах к
жидкостным манометрам для периодического
удаления масла используют ловушки.
машина имеет полезную
холодопроизводительность при двух или нескольких
температурных уровнях, то
холодопроизводительность «брутто» определяют по каждому
уровню отдельно. При этом указывают все
температуры (кипения, конденсации,
переохлаждения и др.), определяющие режим
работы холодильной машины.
Примеры составления теплового баланса
компрессионных, пароэжекторных и
абсорбционных холодильных машин приведены
в табл. 1, 2, 3, 4, 5.
ИСПЫТАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН

ИСПЫТАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
481
Таблица 1
Тепловой баланс одноступенчатой компрессионной холодильной машины (рис. 3)
№ по |
пор. |
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Подведенное тепло
Холодопроизводи-
тельность «нетто»
Теплоприток в
испарителе
Тепловая
производительность испарителя
(сумма 1 и 2)
Теплоприток к
холодному жидкостному
трубопроводу
Сумма 3 и 4
Теплоприток
в теплообменнике
Теплоприток ко
всасывающему
трубопроводу
Холодопроизводи-
тельность «брутто»
(сумма 5 и 7)
Теплоприток в
компрессоре
Сумма подведенного
тепла F, 8 и 9)
Формула
пнт = Qum
Q6P
и
= Ga(j2u- hi)
Qmo ~ & a (l 2mo г\то>
AQec=Ga(ilKJVt—i2W)—Qmo
6j)
Q о ~"a^iK-M — lu)~Qmo
Ga (г2км ~~ 1ikm)
®бл === &а (г2км %)
о
Gd
ев- О
1
2
3
4
5
Отведенное тепло
Отдача тепла
нагнетательным
трубопроводом и
маслоотделителем
Тепловая
производительность
конденсатора
Тепловая
производительность
переохладителя
Отдача тепла в
теплообменнике
Сумма отведенного
тепла A, 2, 3, 4)
Формула
AQn8=Ga A2км -{1кд)\
QK = Ga dlKd — 12кд)\
Qno — ^а &1по~~ *v)
®бл~ Ga (г2км ~*uM
i?-Qm
Рис. 3. Тепловой баланс одноступенчатой компрессионной
холодильной машины
16 Энциклопед. справочник, кн. 1

482 МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Таблица 2
Тепловой баланс двухступенчатой компрессионной холодильной машины (рис. 4)
3 а
-о. О
< в
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
г
Подведенное тепло
Холодопроизводи-
тельность «нетто»
Теплоприток в
испарителе
Тепловая
производительность испарителя
(сумма 1 и 2)
Теплоприток к
холодному жидкостному
трубопроводу
Сумма 3 и 4
Теплоприток ко
всасывающему
трубопроводу ступени н. д.
Холодопроизводи-
тельность «брутто»
(сумма 5 и 6)
Теплоприток в
компрессоре н. д.
Теплоприток к
холодному жидкостному
трубопроводу
Теплоприток к
промежуточному сосуду
Теплоприток ко
всасывающему
трубопроводу ступени в. д.
Теплоприток в
компрессоре в. д.
Сумма подведенного
тепла G, 8, 9, 10,
1 11, 12)
Формула
ппт __ nnm
о и
AQU
^бР
Qu
AQ^c
Q6p + &Q^ =
===Gan.d ^2и-^сЗ)
AQec н d —
===GaH.d^HH.d ~~hv)
6p
Q0 ==Gan.d(iin.d~ioi€2)
Gan.d ({2н.д — Чп.д)
AQ^c =
==Gan.d (Ь#сЗ ~ {ж2)
AQnc
AQece.d =
= сав.д(Чв.д—12пс)
Gae.d^2e.d~He.d)
Q5a
о
Za\
1
2
3
4
5
Отведенное тепло
Отдача тепла
нагнетательным
трубопроводом ступени в.д.и
маслоотделителем
Тепловая
производительность
конденсатора
Тепловая
производительность
переохладителя
Отдача тепла
нагнетательным
трубопроводом ступени н.д.
Сумма отведенного
тепла A, 2, 3, 4)
|
Формула
А<2нг в.д =
= Gae.d A2в.д~Чкд)
Q-к =Ga в.д^Чкд—*2?idM
Qno ~ Gae.d X
X (г1по — гж0
=G а н.д ({2н. д ~Нпс)
Ябл 1
0оР^Мкмн.д.
S3» Ml
рис. 4. Тепловой баланс двухступенчатой компрессионной
холодильной машины

ИСПЫТАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
483
Таблица 3
Тепловой баланс каскадной холодильной машины, состоящей из двух
одноступенчатых холодильных машин (рис. 5)
1 о
г»
<К
1
2
3
4
Ь
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Подведенное тепло
Холодопроизводи-
тельность «нетто»
Теплоприток в
испарителе
Тепловая
производительность
испарителя (сумма 1 и 2)
Теплоприток к
холодному жидкостному
трубопроводу
нижнего каскада
Сумма 3 и 4
Теплоприток ко
всасывающему
трубопроводу нижнего
каскада
Холодопроизводи-
тельность «брутто»
(сумма 5 и 6)
Теплоприток в
компрессоре нижней
ветви каскада
Теплоприток к
жидкостному трубопроводу
Теплоприток к

денсатору-испарителю
Теплоприток к
всасывающему
трубопроводу верхнего
каскада
Теплоприток в
компрессоре верхнего
каскада
Теплоприток к
холодному жидкостному
трубопроводу
верхнего каскада
Сумма подведенного
тепла G, 8, 9, 10,
11, 12, 13)
Формула
о
ad
1« =
нт нт
ч0 -~чи
AQu
обр
^QjiCH.K
Qu +Д^01€К.К==
= & ан.п'^2ин.п ~~h\ н.п)
лФ<?с н.п ~ Ga н.п X
X i^in.K ~ *2и н.п)
Q0 ==&ан.к^1П.к~~ги.п.'к)
G а н.п (*2п.к ~ Чм.к)
А®жн.п
LQnd-u
^Qec в.п =
— G ав.п &1в.п "~ i-2u.e.n)
G а в.п 'г 2в.п ~~ г 1в.п)
дОмс.в.к
Чбл
1
2
3
4
5
Отведенное тепло
Отдача тепла
нагнетательным
трубопроводом верхнего
каскада и
маслоотделителем
Тепловая
производительность
конденсатора
Тепловая
производительность
переохладителя
Отдача тепла нагне- '*
тательным
трубопроводом нижнего
каскада
Сумма отведенного
тепла A, 2, 3, 4)
г-
Формула
^нг.в.п.== ""ав.п X
X (l2e.n~~~ilnd.e.n)
QK = Ga в Пщ X
ХСНтсд.в.те *2пд.в.пЦ
Qno =^aex X
X (Цпо ~~*и.в. к)
X(i2K n lind.H.n) |
Ябл
ДО нг/Г.к
no
7
А 'иб.к.
«о Чкмн.к^
i J
У'гкд.н.к.-'н.н.
рвг
Д@ж.н.к.
Рис. 5. Тепловой баланс каскадной
холодильной машины, состоящей из
двух одноступенчатых машин
16*

484
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Таблица 4
Тепловой баланс пароэжекторной холодильной машины с поверхностными
конденсаторами (рис. 6)
i °
rd
\Za
1
3
4
5
6
V
8
Подведенное тепло
Холодопроизводи-
тельность «нетто»
Теплопритоки в
испарителе
Тепловая
производительность испарителя
(сумма 1 и 2)
Теплоприток к
трубопроводу холодного
пара
Холодопроизводи-
тельнэсть «брутто»
(сумма 3 и 4)
Тепло, поступающее
с рабочим паром
Теплопритоки к
смесительной камере и
входной части
диффузора
Сумма подведенного
тепла E, 6, 7)
Формула
нт нт
AQU
Q6uP
AQxn
Qp.n ~ Gp.n • lp.n
aQcm
Q6a
о
uft
<, И
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
Отведенное тепло
Тепло,отведенное
из конденсатора
охлаждающей водой
Отдача тепла главным
конденсатором в
окружающую среду
Тепло, отведенное
охлаждающей водой
из вспомогательного
конденсатора
Отдача тепла
вспомогательным
конденсатором в
окружающую среду
Тепло, отведенное
в конденсаторах
(сумма 1, 2, 3, 4)
Тепло, отведенное
с конденсатом из
главного
конденсатора
Тепло, отведенное
с конденсатом из
вспомогательных
конденсаторов
Тепло, отведенное
с воздухом
Отдача тепла в
окружающую среду
паропроводом, паровыми
коробками и
смесителями эжекторов
Отдача тепла в
окружающую среду
выходной частью
диффузора
Сумма отведенного
тепла E, 6, 7, 8, 9, 10)
Формула
! qT
*Qk
нт
Чкв
AQne
Qk ~Ь Qne
Qp.K == Gp.K - ip^x
Qp.rt.e ~ Gp.K.e * р.к.в
Qi
*QP.n
*®дф '
Q6a j
Qk6 —
\SmT)
ЭFсп:)
&
4:,
Щвсп.)
\JjlJ[\
&?* } A 1
ca—
|
Op*
Э(главн.)
КД(глабн.)
^э-
Щп
113
|
И
пнт пнт
ДОи
'Р* РВ
Рис. 6. Тепловой баланс пароэжекторной холодильной машины

ИСПЫТАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
485
Таблица
Тепловой баланс одноступенчатой абсорбционной холодильной машины (рис. 7)
№ по 1
пор. 1
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Подведенное тепло
Холодопроизводи-
тельность испарителя
«нетто»
Теплопритоки
в испарителе
Тепловая
производительность испарителя
(сумма 1, 2)
Теплопритоки к
холодному жидкостному
трубопроводу
Сумма 3 и 4
Теплоприток к пару
в газовом
переохладителе
Теплопритоки к
всасывающему
трубопроводу
X о лодопроизводи-
тельность «брутто»
(сумма 5, 7)
Тепло, подведенное
к раствору греющим
паром в кипятильнике
Подвод тепла к
крепкому раствору
в теплообменнике
Тепловой эквивалент
работы водоаммиач-
ного насоса
Сумма подведенного
тепла F, 8, 9, 10, И)
Формула
пт пит
v0 — Чи
*Qu
Q6uP
*Q*c
бр
Qu + aQmc = Ga (l2u—lu)
Qe.no ==Ga^2z.no~^lz.no)
*Qec =
= Ga ({[аб-г2и> — Qz.no
Q6P =
0
= Ga (г1аб ~ lu) Qz.no
Qnn == Qnn ~~ AQnn
Qmo ==
= GKp A2то.кр~~*1то.кр)
QH = 8Q0NH
Q6a
№ no 1
nop.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Отведенное тепло
Тепло, отведенное
в абсорбере
Тепловая
производительность
конденсатора
Тепло, отведенное
в дефлегматоре
Потеря тепла
трубопроводом от
дефлегматора до
конденсатора
Отдача тепла слабым
раствором в
теплообменнике
Потеря тепла
теплообменником
Отдача тепла
жидкостью в газовом
переохладителе
Потеря тепла
трубопроводом слабого
раствора (от
кипятильника до
абсорбера)
Сумма отведенного
тепла A, 2, 3, 4, 5,
6, 7, 8)
Формула
Qa6
Qk = Ga (Чкд ~ 12кд)
Qd0
AQn3= j
= Ga (\дф - Чкд)
Qmo ~ ^сл Х
X (.Цто.сл ~ i-zmo.cJi)
AQmo |
Q6a
Рис. 7. Тепловой баланс абсорбционной холодильной машины

486
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ИСПЫТАНИЕ КОМПРЕССОРОВ
Компрессоры испытывают в составе
полной холодильной машины или на установке,
работающей по паровому циклу (в паровом
кольце) без конденсации и последующего
кипения холодильного агента.
/ 2
можность конденсации пара,
предусмотрены два теплообменника. Регулирование
давления перед компрессором (давление
всасывания) производится вентилем РВ2,
температуры всасываемых компрессором
^мкпл
дп
РВ1*\
тог
Т01
t=±L
•РВ2
нжн-*-
igp
1
/1
/
7
/ 5 ,
'I
У
J
Г""
<ty/
2
ш>
I—А *555>ЧуТ
PR 7 пп*э S-J
Вода _\
f Г т
')
—~Ч2?гА|
РВЗ РСб.д
а)
Рис. 8. Стенд для испытания компрессора одноступенчатого сжатия: а—схема; б —
изображение цикла в i, lg р-диаграмме
В качестве примера на рис. 8
представлена схема стенда с паровым кольцом для
испытания одноступенчатых компрессоров.
Теплота, эквивалентная приращению
энтальпии пара в компрессоре i2 — ilt
C/ndd
wi an
l
-A ff*ifr
Вода
%-\P8f
ПС
T02
PB5%<
ЫП
шли
mi*
Рис. 9. Схема стенда для испытания компрессора
пенчатого сжатия
отводится водой, подаваемой в
теплообменники. Температура воды определяет
величину минимального давления
нагнетания. Для регулирования этого давления
служит вентиль РВ1. Чтобы исключить воз-
паров— вентилем РВЗ путем подачи
некоторого количества жидкого агента из ресивера
высокого давления во всасывающий
трубопровод. В этом случае во втором
теплообменнике агент частично конденсируется и
сливается в ресивер. Наличие
жидкого холодильного агента в
ресивере высокого давления
необходимо, кроме того, для
перехода от одного режима работы
к другому, поскольку вес паров
в циркуляционном кольце при
этом изменяется. На
всасывающем трубопроводе з^станавливают
дроссельный прибор (сопло) для
измерения весовой
производительности компрессора Ga кг/час.
В рабочем цикле установки
(рис. 8) линия!—2 —сжатие пара
в кохмпрессоре, 2—3 —
охлаждение в первом теплообменнике,
3—4 — дросселирование в вентиле
РВ1, 4—б—охлаждение во втором
теплообменнике, б—1 —
дросселирование в вентиле РВ2, 6—7 —
дросселирование в вентиле РВЗ.
Пример схемы стенда с
паровым кольцом для испытания компрессора
двухступенчатого сжатия приведен на рис. 9.
В этой схеме, кроме элементов,
указанных на рис. 8, предусмотрены
промежуточный сосуд и вентили РВ4 и РВб.
Ст.н.д.
ДП
ТРВ2 ,
чАз \
РВЗ
-c&^J
двухсту-

ИСПЫТАНИЕ КОМПРЕССОРОВ
487
Вентилем РВо можно регулировать
промежуточное давление. Вентиль РВ4 служит
для регулирования температуры паров,
засасываемых ступенью высокого давления.
Весовую производительность ступени
низкого давления (Gan q кг/час) и ступени
высокого давления (Савдкг/час) определяют
с помощью дроссельных приборов (сопел),
установленных на всасывающих
трубопроводах.
При испытании малых холодильных
компрессоров в составе полной холодильной
машины в качестве испарителя
целесообразно использовать калориметр (см. рис. 1),
с помощью которого можно точно
определять и регулировать тепловую нагрузку
машины.
Поршневые и ротационные
компрессоры
Для определения основных показателей
работы компрессора измеряют следующие
величины:
давление и температуру пара перед
входом в арматуру компрессора или
ступени и при выходе из нее,
весовую производительность
компрессора или ступени,
число оборотов компрессора,
расход воды в охлаждающей рубашке
цилиндров и температуру ее при входе
в рубашку и выходе из нее,
мощность, подводимую к двигателю и
передаваемую компрессору.
Если весовую производительность
компрессора определяют по тепловому балансу
аппарата, то при испытании компрессора
измеряют величины, необходимые для
составления этого баланса.
Для более полного испытания
необходимы индикаторные диаграммы.
При испытании компрессора
определяют следующие показатели работы:
холодопроизводительность QK м, ккал/час\
мощность, передаваемую двигателем
компрессору Ne, кет;
эффективную удельную
холодопроизводительность Re, ккал/квт-ч или
обратную величину — удельную подводимую
мощность:
1000 Np
—jo квт-ч/1000 ккал;
"км
рабочие коэффициенты;
интенсивность теплоотдачи в
охлаждающей рубашке цилиндров
дв= Ьрв-^рб-Крб) ккафг (^
Рабочие коэффициенты компрессора
относят к состоянию холодильного агента
перед поступлением в арматуру
компрессора и по выходе из нее и подсчитывают
по формулам, см. «Рабочий процесс
компрессора».
Рабочие коэффициенты обычно
изображают в виде графической зависимости
от отношения давлений нагнетания и
всасывания.
Если компрессор работает в составе
полной холодильной машины, то
холодопроизводительность QKM компрессора
одноступенчатого или ступени низкого давления,
или нижнего каскада равна холодопроизво-
дительности Q&P холодильной машины.
При использовании в качестве ступени
высокого давления двухступенчатой
холодильной машины отдельного
одноступенчатого компрессора, его
холодопроизводительность:
Qkmg.o =Gae.d' A1в.д — 1и)™ал/час.F)
Или (рис. 4):
Q*m в. d=Q60P + Gan.d'^n.d +
= Q* + AQm в.д + Qno-
— °ав.д • Aie. д ккал/час. G)
Холодопроизводительность
компрессора верхнего каскада (рис. 5)
Qkm в.п = Gae.n • (ii в.к — in е>к) ккал/час
(8)
или
^КМ в. К =^К — U I V 8С в. К *Т" ^^Ж в. К ==
-Qn+^Qm в.к + Qno-
— Gae.n ' Ч. к ккал/час. (9)
При испытании в паровом кольце
холодопроизводительность компрессора
подсчитывают для заданных режимов работы
холодильной машины по опытным
значениям его весовой производительности
Qkm = Ga. q0 ккал/час, A0)
где qQ — холодопроизводительность 1 кг
холодильного агента в
расчетном цикле холодильной машины,
ккал/кг.
Холодопроизводительность
компрессора обычно изображают в виде графической
зависимости от температур кипения и
конденсации холодильной машины. При этом
одновременно указывают температуру
холодильного агента перед регулирующим
вентилем и перед компрессором. Для
многоступенчатых или каскадных холодильных
машин отмечают также давление
(температуру насыщения) между ступенями или
ветвями каскада.

488
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Центробежные компрессоры
Методические указания по испытанию
холодильных центробежных компрессоров
даны для трехступенчатой машины с
двухступенчатым дросселированием (см.
«Центробежные компрессоры»). Для
компрессора с иным числом ступеней методика
испытаний аналогична данной.
Для определения основных
характеристик центробежных компрессоров
измеряют следующие дополнительные
величины.
Давление, кг/см2:
после первого дросселирования, равное
давлению нагнетания первой ступени —
Poi=P2l;
конденсации, равное давлению нагнетания
последней, третьей, ступени — Рк—Р 2пр
Температуру, °С:
холодильного агента после первой
ступени — t2I;
холодильного агента перед второй
ступенью — t тт;
ill»
холодильного агента после третьей
ступени — ^2Ш*
Температуры после первой и перед
второй ступенями измеряют термопарами,
помещенными в корпусе компрессора в
обратном направляющем аппарате первой
ступени. Указанные температуры могут
быть получены и расчетом. Для этого
задаются величиной показателя политропы
сжатия в ступенях или принимают t2l = г2та
с последующей проверкой по измеренному
значению температуры нагнетания
компрессора t2m.
При испытаниях определяют следующие
основные величины:
весовую и объемную
производительность;
коэффициенты полезного действия;
напор;
безразмерные параметры отдельных
ступеней;
мощность, подводимую к компрессору;
холодопроизводительность;
удельную холодопроизводительность.
Весовая и объемная производительности
при испытаниях в составе холодильной
машины определяются по тепловому
балансу конденсатора или испарителя.
Количество агента, подаваемого второй
или третьей ступенями компрессора (Gn=
Gjjj), рекомендуется находить по тепловому
балансу конденсатора. Тогда количество
агента, подаваемого первой ступенью
компрессора,
Gl=Gn(l — х) кг/час, A1)
Паросодержание после первого
дросселирования
х = -т гт— кг/кгу A2)
где i'0l и iJi — энтальпия жидкости и пара
после первого
дросселирования, ккал/кг;
12кд — энтальпия жидкости после
конденсатора, ккал/кг.
При испытаниях центробежного
компрессора в паровом кольце количества
подаваемого ступенями холодильного
агента определяют дроссельными приборами.
Коэффициенты полезного действия.
Адиабатический к.п. д. Yja для компрессора и его
ступеней определяют по соответствующим
энтальпиям и весовой производительности
ступеней (см. «Центробежные
компрессоры»).
Энтальпию пара, поступающего ко
второй ступени, находят для смеси паров:
выходящего из первой ступени и
образующегося при первом дросселировании.
Энтальпию пара в начале сжатия в
первой ступени компрессора определяют с
учетом кинетической энергии при входе в
колесо первой ступени.
Политропический к. п. д. ч\пол
определяют по условному показателю
политропы п, который может быть получен по
соответствующим давлениям и
температурам, измеряемым в опытах.
Напоры — адиабатический На и
политропический Нпол определяют для
компрессора и для его ступеней по формулам,
см. «Центробежные компрессоры», и
представляют в виде графической зависимости
от объемной производительности первой
ступени H=f (VJ.
Безразмерные параметры ступеней Ф
и ср подсчитывают по формулам, см.
«Центробежные компрессоры», и
представляют в виде графических зависимостей
Ф = /(?); *<\а = /(?); W =/(?)•
Холодопроизводительность компрессора
QKM = G\(i^M — *o\) ^ал/час. A3)
Значение QKM для режима, при котором
испытание не производилось, определяют
с помощью напорной характеристики Яа=
= / (V j). Величину На находят по заданным
величинам р0 и рк с помощью тепловой
диаграммы (#а = -^р).
Qkm^ 77, • (iiKM— Hi)- A4>

ИСПЫТАНИЕ КОМПРЕССОРОВ
489
Пароструйный компрессор
При испытании пароструйного
компрессора определяют следующие основные
показатели его работы.
Коэффициент эжекции
и = %*. A5)
Коэффициент эжекции представляют
в виде графической зависимости от
давления кипения в холодильной машине.
Холодопроизводительность О обычно
1 v о
определяют по охлаждению теплоносителя
в испарителе с учетом теплопритока в нем
и в трубопроводах холодной жидкости и
холодного пара от окружающего воздуха.
Холодопроизводительность изображают в
виде графической зависимости от
температур охлаждаемой среды, испарения и т. д.
У дельный расход рабочего пара
g = 1000 ~&JL кг/1000 ккал. A6)
Для определения коэффициентов
полезного действия пароструйного компрессора
рекомендуется руководствоваться
методическими указаниями, изложенными в
специальной литературе.
Способы определения мощности
Полная мощность — мощность,
подводимая к двигателю испытываемого объекта.
Для привода от электродвигателя — это
мощность потребляемого электрического
тока N9 кет, измеряемая при испытаниях
ваттметрами или счетчиками. В случае
применения двигателя внутреннего
сгорания — индикаторная мощность двигателя,
определяемая обычными способами.
Эффективная мощность Ne кет —
мощность, передаваемая двигателем
испытываемому объекту, а при ременной передаче —
шкивом двигателя. Если ротор
электродвигателя насажен на вал компрессора, то
эффективной мощностью называют
мощность, передаваемую ротором валу.
Для определения эффективной мощности
при испытаниях применяют моторвесы
или иные способы измерения крутящего
момента.
При испытаниях поршневых
компрессоров определяют индикаторную мощность
Ni кет и мощность, затрачиваемую на
трение в компрессоре (Ne — Nt) кет.
Индикаторную мощность находят с
помощью индикаторных диаграмм и
подсчитывают для каждого цилиндра или его
полости
При испытании компрессоров двойного
действия и многоступенчатых индикаторную
мощность подсчитывают отдельно для
каждой полости или ступени сжатия.
При испытании многоцилиндрового
компрессора в подсчете индикаторной
мощности допускается принимать среднее
арифметическое из значений ри найденных для
— S=60mm
*'в%ЯГ """•
A7)
где Pi — среднее индикаторное давление,
кг/см2.
1?,=3.35ата*
Рис. 10. Обработанная индикаторная диаграмма
компрессора
разных цилиндров, и умножать его на
суммарное для всех цилиндров значение V\.
Среднее индикаторное давление
Pi==S^m- Кв,СМ2' A8)
где / — площадь индикаторной
диаграммы, мм2;
S — длина индикаторной диаграммы,
мм;
т — масштаб давления, мм на 1 кг /см2.
Индикаторная диаграмма представлена
на рис. 10. Длину ее находят по
расстоянию между перпендикулярами к
атмосферной линии, касающимися крайних точек
диаграммы.
Тип применяемого индикатора должен
соответствовать числу оборотов
испытываемого компрессора.
Во избежание искажений индикаторной
диаграммы длина и объем канала от
цилиндра компрессора до цилиндра
индикатора должны быть наименьшими. Пружины,
нагружающие поршень индикатора,
подбирают с предельным давлением,
превышающим на 1—3 атм давление нагнетания
при испытании.
При индицировании бескрейцкопфных
компрессоров привод к индикатору
осуществляют приводным механизмом,
присоединяемым с помощью муфты к валу
компрессора. Перед испытаниями в приводном
механизме должно быть установлено
соотношение длины шатуна к радиусу
кривошипа таким же, как в кривошипно-шатун-
ном механизме индицируемого компрессора.
Приводной механизм должен иметь
приспособление для включения и остановки
барабана индикатора на ходу компрессора.
Наиболее точные индикаторные
диаграммы многооборотных компрессоров
получают с помощью осциллографических
индикаторов.

490
методы испытания холодильных мл тин
ИСПЫТАНИЕ
При тепловых испытаниях аппаратов
предусматривают определение одного или
нескольких основных показателей:
тепловой производительности — Qan
ккал/час\
теплосъема с 1 ж2 поверхности
qp= 2p ккал/час м1\ A9)
интенсивности теплопередачи
qa = %* ккал/час ° С; B0)
коэффициента теплопередачи
к = -§Щ- ккал/м2 час° С, B1)
г • и
где б — расчетная разность температур
между основными средами,°С;
F — теплопередающая поверхность
аппарата, м2.
Испарители
Испарители с жидким теплоносителем.
Тепловой баланс испарителя
Ga ' (*ie — iu) — AQ^ =
= QT + *Q«±*Qan. B2)
Тепло, переданное в испарителе
теплоносителю,
Qnm __ q^c^ t ^ _ ^ ккал/час. B3)
Для испарителей закрытого типа (ко-
жухотрубных и кожухозмеевиковых)
приток тепла через изоляцию
AQU =k • FH • (tt — t0) ккал/час, B4)
где k — коэффициент теплопередачи
изолированного кожуха, ккал/м2 час°С;
FH— наружная поверхность изоляции
кожуха, м2\
tt — температура воздуха на
расстоянии примерно 1 м от
испарителя, °С.
Приток тепла AQU в испарителях
открытого типа (вертикальнотрубных и
погружных змеевиковых) определяют
специальным опытом. Для этого, после
охлаждения в испарителе теплоносителя на 1—2°
ниже температуры при основном испытании,
аппарат отключают от системы запорпой
арматурой. Мешалки продолжают работать.
Во время опыта измеряют температуры
теплоносителя, холодильного агента и
воздуха в помещении. Опыт продолжают до
АППАРАТОВ
тех пор, пока температура теплоносителя
не повысится на 2—4°. Величину
AQ^подсчитывают по формуле A).
Приток тепла к жидкостному
трубопроводу AQ^ из окружающего воздуха на
пути от регулирующего вентиля до
испарителя подсчитывают по формуле,
аналогичной B4). При короткой длине
трубопроводов величину AQofc не учитывают.
Тепловую производительность
испарителя Qu определяют по количеству тепла,
воспринятого холодильным агентом, и по
охлаждению теплоносителя.
При определении Qnno количеству
тепла, полученного холодильным агентом,
необходимо, чтобы его температура при
выходе из испарителя была выше
температуры кипения t0 в аммиачных испарителях
не менее чем на 2°, а во фреоновых — на 5°.
Температуру кипения определяют по
давлению, измеренному в паровом трубопроводе
испарителя. Оба способа не должны давать
расхождения более 5%.
При определении коэффициента
теплопередачи и интенсивности теплопередачи
в испарителе расчетную разность
температур 0 теплоносителя и холодильного
агента вычисляют в испарителях закрытого
типа как среднюю логарифмическую, а в
испарителях открытого типа как разность
температур у выхода:
Q = tSi)—tQcC. B5)
Коэффициент теплопередачи обычно
изображают в виде зависимости от расчетной
разности температур 0°С, теплосъема
qp ккал/м2час, скорости теплоносителя в
аппарате ^s м/сек и т. д.
Испарители для охлаждения воздуха
(воздухоохладители и камерные приборы
охлаждения). Тепловой баланс
воздухоохладителя
= Gi - (i/, - Чш) + AQ„ + ^Qem -
-AQUH±AQaK, B6)
где AQem = 860 • N*- т)дв—тепловой
эквивалент работы вентилятора, ккал/час;
N3 — мощность, подводимая к
электродвигателю, квт\
т]дб — к. п. д. двигателя; если двигатель
омывается охлаждаемым
воздухом, принимается равным единице;
AQUH— энтальпия стекающего
конденсата или инея.

ИСПЫТАНИЕ АППАРАТОВ
491
Количество тепла, полученного
холодильным агентом в воздухоохладителе
(левая часть уравнения теплового баланса),
Qeo = Ga Wd —r A-х)] ккал/час, B7)
где Ga— расход холодильного агента,
определяемый по формуле C);
х — паросодержание холодильного
агента у выхода из аппарата, кг/кг.
1 — х =
QnA — Gacp(t2KA-~to) , /9QN
= кг/кг, B8)
Gar
где t2KJl— температура холодильного
агента у выхода из первого элемента
калориметра, °С.
QK% — количество тепла, полученного
холодильным агентом в первом
элементе калориметра, ккал/час.
Тепловую производительность
воздухоохладителей (^определяют при
испытаниях по охлаждению воздуха или количеству
тепла, воспринятого холодильным агентом.
Последний способ более точен.
Расчетную разность температур 0
холодильного агента и воздуха подсчитывают
как среднюю логарифмическую.
Коэффициент теплопередачи
воздухоохладителя может быть представлен в
виде зависимости от расчетной разности
температуры 6°С, теплосъема дрккал/м2час,
скорости воздуха при прохождении через
воздухоохладитель и т. д.
Тепловую производительность
камерных приборов охлаждения определяют по
количеству тепла, воспринятого
холодильным агентом — формулы B7 и 28).
Расчетная разность температур
' 6 = ,Z__*0°C, B9)
где t[ — температура окружающего
воздуха на расстоянии не менее
1 м от прибора, °С.
Коэффициент теплопередачи приборов
охлаждения может быть представлен в
виде зависимости от расчетной разности
температур.
Испарители, размещенные в
технологических аппаратах: льдогенераторах,
фризерах, аппаратах быстрого
замораживания пищевых продуктов и др.
Тепловую производительность
определяют по количеству тепла, воспринятого
холодильным агентом, или по достигнутому
технологическому эффекту — теплоте
охлаждения и замерзания воды, продуктов,
с учетом потерь холода в аппарате. В
периодически работающих аппаратах весь
технологический цикл повторяют во время
испытания не менее двух раз.
Воздухоохладители и камерные
приборы охлаждения
с теплоносителем
Методика испытаний аналогична
описанной выше.
Теплообмен происходит между воздухом
и теплоносителем, поэтому тепловую
производительность аппаратов рассчитывают
по уравнению:
Qan = GscS (*S2 — lSi) ^ал/час. C0)
Конденсаторы
Конденсаторы, работающие без
испарения охлаждающей воды, и переохладители.
Тепловой баланс конденсатора
Qn = Ga (*1Ka "" hnd) = Gw(hv2 — Vi) —
± AQK ± AQaK. C1)
Энтальпию холодильного агента перед
конденсатором i±Kd и при выходе из него
12кд определяют по температуре агента до
и после аппарата и по давлению
конденсации, измеренному в трубопроводе при
входе агента в конденсатор.
Количество тепла, отданного
холодильным агентом окружающему воздуху {ti<Ztn)
или воспринятого агентом из воздуха
AQk — k FH (tn — tt) ккал/час, C2)
где к — коэффициент теплопередачи,
практически равный 8—10 ккал/м2час°С;
tL — температура окружающего
воздуха на расстоянии 1—2 м от
конденсатора на середине его
высоты, °С.
При разности температур tK — tt ^Z. 10°С
величиной AQk можно пренебречь.
Тепловой баланс переохладителя
выражается уравнением, аналогичным C1).
При определении количества тепла f
отданного холодильным агентом в
переохладителе окружающему воздуху AQno, в
расчет вводят разность 6 между средней
температурой наружной поверхности
переохладителя и температурой окружающего воз-
ДУха-
При значении этой разности меньше
5° величиной AQno можно пренебречь.
Для конденсаторов 6 принимают как
среднюю логарифмическую разность между
температурами конденсации холодильного
агента и воды, а для переохладителей —
между температурами жидкого
холодильного агента и воды.

492
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Коэффициенты теплопередачи
конденсаторов и переохладителей обычно
представляют в виде зависимости от расчетной
разности температур 6°С,теплосъема qF ккал/м2час,
скорости воды в аппарате и т. д.
Испарительные конденсаторы. Тепловой
баланс испарительного конденсатора
<?к= Ga A1Кд — 1'2кд) = °i A A1* — 1п) —
-AQem±AQK±AQaK, C3)
где G[ — количество воздуха,
проходящего через конденсатор,
кг/час;
А — коэффициент, учитывающий
энтальпию испаряющейся
воды; изменяется в пределах
от 0,98 до 0,94 при
температуре воды 10—35°С;
Ни 1/2 — энтальпии воздуха,
определяемые в соответствии с
показаниями сухого и влажного
термометров при входе
воздуха в аппарат и при выходе из
него, ккал/кг;
AQGm — тепловой эквивалент работы
вентилятора и насоса,ккал/час.
Тепловую производительность
испарительного конденсатора более точно
определяют по количеству тепла, отданного
холодильным агентом.
Величину произведения а C (см.
«Основная теплообменная аппаратура») находят
по формуле
СТ^= 4 F 6- кг/м*час, C4)
где 6,- — средняя логарифмическая
разность теплосодержаний.
Промежуточные сосуды
Тепловая производительность
промежуточного сосуда (рис. 11,а).
Qnc = ^ап.д t (linc — 1шс) Н"
+ (iu — i'oi) ] ккал/час. C5)
При охлаждении паров до температуры
насыщения, соответствующей давлению в
сосуде, i2nc = i0V
Тепловая производительность
промежуточного сосуда (рис. 11, б) со змеевиком для
переохлаждения жидкого агента на пути
от конденсатора до регулирующего вентиля
Qnc — &ан.д ' №тс — *2яс) +
+ (^i — *W1 ккал/час-
C6)
Коэффициент теплопередачи змеевика
в промежуточном сосуде
k==Gan.d ' AЖ!—1ж2) ккал/м* час °С,@7)
где F3 — наружная поверхность змеевика,
л*2;
в — расчетная средняя
логарифмическая разность температур, °С.
Температуру t0l определяют по
давлению в промежуточном сосуде /?о1,
измеренному в паровом пространстве.
Степень переохлаждения жидкого
агента в охлаждаемом змеевике промежуточного
сосуда характеризуется разностью между
температурой ^эк,2жидкого агента при выходе
из змеевика и температурой t01 насыщения
при промежуточном давлении.
к цилиндру в. д. От цилиндра н. д. к цилиндру б.д От цилиндра н.д
J hnc *глс i'oi) t \ *тс
'гпс \
РВ1
От конденсатора
7 уЪк ucnapumt
РВ7 h-o K испаРителю т конденсатора\
U?('u)
I к испарителю
\РВ2 'ж2('°0
а)
I
')
U
Ряс. 11. К тепловому балансу промежуточного сосуда: а — двухступенчатое
дросселирование; б — охлаждение холодильного агента в змеевике

ИСПЫТАНИЕ АППАРАТОВ
493
Степень охлаждения холодильного
агента, поступающего из цилиндра низкого
давления, характеризуется разностью
между температурой t2nc паров агента при
выходе из промежуточного сосуда к
цилиндру в. д. и температурой t01 насыщения.
По тепловому балансу промежуточного
сосуда определяют количество
холодильного агента, подаваемого ступенью
высокого давления,
*аи. д \°1пс
(ч
Gae.d —
кг/час. C8)
Теплообменники фреоновых
холодильных машин
Тепловую производительность
теплообменника (см. рис. 3) определяют по
количеству тепла, отданного пару жидким
фреоном, и подсчитывают по формуле
Qmo = Ga ' (iu — 1ц) ккал/час. C9)
Для теплообменника - переохладителя
(рис. 12) двухступенчатых фреоновых машин
t
К цилиндру 6Л
f/7C
Рис. 12. К тепловому балансу теплообменника-
переохладителя
в формулу подставляют количество агента,
подаваемого ступенью низкого давления.
Qmo = & ан. д ' (l"ui — lus) ккал/час.
D0)
При определении коэффициента
теплопередачи расчетную разность температур
6 принимают как среднюю
логарифмическую разность температур жидкого агента
и пара. Для
теплообменника-переохладителя вместо температур пара при входе
и выходе принимают температуру фреона,
отвечающую промежуточному давлению
агента.
Аппараты абсорбционной
холодильной машины
Кипятильник. Тепловой баланс
кипятильника (рис. 7)
Gn-(i'n-iK)-*Q«n =
= Ga I (*20g6 — htm + f (*2к« — Нкп )] + Qd0>
D1)
где Gn — количество греющего пара,
определяемое по количеству
выходящего из кипятильника
конденсата, кг/час;
i* — энтальпия греющего сухого
насыщенного пара, ккал/кг;
ik — энтальпия конденсата, ккал/кг;
Ga —количество аммиака,
определяемое по тепловому балансу
конденсатора, кг/час;
*2дф— энтальпия пара аммиака,
поступающего из дефлегматора
в конденсатор, ккал/кг;
г2кп—энтальпия слабого раствора
после кипятильника,
определяемая по температуре и
концентрации раствора, ккал/кг;
Нкп— энтальпия крепкого раствора
перед входом в кипятильник,
вычисляемая по температуре и
концентрации раствора, ккал/кг;
AQKn—количество тепла, отданное
окружающему воздуху через
изоляцию кипятильника, ккал/час.
Концентрация крепкого раствора
*+*« (/-1)
*кр
кг/кг,
D2)
где %сл—концентрация слабого раствора,
определяемая по давлению и
температуре раствора при
выходе из кипятильника, кг/кг;
f — кратность циркуляции раствора;
~кр
кг/кг
. Gen -\- Ga
f = -J 2- кг/кг.
D3)
Тепловую производительность
кипятильника Q™ ккал/час определяют по
количеству тепла, отданного паром в
кипятильнике, или по количеству тепла, унесенного
парами аммиака и слабым раствором.
Коэффициент теплопередачи
кипятильника
к =
?нт
кп
F • 0
ккал/м2 час °С, D4)
где F — поверхность нагрева в
кипятильнике, м2;
6 — расчетная средняя
логарифмическая разность температур, °С.
Коэффициент теплопередачи
кипятильника можно представить в виде
зависимости от расчетной разности температур

494
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
6°С, теплосъема с 1 ль2 поверхности нагрева
аппарата дрккал/л12час и т. д.
Дефлегматор. Тепловую
производительность дефлегматора определяют по
количеству тепла, отведенного водой,
Отдачу тепла от дефлегматора
окружающему воздуху определяют так же, как
для конденсаторов.
Расчетную разность температур
принимают как среднюю логарифмическую
разность между температурами аммиачного
пара и воды.
Коэффициент теплопередачи
дефлегматора можно представить в виде зависимости
от расчетной разности температур, скорости
воды в аппарате и т. д.
Абсорбер. Тепловой баланс абсорбера
Qao ~ GWa6 (lW2 — lwJ + ^Qao ~
= Ga l(iia6 — 12аб + f A2то. ел ~~ 12аб)Ъ D6)
где AQa6— количество тепла, переданного
окружающему воздуху, ккал/кг.
Расчетную разность температур
принимают как среднюю логарифмическую
разность между температурами водоамми-
ачного раствора и воды.
Коэффициент теплопередачи абсорбера
можно представить в виде зависимости
от расчетной разности температур 6°С,
скорости воды в трубках абсорбера w м/сек,
плотности орошения раствором теплопере-
дающей поверхности w л/м час
(оросительные аппараты), удельного теплосъема qF
ккал/м-час (барботажные) и т. д.

ПРИЛОЖЕНИЯ
СВОЙСТВА НАСЫЩЕННЫХ ПАРОВ ХОЛОДИЛЬНЫХ АГЕНТОВ
ПРИЛОЖЕНИЕ !
АММИАК (NH3)
Температур
t°G
-75
-70
-68
-66
-64
-62
-60
-58
—56
-54
1 -52 .
-50
-48
—46
-44
1 -42
-40
-39
-38
-37
-36
-35
-34
-33
-32
-31
-30
—29
-28
-27
-26
-25
-24
-23
-22
-21
-20
-19
-18
-17
-16
-15
-14
—13
—12
—11
-10
О <о«
д а ^
^ М о
о m ж
О 02 су
<
0,0765
0,1114
0,1287
0,1485
0,1706
0,1954
0,2233
0,2543
0,2889
0,3272
0,3697
0,4168
0,4686
0,5256
0,5882
0,6568
0,7318
0,7719
0,8137
0,8573
0,9028
0,9503
0,9999
1,0515
1,1052
1,1610
1,2190
1,279
1,342
1,407
1,475
1,546
1,619
1,695
1,774
1,856
1,940
2,027
2,117
2,211
2,309
2,410
2,514
2,621
2,732
2,847
2,966
Удельный объем
J3
Is
1,368
1,3788
1,3832
1,3876
1,3920
1,3965
1,4010
1,4056
1,4103
1,4150
1,4197
1,4245
1,4293
1,4342
1,4392
1,4442
1,4493
1,4519
1,4545
1.4571
1,4597
1,4623
1,4649
1,4676
1,4703
1,4730
1,4757
1,4784
1,4811
1,4839
1,4867
1,4895
1,4923
1,4951
1,4980
1,5008
1,5037
1,5066
1,5096
1,5125
1,5155
1,5185
1,5215
1,5245
1,5276
1,5307
1,5338
СО ¦
Й *
12,89
9,009
7,870
6,882
6,044
5,324
4,699
4,161
3,693
3,288
2,933
2,623
2,351
2,112
1,901
1,715
1,550
1,4752
1,4045
1,3377
1,2746
1,2151
1,1589
1,1058
1,0555
1,0080
0,9630
0,9204
1 0,8801
0,8418
0,8056
1 0,7712
0,7386
| 0,7076
0.6782
0,6502
0,6236
0,5983
0,5742
0,5513
0,5295
0,5087
0,4889
0,4700
0,4520
0,4348
0,4184
Удельный вес
л
2 со
0,7310
0,7253
0,7230
0,7207
0,7184
0,7161
0,7138
0,7114
0,7091
0,7067
0,7044
0,7020
0,6996
0,6972
0,6948
0,6924
0,6900
0,6888
0,6875
0,6863
0,6851
0,6839
0,6826
0,6814
0,6801
0,6789
0,6777
0,6764
0,6752
0,6739
0,6726
0,6714
0,6701
0,6688
0,6676
0,6663
0,6650
0,6637
0,6624
0,6611
0,6598
0,6585
0,6572
0,6559
0,6546
0,6533
0.6520
о, «v>
И-
0,0775
0,1110
0,1271
0,1453
0,1655
0,1878
0,2128
0,2403
0,2708
0,3041
0,3409
0,3812
0,425
0,473
0.526
0,583
0,645
0,678
0,712
0,748
0,785
0,823
0,863
0,905
0,948
0,992
1,038
1,086
1,136
1,188
1,242
1,297
1,354
1,413
1,474
1,538
1,604
1,672
1,742
1,814
1,889
1,966
2,046
2,128
2,213
2,300
2,390
Энтальпия 1
Л СО
О ч»
« к
В ?
20,9
25,9
27,9
29,9
32,0
34,0
36,0
38,1
40,2
42,2 !
44,2
46,3
48,4
50,4
52,5
54,6
56,8
57,82
58.88
59,94
61,01
62,08
63,15
64,21
65,28
66,35
67,42
68,49
69,56
70,63
71,71
72,78
73,86
74,93
76,01
77,09
78,17
79,25
80*33
81,41
82,50
83,59
84,68
85,76
86,85
87,94
89,03
со
373,5
375,7 !
376,6 1
377,4
378,3
379,1
380,0
380,8
381,7 i
382,5
383,3
384,1
384,9
385.7
386,5
387,3
388,1
388,49
388,88
389,27
389,65
390.03
390,41 i
390,79
391,17
391,54
391,91
392,28
392,64
393,00
393,36
393,72
394,07
394,42
394,77
395,12
395,46
395,80
396,13
396,46
396,79
397,12
397,44
397,75
1 398,06
398,37
398,67
о
л а «
й»к
CD
н
352,6
349,8
348,7
347,5
346,3
345,1
344,0
342,7
341,5
340,3
339,1
337,8
336,6
335,3
334,0
332,7
331,3
330,67
329,99
329,31
328,63
327,95
327,26
326,57
325,88
325,19
324,49
323,79
323,08
322,37
321,66
320,94
320,22
319,49
318,76
318,03
317,29
316,55
315,80
315,05
314,29
313,53
312,76
311,99
311,21
310,43
309,64
Энтропия
До
Е-1
"in I
0,6633
0,6878
0,6975
0,7074
0,7173
0,7270
0,7366
1,7461
0,7555
0,7648
0,7741
0,7882
| 0,7931
0,8021
| 0,8112
0,8203
0,8295
0,8340
0,8385
0,8430
0,8475
0,8520
0,8565
0,8610
0,8654
0,8698
0,8742
0,8786
0,8880
0,8874
0,8917
0,8960
0,9003
0,9046
0,9089
0,9132
0,9175
0,9217
0,9259
0,9301
0,9343
0,9385
0,9427
0,9469
0,9511
0,9552
0,9593
со 1
ail
«3 с?
"со
2,4431
2,4101
2,3976
2,3853
2,3734
2,3618
2,3507
2,3393
2,3285
2,3180
2,3078
2,2978
2,2808
2,2785
2,2692
2,2600
2,2510
2,2465
2,2421
2,2378
2,2336
2,2294
2,2252
2,2211
2,2170
2,2130
2,2090
2,2050
2,2011
2,1972
2,1934
2,1896
2,1858
2,1821
2,1784
2,1747
1 2Д71Э
2,1674
2,1638
1 2,1602
2,1567
2,1532
2,1498
2,1464
2,1430
2,1396
2,1362
1

496
ПРИЛОЖЕНИЯ
Температура
t °С
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-з
—2
-1
0
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-j
-|
и
И
-2
-3
-4
-5
-6
-7
-8
-9
-10
-И
-12
-13
-14
-15
-16
-17
-18
"Ч
-20
-21
-22
-23
-24
-25
-26
-27
-28 1
-29
-зо
-31
-32
-33
-34
-35
-36
-37
-38
-39
-40
-41
-42
-43
Лк
-45
-46
-47
-48
-49
-50
-52
-54
-56
-58
-60
-62
-64
-66
-68
-70
«So.
<
3,089
3,216
3,347
3,481
3,619
3,761
3,908
4,060
4,217
4,379
4,545
4,716
4,892
5,073
5,259
5,450
5,647
5,849
6,057
6,271
6,490 "
6,715
6,946
7,183
7,427
7.677
7,933
8,196
8,465
8,741
9,024
9,314
9,611
9,915
10,225
10,544
Ю,870
11,201
11,546
Н,895
12,252
12,617
12,991
13,374
13,765
14,165
14,573
14,990
15,415
15,850
16,294
16,747
17,210
17,682
18,165
18,658
19,161
19,673
20,195
20,727
21,83
22,97
24,15
25,37
26,66
27,98
29,36
30,77
32,25
33,77
Удельный объем
л
1,5369
1,5400
1,5432
1,5464
1,5496
1,5528
1,5561
1,5594
• 1,5627
1,5660
1,5694
1,5727
1,5761
1,5796
1,5831
1,5866
1,5901
1,5936
1,5972
| 1,6008
1,6045
1,6081
1,6118
1,6156
1,6193
1,6231
1,6270
1,6308
1,6347
1,6386
1,6426
1,6466
1,6507
1,6546
1,65*88
1,6630
1,6672
1,6714
1,6757
1,6800
1,6844
1,6888
1,6932
1,6977
1,7023
1,7069
1,7115
1,7162
1,7209
1,7257
1,7305
1,7354
1,7404
1,7454
1,7504
1,7555
1,7607
1,7659
1,7712
1,7775
1,788
1,800
1,812
1,825
1,838
1,851
1,864
1,877
1,891
1,905
со
0,4028
0,3878
0,3735
0,3599
0,3469
0,3344
0,3225
0,3111
0,3002
; 0,2897
0,2797
0,2700
0,2608
0,2520
0,2435
0,2353
0,2275
0,2200
0,2128
0,2058
0,1992
0,1927
0,1866
0,1706
0,1749
0,1694
0,1642
0,1591
0,1542
0.1494
0,1449
0,1405
0,1363
0,1322
0,1283
0,1245
0,1209
0,1174
0,1140
0,1107
0,1075
0,1045
0Д015
0,0986
0,0959
0,0932
0,0906
0,0881
0,0857
0,0833
0,0810
0,0788
0,0767
0,0746
0,0726
0,0707
0,0688
0,0670
0,0652
0,0635
0,0602
0,0572
0,0543
0,0515
0,0489
0,0464
0,0441
0,0420
0,0399
0,0379
| Удельный вес
л
оЛ.
О со
К К
г-
0,6507
0,6493
0,6480
0,6467
0,6453
0.6440
0,6426
0,6413
0,6399
0,6386
0,6372
0,6358
0,6345
0,6331
0,6317
0,6303
! 0,6289
0,6275
0,6261
, 0.6247
0,6233
0,6218
0,6204
0,6190
0,6175
0,6161
0,6146
. 0,6132
0,6117
0,6103
0,6080
0,6073
0,6058
0,6043
0,6028
0.6013
0,5998
0,5983
0,5968
0,5952
0,5937
0,5921
0,5906
0,5890
0,5875
0,5859
0,5843
0,5827
0,5811
0,5795
0,5779
0,5762
0,5746
0,5729
0,5713
0,5696
0,5680
0,5663
0,5646
0,5628
0,5591
0,5554
0,5516
0,5478
0,5440
0,5402
0,5364
0,5326
0,5288
0,5248
рД
2,483
2,579
2.678
2,779
2,883
2,991
З.Д02
3,216
3,332
3,452
3,576
3,703
1 3,834
3,969
4,108
4,250
4,396
4,546
4,700
4,859
5,022
5,189
5,361
5,537
5,718
5,904
6,094
6,289
6,489
6,694
6,904
7,119
7,339
7,564
7,795
8,031
8,273
8,521
8,775
9,034
9,300
9,573
9,852
10,138
10,431
10,731
11,038
11,353
11,675
12,005
12,34
12,69
13,04
13,40
13,77
14,15
14,54
14,94
15,34
15,75
16,59
17,47
18,39
19,35
20,35
21,41
22,53
23,73
25,01
26,36
1 Энтальпия
Л со
О «S
X в
90,12
91,21
92,30
93,40
94,50
95,59
96,69
97,79
98,89
100,00
101,10
102,21
103,32
104,43
105,54
106,65
107,76
108,87
109,99
111,11
112,23
113,35
114,47
115,59
116,72
117,85
118,98
120,11
121,24
122,38
123,52
124,66
125,80
126,94
128,09
129,24
130,39
131,54
132,69
133,84
135,00
136,16
137,32
138,48
139,65
140,82
141,99
143,16
144,34
145,52
146,70
147,88
149,06
150,24
151,43
152,62
153,81
155,00
156,20
157,38
159,8
162.2
164,6
167,1
169,6
172,2
174,8
177,4
180,0
182,7
со
1 ей С
а *
398,97
399,27
399,56
399,85
400,14
400,42
400,70
400,98
401,25
401,52
401,78
402,04
402,30
402,55
402,80
403,04
403,27
403,50
403,73
403,95-
404,17
404,38
404,59
404,79
404,99
40э,19
405,38
405,57
405.75
405,93
406,10
406,27
406.43
406,59
406,75
406,89
407,03
407,17
407,30
407,43
407,55
407,67
407,78
407,88
407,97
408,06
408,15
408,23
403,30
403,37
408,43
408,49
408,54
408,58
408,61
405,64
408,66
408,68
408,70
408,72
408,7
408,8
408,8
408.7
408,6
408,5
408,3
408,0
407,7
407,3
о
о
Q.UJ со
ев И 8
О со ^
308,85
308,06
307,25
306,45
305,64
304,83
304,01
303,19
302,36
301,52
300,68
299,84
298,99
298,13
297,26
296,39
295,51
294,63
293,74
282 8Л
29l!94
291,03
290,12
289,20
288,27
287,34
286,40
285,46
284,51
283,55
282,58
281,61
280,63
279,65
278,66
277,66
276.65
275,64
274,62
273,59
272,55
271,50
270,45
269,39
268,32
267,24
266,15
265.06
263,96
262,85
261,73
260,60
259,47
258,33
257,18
256,02
254,85
253,67
252,48
251,34
248,9
246,6
244,2
241,6
238,0
236,3
233,5
230,6
227,7
224,6
Продолжение
1 Энтропия
Н со
0-5.
«в
я к
"ад
0,9634
0,9675
0,9716
0,9757
0,9798
0,9839
0,9880
0,9920
0,9960
1,0000
1,0040
1,0080
1,0120
1,0160
1,0200
1,0240
1,0280
1,0319
1,0358
г i-r0397 -
1,0436
1 1,0475
1 1,0514
1,0553
1,0592
1,0631
1,0670
1,0709
1,0747
1,0785
1,0824
1,0862
1,0900
1,0938
1,0976
1,1014
1,1052
1,1090
1,1128
1,1165
1,1203
1,1241
1,1278
1,1315
1,1352
1,1390
1,1427
1,1464
1,1501 1
1,1538
1,1575
1,1612
1,1649
1,1686
1,1722
1,1759
1,1796
1,1832
1,1868
1,1905
1,1982
1,2056
1,2130
1,2205
1,2280
1,2354
1,2428
1,2502
1,2576
1,2650
1 w 1
о
« к
J "ад
2,1329
2,1296
2,1263
2,1231
2,1199
2,1167
2,1135
2,1103
2,1072
2,1041 \
2,1010
2,0979
2,0949
2.0919
2,0889
2,0859
2,0829
2,0799
1 2,0770 1
г 2#т41 Г
2,0712
2,0683
2,0654
2,0626
2,0598
2,0570
2,0542
2,0514
2 0486
2 0459
2*0432
2'0405
27K78
20351
2 0324
2'0297
2'0270
2'0243
2*0217
2'0191
2*0165
2'0139
2'0НЗ
2'0087
2'0081
2'0035
1'0009
1'9984
1-9958
1,9933
1,9908
1,9882
1,9857
1,9832
1,9807
1,9781
1,9756
1,9731
1,9706
1,9683
1,9638
1,9590
1,9542
1,9494
1,9445
1,9396
1,9347
1,9297
1,9247
1,9196

ПРИЛОЖЕНИЯ
497
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
УГЛЕКИСЛОТА (Ш2), ЖИДКОСТЬ — ПАР
Температура
t °С
—56,6
—50
—47,5
—45
—42,5
—^0
-37,5
-35
—32,5
-30
—27,5
-25
—22,5
-20
-17,5
—15
-12,5
-10
-7,5
-5
-2,5
0
L_
Ь2,5
-5
-7,5
-10
-12,5
-15
-17,5
-20
L-22,5
-25
-27,5
-30
-31
Абсолютное
давление
р кг1смг
5,28
6,97
7,67
1 8,49
9,33
10,25
11,20
12,26
13,35
14,55
15,76
17,14
18,68
20,03
21,71
23,34
25,10
26,99
29,00
31,05
33,21
35,54
37,95
40,50
43,20
45,95
48,83
51,93
55,10
58,46
61,85 1
65,59
69,35
73,34
74,96
Удельный объем
о w
о к
я-
0.849
0,867
0,873
0,881
0,889
1 0,897
0,905
0,913
! 0,922
0,931
0,940
0,950
0,960
0,971
0,982
0,994
1,003
1,019
1,033
1,048
1,063
1,081
1,100
1,120
1,142
1,166
1,193
1,223
1,253
1,297
1,346
1,409
1,501 1
1,680
2,156
1
at
72,220
55,407
50,250
45.809
41,780
38,164
34,900
| 32,008
29,480
27,001
24,850
22,885
21,070
19,446
17,950
16,609
15,320
14,194
13,120
12,141
11,230
10,383
9,584
8,850
8,175
7,519
6,910
6,323
5,774
5,269
4,753
4,232
3,679
2,979
2,156
Удельный вес
1,1779
1,1535
1,1444
1,1345
1,1250
1 1,1150
1,1050
1 1,0949
1,0845
1,0742
1,0636
1,0526
1,0417
1,0299
1,0185
1,0031
0,9938
0,9808
0,9680
0,9538
0,9400
0,9248
0,9100
0,8931
0,8760
0,8580
0,8385
0,8179
0,7955
0,7711
0.7429
0,7095
0,6664
0,5951
0,4639
13,8
18,1
19,9
21,8
23,9
26,2
28.7
31,2
33,9
37,0
40,2
43,8
47,5
51,4
55,7
60,2
65,3
70,5
76,2
82,4
89,0
96,3
104,3
113,0
122,3
133,0
144,7
158,0
173,2
189,8
210,4
236,3
271,8
335,7
463,9 |
1
Энтальпия
§3
71,97
75,01
76,18
77,30
78,42
79,59
80,72
81,80
83,01
84,19
85,35
86,53
87,73
88,93
90,18
91,44
92,75
94,09
95,48
96,91
98,38
100,00
101,84
103,10
104,78
106,50
108,20
110,10
111,90
114,09
116,20
118,80
122,00
125,90
133,50
ft С
в «
155,09
155,57
155,73
155,89
156,03
156,17
156,28
156,39
156,48
156,56
156,62
156,67
156,70
156,78
156,72
156,70
156,65
156,60
156,51
156,41
156,27
156,13
155,82
155,45
155,08
154,59
153,95
153,17
152,27
151,10
149,50
147,33
144,55
140,95
133,50
Теплота
парообразования
г ккал/кг
83,12
80,56
79,55
78,59
77,61
76,58
75,56
74,51
73,47
72,37
71,27
70,14
68,97
67,79
66,54
65,26
63,90
62,51
61,03
59,50
57,89
56,13
53,98
52,35
50,30
48,09
45,75
43.07
40,37
37,10
33,30
28,53
22,55
15,05
0,00
г
Энтропия
Й «о
^ 5с!
к «^
не
В X
0,8885
0,9020
0,9070
0,9120
0,9170
0,9218
0,9266
0,9314
0,9362
0,9408
0,9460
0,9501
0,9550
0,9594
0,9644
0,9690
0,9740
0,9787
0,9835
0,9890
0,9942
1,0000
1,0050
1,0103
1,0155
1,0218
1,0274
1,0340
1,0400
1,0468
1,0543
1,0628
1,0730
1,0854
1,1098
СО
а?
33
5с
1,2724
1,2631
1,2598
1,2565
1,2534
1,2503
1,2473
1,2443
1,2414
1,2385
1,2355
1,2328
1,2298
1,2272
1,2243
1,2218
1,2188
1,2163
1,2135
1,2109
1,2082
1,2055
1,2022
1,1985
1,1952
1,1917
1,1875
1,1835
1,1790
1,1734
1,1666
1,1585
1,1487
1.1351
1,1098
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
УГЛЕКИСЛОТА (С02), ТВЕРДАЯ ФАЗА - ПАР
Температура
t °С
—56,6
-60
-65
-70
-75
—78,9
-80
—85
—90
—95
-100
Абсолютное
давление
V кг 1см2
5,28
4,18
2,93
2,02
1,37
1,00
0,914
0,596
0,379
0,236 |
0,142
Удельный объем
CS
со
а
Н w
ft p
<и
m
н
0,661
0,657
0,652
0,647
0,643
0,639
0,639
0,635 1
0,632
0,629
0,627
СО
ft-*
те е
72,22
91,15
129,26
185,39
269,45
365,12 1
397,85
598,13
920,06
1442,4
2336,1
Удельный вес
со
а*
в* 'к
«
1512,4
1521,9
1534,6
1546,1
1556,5
1564,0
1566,1
1574,8 1
1582,2
1588,8
1595,2
ее «
в х
"г—
13,84
10,97
7,74
5,39
3,71
2,74
2,51
1,672
1,087 |
0,693
0,428
Энтальпия
се
03 СО
се 56
е-
к в
Si?
g-v
Н
25,21
23,71
21,49
19,59
17,93
16,73
16,41
14,98
13,59
12,23
10,88
со
К
155,09
155,08
154,87
154,52
154,06
153,62
153,49
152,86 |
152,16
151,42
150,65
Теплота
сублимации
Гх ккал1кг
1
129,88
131,35
133,38
134,93
136,13
136,89
137,08
137,88
138,57
139,19
139,77
Энтропия 1
ссЙ
со°
5е
И. v
ftg
1 СО «*
0,6725
0,6655
0,6551
0,6459
0,6376
0,6314
0,6299
0,6224
0,6150
0,6074 1
0,5996 !
со
1
1,2724
1,2819
1,2960 1
1,3103 I
1,3248
1,3363
1,3398
1,3554
1,3718
1,3889
1.4070

+++ + + + + + + + + + + + + + + + + + + + +++_ 1
От 4> 43- 43- rf> 43- CO
О GO ОЗ *> tO О 00
to jo jo to r r r
S^S^3
U Oi ОС M tD N3 и-
? P P P P P P
О О О О го со со
Isssssa
1111111
-g to <i со оо со со
107,8
108,2
10S,6
109,0
109,5
109,9
110,3
00 СЛ tO CO ОЗ 43- tO
W О <l rf> 'J -3 CO
и. p. ^ ^ ^ (О М
СЛ СЛ СЛ СЛ 4> CO ^
о о о о о о о
СО СО СО СО Ю Ю СО
43- СО Ю О СО ОО ОЗ
со ел to сю о< н*. оо
35 С5 05 Oi -35 OS 35
ь». to to со to to to
CD О "-*• H* CO CO СЛ
CO CO CO
ОЭ 43- CO
33 33 vl
ел аз ?>
pop
CO 00 00
О -1 СЛ
CO CD 35
pop
^ to со
35 43- tO
о о о
-^1 ОЗ J33
О 00 35
CD CO CO
о аз со
43-43-43-
to to со
*> СЛ ^1
о оо ^
о о о
to со to
ОТ ьр» СО
4з- о аз
аз аэ аз
ГО ГО СО
аэ ~j оо
со
о
го
(/3
О'
о
Т-тз
'.Ю
со
со
о
43-
о
о
аз
со
о
со
43-
ю
СО
о
го
со
аз
¦•о
о
to to
оо аз
О ГО
о о
о ел
р р
"аз аэ
СО -д
о ос
СО -3
р р
J3- СЛ
со СО
О О
СЛ СЛ
1-л "со
СО н^.
43- 43-
оо оо
со аз
аэ н*
43- 43-
СО СО
н». 
СО О
о о
СО 00
СО СЛ
аз аз
со со
>*¦ to
to со
rf> CO
g ^
СЛ О
р' р
аз аз
-д -д
аз *>
СЛ СО
р р
~1 00
О ь».
О О
"со 1з-
43- 4^
СО 00
СО н*-
00 43-
43- 43-
со со
43- аз
оо аз
о о
-g СЛ
ь* -д
аз аз
4з- аз
to >-»¦
о оо
о о
со оо
??
о о
р р
аз аз
-Л -1
to о
СО ^
р р
"I-*. То
со о
о о
о аз
4> *>
«g -g
со аз
о оз
43- 43-
СО 43-
ОО О
СО О
О О
#> со
со со
аз аз
со 4---
00 н*.
аз *> to о
о о о о
<1 Ч 33 3)
о о о о
аз аз аз аз
о р р р
to to to to
о о о о
То оо V> о
4г- 43- rf> 43-
^ и. СО 33
43- 43- 43- 43-
4> 4> 03- Й3>
н» со сл аз
-д со о -j
о о о о
н^ ^ <3> О
^- О GO -д
О' i^ Ч [О
аз аз аз аз
43- 43- 43- СЛ
со аз оо о
00
О
о>
^J
0,6
От
СО
00
0,2
со
О
аз
4з-
*-
4>
со
о
о
оо
35
о»
со
ОЗ
о
_•'
IO
о
0,6
о<
^1
00
0,3
о
То
го
4>
со
о
о
43-
со
аз
СЛ
Oi
43- СО О СО
о о о о
43- 4>- 43- CO
5° *: a: r'
сл о о о
р р р р
аз аз аз аэ
СЛ СО н-- СО
00 00 СО СО
р о р о
"со "со ^- 'кр-
*« <| О to
о о о о
Р Р Р 3°
Ъс 4з- о аэ
н*. (->. О О
л- 43- 43- 43-
^ ^ ?: t0
СЛ СЛ СЛ СЛ
аэ to оо 4>
о в о о
О О Q СО
to к 5 оо
СО 43- О СЛ
аз аз аз аз
сл аз аэ аз
со м. а> оо
1 1 1
4i> C3 00
О О О
со со со
43- h*. 00
СО 43- -.1
О СЛ СЛ
pop
аэ аэ аэ
со аэ 4з-
О н». СО
pop
tp> Ъ» "сл
-о м- аэ
сл -д 43-
со со со
р оо ро
to Ъс tp-
о о о
СЛ 4*» 43-
О Ч СП
о аз со
43- 43* 4>
от от аз
00 СО н-^
о аз со
о о о
со со со
со со со
-J СЛ 43-
О сл О
ь^ 0< СО
Г 1
о со
о о
со со
аз со
ь*. 00
р р
"аэ аэ
4з- >с-
со о
сл ог
Р Р
аз аз
•-*¦ -д
аз со
СО СО
9° "^
о аз
о О
43- 43-
43- 43-
СО О
-д СО
*- 43-
аз аэ
СО 4з>
-д СО
о о
со со
со со
со о
Й-- СО
аз аз
со -о
!
43-
О
ю
аз
0,6
(Г)
00
0,7
со
-4
СО
7,2
о
43-
со
—1
00
43-
аз
"л
00
о
СО
:г>
СО
43-
СО
I I
аэ оо
о о
СО ¦<!
СЛ -J
р о
о со
о р
о ~-з
CD СО
со со
аз р
ОО ~4з-
43- 43-
со со
сл со
СЛ н*.
43- 43-
аэ аз
^1 СО
43- О
О О
со со
00 00
-j аз
00 СО
35 ~0
со о
аэ >-^
I
ю
о
о
аз
О
0,6
СО
СЛ
0,9
аэ
со
со
6,0
43-
со
О
оз
43-
--I
О
О"
о
со
оо
43-
ОО
О
1
СО
со
о
43-
о
аз
00
г->
^J
со
5,6
43-
ГО
00
43-
^1
го
О
О
CD
On
CO
СО
1
to
43-
О
сл
О
0,6
<-)
о
г
аз
со
5,2
to
h
00
43-
*-l
аз
о
СО
(Л
аз
-j
!
ГО
аз
о
0,6
43-
П5
hP-
СО
Jf*
to
43-
ГО
СО
СО
43-
-1
О
со
гп
<—>
о
со
1111
ю со со со
00 О СО 43-
О О О О
-*- о о о
р о р р
-^ О 43- -Л
СО СО 00 00
4з- 43- СО СО
СО СО 43- От
tO h» )* и.
со аз го со
«J О <1 00
аз оо со ^
-J СО 00 СО
о о о о
СО СО CD CD
43- -J i-» СЛ
CD 43- н^ 00
1
СО
аэ
о
Я
аз
0,6
1°
43-
ОО
аэ
•^.
От
43-
ОО
со
О
СО
со
1
СО
00
о
о
СО
0,6
43-
?°
О*
3-
аз
с->
СО
43-
СЛ
о
СО
со
1
43-
О
о
От
DO
0,6
-л
со
о
со
2,0
-л
О
~л
00
о
о
аз
о
Температура
t °С
Абсолютное
давление
р кг 1см2
ЖИДКОСТЬ
v1 л\пг
пар
•у" м31кг
ЖИДКОСТЬ
V ккал1кг
пар
г" ккал/кг
2s
льнь
at
о
а>
g
Энтал
ьпия
Теплота
парообразования
г ккал!кг
ЖИДКОСТЬ
s' кпал1кг °К
пар
s" ккал/кг °К
Энтр
опия

ПРИЛОЖЕНИЯ
499
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
ft
**
fto
д
S
н
—70
—69
—68
-67
—66
—65
—64
—63
—62
—61
—60
—59
—58
—57
—56
—55
—54
| —53
—52'
—51'
—50
—49
—48
1 —47
! -46
—45
—44
—43
—42
—41
—40
—39
—38
—37
—36
—35
—34
—33
-32
-31
-30
—29
-28
-27
—26
—25
—24
-23
—22
-21
-20
-19
-18
-17
-16
-15
-14
-13
-12
-11
-10
-9
—8
—7
—6
—5
8®.
g д ^
5 я °>
О ев
<!
0Д258
0,1341
0,1429
0,1521
0,1618
0Д721
0,1829
0,1941
0,2059
0,2183
0,2315
0,2451
0,2595
0,2744
0,2900
0,3065
0,3236
0,3414
0,3602
0,3797
0,3999
0,4212
0,4432
0,4662
0,4900
0,5150
0,5409
0,5678
0,5958
0,6247
0,6551
0,6865
0,7189
0J523
0,7875
0,8238
0,8610
0,9000
0,9400
0,9818
1,0245
1,0388
1,1149
1,1622
1,2109
1,2616
1,3140
1,3678
1,4227
1,4805
1,5396
1,6005
1,6627
1,7275
1,7940
1,8622 *
1,9321
2,0050
2,0793
2,1555
2,2342
2.3148
2,3984
2,4833
2,5712
2,6602
ФРЕОН-
Удельный объем
л
5 s
oil
и
1ъ
0,6234
0,6246
0,6258
0,6270
0,6281
0,6289
0,6301
0,6313
0,6325
0,6337
0,6349
0,6361
0,6373
0,6386
0,6394
0,6406
0,6418
0,6431
0,6443
0,6456
0,6468
0,6481
0,6493
0,6502
0,6515
0,6527
0,6540
0,6553
0,6566
0,6579
0,6592
0,6605
0,6618
0,6631
0,6645
0,6658
0,6671
0,6684
0,6698
0,6711
0,6725
0,6739
0,6752
0,6766
0.6780
0,6793
0,6807
0,6821
0,6835
0,6854
0,6868
0,6882
0,6897
0,6911
0,6925
0,6940
0,6954
0,6973
0,6988
0,7003
0,7018
0,7032
0,7047
0,7062
0,7077
0,7092
54
СЗ й
д -»
"Ь
1,1259
1,0605
0,9998
0,9437
0,8911
0,8413
0,7954
0,7528
0,7125
0,6749
0,6394
0,6034
0,5752
0,5461
0,5188
0,4930
0,4687
0,4461
0,4246
0,4043
0,3854
0,3673
0,3504
0,3344
0,3193
0,3030
0,2914
0,2787
0,2665
0,2551
0,2441
0,2337
0,2239
0,2146
0,2057
0,1973
0,1894
0,1818
0,1747
0,1678
0,1613
0,1551
0,1492
0,1436
0,1382
0,1331
0,1282
0,1235
0,И90
0,И47
0,1107
0,1067
0,1030
0,09938
0,09597
0,09268
0,08952
0,08650
0,0S361
0,08082
0,07813
0,07558
0,07313
0,07078
0,06852
0,06635
12, ДИФТОРДИХЛОРМЕТАН (CF2C12)
Удельный вес
л
О w
5--
|"~
1,604
1,601
1,598
1,595
1,592
1,590
1,587
1.584
1,581
1,578
1.575
1,572
1,569
1.566
1,564
1,561
1,558
1,555
1,552
1,549
1,546
1.543
1,540
1,538
1,535
1,532
1,529
1,526
1,523
1,520
1,517
1,514
1,511
1,503
1,505
1,502
1,499
1,496
1,493
1,490
1,487
1,484
1,481
1,478
1,475
1,472
1,469
1,466
1,463
1,459
1,456
1,453
1,450
1,447
1,444
1,441
1,438
1,434
1,431
1,428
1,425
1,422
1,419
1,416
1,413
1,410
ft Л.
03 оо
Е К
г—
0,888
0,943
1,000
1,060
1,122
1,189
1,257
1,328
1,403
1,482
1,564
1,649
1,738
1,831
1.927
2',028
2,134
2,242
2,355
2,473
2,595
2,723
2,854
2,990
3,132
3,279
3,432
3,588
3,752
3,920
4,097
4,279
4,466
4,666
4,862
5,069
5,280
5,501
5,724
5,960
6,200
6,447
6,702
6,964
7.236
7,513
7,800
8,097
8,403
8,718
9,034
9,372
9,709
10,03
10,42
10,79
11,17
11,56
11,96
12,37
12,80
13,23
1.3,68
14,13
14,60
15,08
Энтальпия
л Я
д К
ЙГ
85,84
86,02
86,20
86,39
86,57
86,75
86,94
87,12
87,31
87,50
87,68
87,87
88,06
88,25
88,44
88,63
88,82
89,01
89,20
89,39
89,59
89.78
89.97
90,17
90,36
90,56
90,76
90,95
91,15
91,35
91,55
91,75
91,95
92,15
92,35
92,55
92,76
92,96
93,16
93,37
93,57
93,78
93,98
94,19
94,40
94,61
94,81
95,02
95,23
95,44
95,65
95,87
96,08
96,29
96,50
96,72
96,93
97,15
97,36
97,58
97,80
98,02
98,23
98,45
98,67
98,89
g|
С &
г-
128,88
128,95
129,06
129,19
129,30
129,41
129,54
129,65
129,77
129,89
130,00
130,12
130,24
130,36
130,48
130,59
130,71
130,83
130,95
131,06
131,18
131,30
131,42
131,54
131,65
131,77
131,89
132,01
132,13
132,24
132,36
132,48
132,60
132,72
132,83
132,95
133,07
133,19
133,30
133,43
133,54
133,66
133,77
133,90
134,01
134,13
134,24
134,36
134,47
134,59
134,71
134,83
134,95
135,06
135,17
135,29
135,40
135,52
135,63
135,75
135,87
135,98
136,09
136,20
136,32
1 136,43
о
О tS <v>
ftS jc
аз д^-
G л ^ |
si*
5 ft*-
p
42,99
42,93
42,86
42,80
42,73
42,66
42,60
42,53
42,46
42,39
42,32
42,25
42,18
42,11
42,04
41,96
41,89
41,82
41,75
41,67
41,59
41,52
41,45
41,37
41,29
41,21
41,13
41,03
40,98
40,89
40,81
40,73
40,65
40,57
40,48
40,40
40,31
40,23
40,14
40,06
39,97
39,88
39,79
39,71
39,61
39,52
39,43
39,34
39,24
39,15
39,06
38,96
38,87
38,77
38,67
38,57
38,47
38,37
38,27
38,17
38,07
37,96
37,86
37,75
37,65
37,54
Энтропия
К 1
л°
S 5<
со
0,9i050
0,94139
0,94230
0,94322
0,94411
0,94500
: 0,94589
0,94678
0,94769
0,94858
0,94946
0,95034
0,95122
0,95212
0,95300
0,95387
0,95474
0,95561
0,95650
0,95737
0,95824
0,95910
0,95997
0,96084
0,96170
0,96256
0,96342
0,96428
0,96515
0,96600
0,96685
0,96770
0,96855
0,96941
0,97026
0,97110
0,97194
0,97278
0,97364
0,97448
0,97532
0,97616
0,97699
0,97783
0,97867
0,97950
0,98033
0,98116
0,98200
0,98283
0,98365
0,98448
0,98531
0,98614
0,98696
0,98778
0,98860
0,98942
0,99025
0,99107
0,99188
0,99270
0,99351
i 0,99432
0,99514
0,99595
К
о
cv> I
2 a
"«О J
1,15219
1,15173
1.15130
1,15087
1,15044
1,15001
1,14961
1,14920
1,14883
1.14844
1,14806
1,14769
1,14731
1,14698
1,14663
1,14627
1,14595
1,14562
1,14531
1,14500
1,14468
1,14438
1,14410
1,14381
1,14352
1,14324
1,14297
1,14271
1,14247
1,14220
1,14193
1,14170
1,14146
, 1,14124
1,14101
1,14078
1,14055
1,14034
1,14014
1,13993 1
1,13975
1,13954
1,13934
1,13917
1,13899
1,13879
1,13862
1,13845
1,13829
1,13814
1,13798
1,13783
| 1,13768
! 1,13753
i 1,13738
1 1,13723
1,13709 1
1,13695
1,13682
1,13668
1,13657
1 1,13644
1,13633
1,13620 1
1,13609 \
1,13598

500
ПРИЛОЖЕНИЯ
Продолжение
¦с
>>
н
COQ
Оно
СО
2
со
Н
-4
-3
-2
—1
Л
~
~
~
_
-
_
-
hi
-2
-3
-4
-5
-6
-7
-8
i-9
чо
-12
-13
-14
-15
-16
-17
-18
49
-20
k2l
-22
-23
-24
^25
-26
-27
-28
-29
-30
-31
-32
-33
-34
-35
-36
-37
-38
-39
-40
-41
-42
Ь43
-44
-45
-46
-47
-48
-49
-50
-55
-60
-65
-70
-75
-80
-85
-90
-95
-100
-105
-110
.бсолютное
давление
p кг/см8
<i
2,7531
2,8479
2,9439
3,0446
3,1465
3,2511
3,3583
3,4676
3,5804
8,6959
3,8135
3,9348
4,0582
4,1853
4,3135
4,4466
4,5828
4,7209
4,8621
5,0076
5,1550
5,3067
5,4605
5,6172
5,7786
5,9432
6,1112
6,2825
6,4584
6,6363
6,8175
7,0020
7,1933
7,3863
7,5810
7,7826
7,9897
8,2003
8,4087
8,6264
8,8475
9,0726
9,2989
9,5351
9,7707
10,014
10,257
10,511
10,763
11,023
11,283
11,553
11,828
12,108
12,386
13,868
15,481
17,216
19,096
21,125
23,290
25,620
28,107
30.771
33,614
36,654
39,874
Удельный объем
Is
йр
0,7107
0,7127
0,7143
0,7158
0,7173
0,7189
0,7205
0,7220
0,7241
0,7257
0,7273
0,7289
0,7310
0,7326
0,7342
0,7358
0,7380
0,7396
0,7413
0,7435
0,7452
0,7468
0,7491
0,7507
0,7524
0,7547
0,7570
0,7587
0,7605
0,7628 1
0,7645
0,7669 |
г) ,7692 1
0,7710
0,7734
0,7758
0,7782
0,7800
0,7825
0,7849
0,7874
0,7893
0,7918
0,7943
0,7968
0,7994
0,8019
0,8045
0,8071
0,8104
0,8130
0,8157
0,8190
0,8217
0,8244
0,8410
0,8568
0,8741
0,8936
0,9149
0,9398
0,9680
1,0009
1,0416
1,0952
1,1736
1,3513
OS
ъ
0,06427
0,06226
0.06028
0,05844
0,05667
0,05496
0,05330
0,05168
0,05012
0,04863
0,04721
0,04583
0,04450
0,04323
¦ 0,04204
0,04086
0,03970
0,03858
0,03751
0,03648
0,03547
0,03449
0,03354
0,03263
0,03175
0,03089
0,03005
0,02925
0,02848
0,02773
0,02700
0,02629
9,02560
0,02494
0,02433
0,02371
0,02309 1
0,02250 1
0,02192
0,02136
0.02083
0,02030 1
0,01980
0,01931
0,01882
0,01835
0,01789
0,01744
0,01700
0,01656 |
0,01614
0,01573
0,01533
0,01494
0,01459
0,01316
0,01167
0,01036
0.00919
0,00814
0,00723
0,00639
0,00564
0,00497
0,00437
0,00359
0,00266
Удельный вес
идкость
' кг/л
й
1,407
1,403
1,400
1,397
1,394
1,391
1,388
1,385
1,381
1,378
1,375
1,372
1,368 !
1,365
1,362
1,359
1,355 i
1,352
1,349
1,345 1
1,342
1,339
1,335
1,332
1,329
1,325
1,321
1,318
1,315
1,311
• 1,308
1,304
1,300
1,297
1,293
1,289
1,285
1,282
1,278
1,274
1,270
1,267
1,263
1,259
1,255
1,251
1,247
1,243
1,239
1,234
1,230
1,226
1,221
1,217
1,213 1
1,189
1,167
1,114
1,103
1,093
1,064
1,033
0,999
0,960
0,913
0,852'
0,742
*¦
15,57
16,07
16,59
17,11
17,65
18,20
18,76
19,35
19,95
20,56
21,18
21,82
22,47
23,13
23,79
24,48
25,19
25,92
26,66
27,41
28,19
28,99
29,87
30,65
31,50
32,38
33,28
34,19
35,11
36,07
37,04
38,04
39,06
40.10 i
41,11
42,18
43,31
44,45
45,62
46,81
48,01
49,25
50,51
51,79
53,13
54,49 !
55,90 I
57,34 !
58,83
60,38 !
61,95
63,57
65,24
66,94
68,56
75,98
85,69
96,52
108,81
122,85
138,31
156,49
177,30
201,20
228,83
278,48
374,93
Энтальпия
n w
1 о <-
о в
?*
99,11
99,36
99,53
99.78
100.00
100,22
100,45
100,67
100,90
101,12
101,35
101,58
101,80
102,03
102,26
102,49
102,72
102,95
103,18
103,42
103,65
103,88
104,12
104,35
104,59
104,82
105,06
105,29
105,53
105,77
106,01
106,25
106,49
106,73
106,97
107,21 1
107,45 1
107,69
107,94
103,18
108,43
108,67
108,92
109,16 1
109,41
109,66
109,91
110,16
110,41
110,66
110,91
111,16
111,41
111,66
111,91
113,25
114,57
115,92
117,29
118,69
120,13
121,61
123,12
124,69
126,36
128,13
131,44
со
f-
136,54
136,65
136,77
136,88
136,99
137,10
137,21
137,32
137,43
137,54
137,65
137,76
137,86
137,97
138,08
138,18
138,29
138,39
138,49
138,61
138,70
138,81
138,91
139,01
139,12
139,21
139,31
139,40
139,50
139,61
139,73
139,79
139,89
139,98
140,08
140,16
140,25
140,34
140,43
140,51
140,61
140,69
140.77
140,85
140,94
141,02
141,10
141,18
141,25
141,33
141,40
141,47
141,54
141,60
141,66
142,13
142,49
142,82
143,09
143,31
143,46
143,51
143,41
143,11
142,51
141,51
138,89
лота
парообразования
г ккал/кг
CD
37,43
37,32
37,21
37,10
36.99
36,88
36,76
36,65
36,53
36,42
36,30
36,18
36,06
35,94
35,82
35,69
35,57
35,44
35,31
35,19
35,05
34,93
34,79
34,66
34,53
34,39
34,25
34,11
33,97
33,84
33,69
33,54
33,40
33,25
33,11
32,95
32,80
32,65
32,49
32,33
32,18
32,02
31.85
31,69
31,53
31,36
31,19
31,02
30,84
30,67
30,49
30,31
30,13
29,94
29,75
28,88
27,92
26,90
25,80
24,62
23,33
21,90
20,29
18,42
16,15
13,38
7,45
Энтропия 1
|S
К V
"со
0,99676
0,99757
0,99839
0,99919
1,00000
1,00081
1,00161
1,00242
1,00322
1,00402
1,00483
1,00563
1,00643
1,00723
1,00803
1,00883
1,00963
1,01042
1,01122
1,01201
1,01281
1,01361
1,01440
1,01519
1,01598
1,01678
1,01757
1,01835
1,01914
1,01993
1,02072
1,02151
1,02229
1,02307
1,02387
1,02465
1,02543
1,02620
1,02699
1,02778
1,02856
1,02934
1,03011
1,03089
1,03167
1,03246
1,03324
1,03400
1.03478
1,03556
1,03634
1,03712
1,03788
1,03865
1,03943
1.Q4346
1,04736
1,05126
1,05519
1,05912
1,06310
1,06708
1,07115
1,07529
1,07955
1,08407
1,09168
о
г
в §
"So
1,13586
1,13575
1.13566
1,13555
1,13546
1,13535
1,13524
1,13515
1,13506
1,13497
1,13488
1,13480
1,13471
1,13462
1,13455
1,13446
1,13439
1,13430
1,13422
1,13414
1,13407
1,13400
1,13392
1,13385
1,13378
1,13372
1,13364
1,13356
1,13350
1,13344
1,13337
1,13329
1,13322
1,13315
1,13310
1,13301
1,13294
1,13286
1,13280
1,13273
1,13266
1,13258
1,13250
1,13243
1,13236
1,13229
1,13222
1,13212
1,13204
1,13197
1,13188
1,13180
1,13170
1,13161
1,13151
1,13148
1,13177
1,13082
1,13038
1,12984
1,12917
1,12823 1
1,12702 1
1,12533 1
1,12282 1
1,11945
1,11112

II I II I I I I I I I I I I I
МСЛ~4мч-ь.нь.|-».М
J^Hk.t-».tOtOtOtOCOCOCOCO*
tOU*-4j©tOm<-j©J>OV»-JC
Температура
/ °C
©©©©©©©©©©p©pp©p
os^oi^V^^botolo'^HkH^h^'J*©
ЙЗОЕЯФ^льосослсоео-о^гоиь-со
oococo©©toto>-*«^<ioecoa5coco'^
Абсолютное
давление
p кг [см*
ppppp°ocoo©©©©©©
osqjOiOsososOiOiOiosososososoics
cococpcpoopooo^ji-^Ki-^iaiaiaijsoi
ЖИДКОСТЬ
v1 л/кг
pppppp ©©©©^-^.j-
CO GC^'ik- Сп"сл 05 Vl^00"cO ©">-*."c
"^Г^^Й!^^?0?1^©©]^^^
»t0W00©©~qO5Cnu
о*»со<1-^(у<эосооо-
!??8
пар
' м31кг
*"«-5WOOrf>«OCJl©05»-.^JtOOOCCOi*-
ЖИДКОСТЬ
l' кг/л
*•©©©©©©
CO CO M. OS rf> CD
пар
Y" кг/м3
1$$$Щ&$Я$&&$П?$В
жидкость
V кпал/кг
сясяслслслслслслсяслсяслсяслсясл
оооооо^ао«д©05©слслся»рч*!**>|0-
05*00 ©^a W Vi ел "К? со Ъ "to Ъ © ос ©
^©toto^t-^coocoooooco^toai
пар
i" ккал\кг
СЛСЛСЛО5О505О5О5О5 gj ^ 05 05 © 05 ©
«О СО СО © ©О •-•. н* Hfc. ISO tO ti tO CO CO CO
Теплота
парообразования
г ккал Jкг
©©©©©©©©©©©©©©©о
СОСОсОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСО
«©««©©OOOOOOOO^gJ-J-«J ©© ©g
<1^©05сосося©05кк.а51о©©»Р"Оо
жидкость
s' ккал/кг °К
пар
s" ккал/кг °К
I I I I I I II I I I I I I I I I I I I I II I I I I I
tOtOtO^H^C^©C^^^tOtOOpCOj?^e^C^©05^^00(X>cp©i^^^H^>^H*^i-»'H*.
оося©сл© ©с^©а«©сл©ся©ся©сл©ся©сл©сл©©^-»-^1\э10Сосо**
» ©01©0'©СЯ©СЛ©
joplo^ ел |ор j5 ел оо^рро jo Gb^^tebsbo^b+^pppppppppppp
oo1o^©©'^©©VV'©©^b^^^^boooa>*^
СТ>**н».Н'СО©СОО5СЛО5О5(+^СО1^-<1©00Ь0-^Ь»-4г»|4»>1>ОСЯЛ ICO0O©i-»-«*J*^COh*.©
iP'^JOOCOCO(-k05©^0©COCOi^©H-.|fr.-JCn5o
СЛЮн*С0©*»00нк.^^1
fz***z*pppppppppppppppppppp pppppp p&ppp
^"^©o'co^oo^oboboooVi'^'^^iVj'VjVtai сэ о5©С5 © 05 en ©©©©ся слсл'сл'ся
COCO-<l-*"OStOCO©tf>tO© 00© C^^tO^OCDOO^©C??~->i^COtOh-.^©COCOOCOO*q
*^^©и^1ОСО.>©^нь1ОСЛ©1^н*00^ОЭСЛСЛСЛ©00©Ь04>О5©1ОСЛСОС0'<|1-*'©
Температура
Абсолютное
давление
р кг/см*
жидкость
и' л\кг
©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©t-*-i^.tOtfr>^ato
„_ _ _. ,, ЪН"-«^4СПСЛОО*>0'»Р»СОСЛ©~-1С
^C0 00 05t^^^©H^^l^©OCCOi**rfs~-JCr,rf!-H^i^.^ltOOO©0^©
tOCOtOOOCDtO~.:jOO©OnOOOOCO©tOOOrf>CntO
>-».© со
»-»¦©© ©©©© CO©©COCOCOCD00000O00 30 0000O00e-Kl»J^3-^-.l*J.^KI*J.^©©
COC005rt-^tS3M.OOO'^C^rf>COtS3©COOO'<IC^^COtOi-*©COOO«0©**tt«COtOi-*-©COOO
© tO -J -J CO ?>
^^CO^QO5tOCO©0C©-<J**tO©O0©C7irfNCOtOt-»-©©©CO©©©-»-tO00tJ>
tH|^?OtP>Ob»<l(l>H*Oi-k*«tOO,W*«^lh3 00l-kWOOWO?Oi-«¦ *г~ СО СЛ rf!» CO OS
CO©©^H*M»H^h*H^^©©©CO©©0000^«-q©©cnC"^rfs-COCOtOtOH*.H*.©©CD
йогеяйм^
сэррроррррррррррррррррррррррр
rf> <^^^^©©©СООООО^С5C5СЛСЛ ^^COCOtOtOb^^©CO©0O00^©O5C* 0Л rf>
05^t005© CriQCr<©On©CncOrf>CO*~OOCOOOtO«<l^aSO СЛ«?СО><|1-*.СЛ©СО^Л© tP-
to©ootoco©©©tocoiOH*©^c^to©c^to^H*©w^©toc^©©a<iP»to©cnbk.
.._.,,.,, 5 CD © © © © ^ >-• i-. to ЮСО^^СЯ
©^О00СЛ^00С0ь*С0С0*«СЛ05СХ>С0©Ме0СЯ©СХ©00СЛ00МСЛ©1^С0^©'<1СЛ
tO^©t0^t005COtO^C^^OO©^CO©©C^t^OO'<lCOtOCX>^©05©©©CJ'-JCnCO
пар
vn м3/кг
жидкость
V ккал/кг
пар
i" ккал/кг
Теплота
парообразования
г ккал/кг
жидкость
s1 ккал/кг °К
пар
s" ккал/кг °К

502 приложения
Продолжение
Температура
0
+2,5
+5
+7,5
+10
+12,5
+15
+17,5
+20
+22,5
+25
+27,5
! +30
+32,5
! +35
; +37,5
| +40
Абсолютное
давление
р кг/см2
0,7226
0,8013
0,8867
0,9797
1,0797
1,187
1,303
1,438
1,562
1,703
1,860
2,023
2,198
2,383
2,583
2,794
3,017
Удельный объем
oil
0,7014
0,7043
0,7072
0,7101
0,7131
0,7162
0,7192
0,7223
0,7255
0,7287
0,7320
0,7352
0,7386
0,7420
0,7454
0,7490
0,7525
со
0,3053
0,2772
0,2523
0,2302
0,2103
0,1926
0,1764
0,1610
0,1491
0,1372
0,1266
0,1171
0,1084
0,1004
0,0931
0,0865
0,0304
Удельный вес
л
о-5.
1,4256
1,4198
1,4139
1,4081
1,4022
1,3962
1,3903
1,3843
1,3782
1,3722
1,3661
1,3600
1,3538
1,3476
1,3414
1,3351
1,3288
«"а
г—
3,276
3,607
3,963
4,345
4,756
5,193
5,668
6,213
6,703
7,285
7,896
8,537
9,229
9,955
10,74
11,56
12,43
Энтальпия
,п со
100,00
100,62
101,24
101,86
102,50
103,12
103,75
104,36
104,99
105,63
106,26
106,89
107,52
108,17
108,80 1
109,44
110,08
со
158,93
159,24
159,56
159,91
160,23
160,55
160,85
161,16
161,44
161,74
162,03
162,42
162,67
163,00
163,29 |
163,61 j
163,86
Теплота
парообразования
г ккал/кг
58,93
58,62
58,32
58,05
57,73
57,43
57,10
56.80
56,45
56,11
55,82
55,53
55,15
54,83
54,49
54,17
53,78
Энтропия
й
оЛ
в ^
н х
"од
1,0000
1,0023
1,0046
1,0068
1,0091
1,0113
1,0135
1,0157
1,0179
1,0200
1,0223
1,0243
1,0265
1,0286
1,0308
1,0328
1,0349
й
со
?^
"од
1,2157
1,2149
1,2143
1,2136
1,2130
1,2123
1,2116
1,2111
1,2105
1,2099
1,2095
1,2090
1,2084
1,2080
1,2074
1,2070
1,2066
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
ФРЕОН-22, ДИФТОРМОНОХЛОРМЕТАН (CHF2C1)
1 [
Температура
t °С
-100
—98
-96
-94
| —92
-90
| —88
—86
-84
1 —82
' -80
-78
--76
—74
—72
-70
-68
—66
-64
-62
-60
-58
-56
—54
Абсолютное
давление
р кг /см2
0,0210
0,0243
0,0292
0,0348
0,0410
0,0489
0,0575
0,0607
0,0781
0,0910
0,1050
0,1213
0,1400
0,1605 j
0,1832
0,2088
0,2370
0,267
0,303
0,341
0,382
0,428
0,479
0,534
Удельный объем
Е" СО
I"
0,6409
0,6429
0,6450
0.6470
0,6490
0,6510
0,6530
0,6550
0,6570
0,6592
0,6612
0,6632
0,6653
0,6675
0,6693
0,6714
0,6735
0,6756
0,6778
0,6801
0,6824
0,6849
0,6874
0,6897
1
со
а *
8,340
6,980
5,890
4,985
4,250
3,634
3,117
2,709
2,330
2,030
1,775
1,547
1,363
1,206
1,060
0,940
9,885
0,746
0,661
0,592
0,535
0,481
0,434
0,393
1 Удельный вес
о-—
1,560
1,555
1,550
1,545
1,540
1,536
1,531
1,526
1 1,522
1,517
1,512
1,507 ;
1,503
1,498
1,494
1,489
1,484
1,480
1,475
1,470
1,465
1,460
1,455
1,450
.р4
0,1199
0,1433
0,1868
0,2003
0,2353
0,2752
0,3203
0,3691
0,4292
0,4926
0,5634
0,6464
0,7337
0,8292
0,9434
1,064
1,130 |
1,341
1,513
1,689
1,869
2,079
2,304
2,545
Энтальпия
Л со
о «>
74,12
74,63
! 75,14
1 75,63
76,12
76,64
77,14
77,65
78,15
78,65
79,14
79,65
80,14
80,64
81,15
81,64
82,15
82,64
83,15
83,65
84,15
84,65
85,16
85,67
137,92
138,16
138,40
138,62
138,84
139,10
139,34
139,58
139,81
140,05
140,29
140,54
140,77
141,01
141,26
141,49
141,74
141,96
142,21
142,44
142,68
142,91
143,16
143,40
Теплота
парообразования
г ккал/кг
63,80
63,53-
63,26
62,99
62,72
62,46
62,20
61,93
61,66
61,40
61,15
60,89
60,63
60,37
60,11
59,85
59,59
59,32
59,06
58,79
58,53
58,26
58,00
57,73
Энтропия
oih.
0,8828
0,8858
0,8886
0,8914
0,8942
0,8970
0,8997
0,9024
0,9051
0,9078
0,9104
0,9130
0,9155
0,9180
0,9206
0,9230
0,9254
0,9278
0,9302
0,9325
0,9348
0,9372
0,9396
0,9419
й
со
ail
ее <=;
Я «
1,2512
1,2485
1,2457
1,2430
1,2404
1,2380
1,2356
1,2333
1,2311
1,2290
1,2270
1,2250
12230
1,2211
1,2194
1,2176
1,2159
1,2141
1,2126
1,21C9
1,2094
1,2080
1,2067
1,2053

1 tnnniititnuiini^^-^^kkkkkkkkkkkkkkkkkkkkkk
||851-58Шш?5ШШ5ШШШШ§шшШШШ11
p о о о © © © о о о о о о © о о о о о о о о р о о о о о о о о о р р о о о о о о о о о о о о о о о о о о
llillllllllllllllllilllllllillilllllllllllsllillllll
ISllIlIlIllIlIlIlSSSSlllllSISlllliiliiiiSiiSIiilSiil
1 SiSlISlillilllilillillSiliiiSllillSIiiliSIISl-irillll
IllllfiflllslIlslItlllSIilllliisIIIsIIsiiriiilSiiriil
IlllIIlill!II!IIIlI!lIlIISllISlI|{SIIllfI-5llllf«llIl
IIIIIIIIIKIIIHIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIII
1 l^lIlIssillflllflSillllllfllllllllllllilllllSI-lfll
lllllIliIlliilIIlllIIilIIi!IISIlSiISllIliIIIISliSiIi
ilill 11 i I i i il I iff i iili i I ii I li i 1 i I i 11 i 11 ii 11 i I il IS III
Температура
/ °C
Абсолютное
давление
p кг! см2
жидкость
v1 л/кг
nap
с" м3/кг
жидкость
¦у' кг/л
пар
7" кг/м3
жидкость
i' ккал/кг
пар
i" ккал/кг
I
Удельный объем
Удельный вес
Энтальпия
Теплота
парообразования
г ккал/кг
жидкость
s' ккал/кг °К
пар
s" ккал/кг °К
Энтропия

504 ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 9
ФРЕОН-40, ХЛОРИСТЫЙ МЕТИЛ (СН3С1)
1 b
г
со
J н
Ч —60
| —55
! —50
—45
: —40
—37,5
1 —35
1 -32,5
1 —30
Я —27,5
-25
1 -22,5
1 —20
\ —17,5
1 —15
1 —I2»5
1 —10
J —7,5
1 —5
-2,5
3 0
I -
| -
-
J
1-2.5
-5
-7,5
-10
42,5
-15
-17v5
-20
-22,5
-25
-27,5
-30
-32,5
-35
-37,5
-40
-42,5
-45
-47,5
-50
-52,5
-55
-57,5
-60
о
Я а>
н В"
2 И 3
0291
0,159
0,216
0,286
0,375
0,484
0,548
0,619
0,697
0,783
0,877
0,979
1,090
1,212
1,344
1,487
1,641
1,808
1,988
2,180
2,387
2,609
2,846
3,099
3,368
3,655
3,961
4,284
4,628
4,993
5,378
5,783
6,20Э
6,658
7,130
7,625
8,146
8,690
9,262
9,861
10,48
11,14
11,82
12,53
13,26
14,03
Удельный объем
л
Ь1 со
0,936
0,944
0,953
0,961
0,970
0,974
0,978
0,982
0,986
0,991
0,995
0,999
1,003
1,008
1,013
1,017
1,022
1,027
1,032
1,037
1,042
1,047
1,053
1,058
1,064
1,069
1,075
1,081
1,086
1,092
1,098
1,104
1,110
1,116
1,123
1,129
1,135
1,142
1,149
1,156
1,164
1,172
1,180
1,188
1,196
ft^~"
СЗ ?
В ^
Ъ
2,235
1,680
1,295
1,008
0,794
0,707
0,632
0,566
0,508
0,457
0,412
0,373
0,338
0,307
0,279
0,255
0,233
0,213
0,195
0,179
0,1648
0,1519
0,1402
0,1296
0,1198
0,1111
0,1031
0,0958
0,0891
0,0829
0,0774
0,0722
0,0675
0,0331
0,0591
0.0554
0.0520
0,0489
0,0460
0,0433
0,0408
0,0385
0.0363 1
0.0343
0.0324
Удельный вес
л
1С со
й-
1,068
1,059
1.050
1,041
1,031
1,027
1,023
1,018
1,014
1,010
1,005
1,001
0,997
0,992
0,988
0,983
0,979
0,974
0,970
0,965
0,960
0,955
0,950
0.945
0,940
0,935
0,930
0,925
0,921
0,916 I
0,911
0,906
0,901 1
0,896
0,891
0,886
0,881
0,876
0,870
0,865
0.859
0,853
0,848
0,842
0,837
в к
"?~
0,448
0,595
0,772
0,992
1,259
1,414
1,583
1,768
1,969
2,188
2,425
2,682
2,959
3,260
3,582
3,927
4,299
4,698
5,125
5,582
6,086
6,584
7,134
7,719
8,342
9,004
9,704
10,44
11,22
12,06
12,93
13.85
14,82
15,85
16,92
18,05
19,22
20,45
21,75
23,11
24,51
26,00
27,55
29,18 1
30,87
Энтальпия
* ?
О се
° и
й 2
78,47
80,17
81,94
83,69
85,45
86,34
87,23
88,13
89,03
89,92
90,81
91,72
92,64
93,55
94,96
95,37
96,29
97,22
98,14
99,07
100,00
100,94
101,88
102,82
103,75
104,69
105,63
108,58
107,54
108,50
109,46
110,42
111,38
112,35
113,32
114,29
115,27
116,25
117,23
118,21
119,20
120,18
121,17
122,17
123,17
со
5С
188,46
189,21
189,95
190,67
191,41
191,77
192,12
192,47
192,83
193,17
193,51
193,86
194,21
194,55
194,89
195,22
195,54
195,85
196,15
196,45
196,75
197,04
197,32
197,60
197,87
198,13
198,39
198,65
198,90
199,14
199,38
199,60
199,82
200,03
200,23
200,43
200,63
200,82
201,00
201,17
201,34
201,49
201,64
201,79
201.93
«о
о
?**
йЯ8
И И А
ей <={
«до
о со 5
Ч л *
в ft«-
109,99
109,04
108.01
106,98
105,96
105,43
104,89
104,34
103,80
103,25
Ю2,70
102.14
101,57
101,00
100,43
99,85
99,25
98,63
98,01
97,38
96,75
96,10
95,44
94,78
94,12
93,44
92,76
92,07
91,36
90,64
89,92
89,18
88,44
87,68
86,91
86,14
85,38
84.57
83,77
82,98
82,14
81,31
80,47
79,02
78,76
Энтропия
Й
До
"со
0,9110
0,9191
0,9270
0,9349
0,9425
0,9463
0,9500
0,9538
0,9575
0,9611
0,9648
0,9684
0,9720
0,9756
0,9792
0,9827
0,9862
0,9897
0,9931
0,9966
1,0000
1,0034
1,0068
1,0102
1,0135
1,0168
1,0201
1,0234
1,0267
1,0299
1,0331
1,0363
1,0395
1,0427
1,0459
1,0490
1,0521
1,0552
1,0583
1,0614
1,0645
1,0676
1,0706
1,0736
1,0766
Й
со
ft--
1,4271
1,4189
1,4111
1,4037
1,3969
1,3936
1,3904
1,3873
1,3843
1,3814
1,3786
1,3759
1,3732
1,3707
1,3682
1,3657
1,3633
1,3609
1,3586
1,3564
1,3542
1,3520
1,3499
1,3479
1,3459
1,3439
1,3420
1,3401
1,3383
1,3365
1,3347
1,3329
1,3312
1,3295
1,3278
1,3262
1,3247
1,3231
1,3215
1,3201
1,3187
1,3173
1,3158
1,3144
1,3130
ПРИЛОЖЕНИЕ 10
ФРЕОН-113, ТРИФТОРТРИХЛОРЭТАН (CFCI2 — CF2C1)
1 ^
! р
1 ^
! -зо
I -25
-20
-15
-10
—5
Абсолютное
давление
р кг 1см2
0,0289
0,0*94
0,0530
0,070 4
0,0923
0.1195
Удельный объем
oil
Г*
1111
се9!
в 3
Ъ
3,798
2,838
2,149
1.649
1.?<И
1.003
Энтальпия
Л со
93,61
94,66
95,71
98,77
97,84
98,92
133,47
134,20
134,93
135,67
136,41
137,16
Теплота
парообразования
г ккал\кг
39,86
39,54
39,22
38,90
38,57
38,24
Энтропия
До
oil
В с»
в х
36*
"со
111
К 1
о
ft*
в о
1,1392
1,1388
1,1386
1,1386
1,1386
1,1386

- + + + + + + + + + + + I I I I ! I I I
8
СЛ О СЛ О
Температура
py^^^z^toto^-^-^-^-ppppppppp
О И Ъ О Ь О Ъ М Ю Ь М О 00 41 Ci *« W М Ъ н* *р*
OOl(>»lwb3WCOH>^<lP'©i©tOCDvlv]OCOvlW
омиб5м.иоомм^|Оочммо1(хцоа)^
Абсолютное
давление
р кг 1см3
ррррррррррррр
~41 ~41 41 1 4! "as C5 ~
ооооороо
-, ^. ^.. .. v. »>,3H5О)в>0HH5ОЗО105О1а
„Ои.^О300н».^00и.О1ф0:чМС»и.ОЗи.сл
жидкость
V Л/КЗ
о о о о о о о о о о р о о о о р о о о р р
о о о о о "о о о о о "н."-. *-¦ и. Ь Ь ш "^ Ь Ь х
to to w ш ы *> gi О) vj оо о tc it< vi и. © м о * № i(>
у ?> OJ ^О J
_ ._ _ ~41 СЛ "СО "СО "<_ _ _ — — — -- _
41 еО >-¦ 4J4lOoeo<wOt04lCiCn41tOi
пар
vn м31кг
жидкость
V ккал/кг
СО СО СО СО СО СО СО |
CO00^COCnQCn<Orf>00tOCTiCOtOCn<
О05М^ООО05ОММО0^00'Д
¦ rff- «35 ОС О
пар
г" ккал/кг
Теплота
парообразования
г ккал\кг
.^ J* ,^ .^ Г Г Г Г Г ^ ^ >^ Г ? ? Р Р ? Р ? Р
© о о о о о о о о о о о о Ь Ъ Ъ Ъ ю Ъ Ъ Ь
rf>i-»»4IOOOC!iCOOOCni-».-4lto001tOOOlJ^»--.-<ICOO
©соелоо»->сослооососп41«сослооео[ослооо
жидкость
s' ккал/кг °К
0H)U4lMt«i3UMM-'H.OOOOO«5tDOOO
~ ¦ - -- — --'¦- ~ - - - - — - , rf> е* О ОО CD О ^- v^5
пар
ккал/кг °К
++++++++++++++++
00 414Ю505СЛСЛ^*>С0С0[0Ь01-*.1-»»СЛО
О СЛ О СЛ О СЛ О СП О СЛ О СЛ О СЛ О
ммм^м>о.ррроро ооо о
41 СО o"--JСл'со'ьа.'^О 41 "OS Сп-^ СО 00 1С "?*¦'*»•
00>сл4]со>-»->-».>(>еоа1слсл41©*»еосл
соосослгоослелслелсоелсососососо
00(-*.05^4|41«0С75^е0О
Температура
Абсолютное
давление
р кг/см*
ррррррррррррррррр
41C75C71C>S05C5C75C7iCTSC7501C7502C7iC7iCTiC7i
осооооо^^сяспел^^сососоьосо»-»-
-~ ^ ^ ,-s .r^ .~ .^ .-, .^ ,0 ^ 0 ^ ^ ^
П 00 Ю 41 tS2 СО
жидкость
v1 л/кг
ррррррррррррррррр
OOOOO^^^^lsolss'cOCo'rf^'cn 05*41
OiC754100eoOtN2*»4IOH00(t-t0^4^eO
*.tOOt-»>COOOCnOilN2CO—-CDOOCOOOOCO
с71н^.досо^оспелОЮС75Соел1^-е75еосо
пар
" м3/кг
иы-ъ и», н* ь*> <-»•-*- -.OOOOOOOOQ
00 4105tP~C0t0i->.O00vl05Cn4.-C0C0H^O
жидкость
V ккал/кг
ОС0000041С75еЛ(^»|:
ПС5 4100Н*.С041Н».СЛО
пар
i" ккал/кг
СОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСрСОСОСОСОСО
js3 to N2 со со со 4> *-ел ел ел ст> as 55 4i 41 41
oVoolo'oi'sp 05 410^'"оо%.елЪо1осл'?о
0i4>C0t0O00CntOeDCnh*.4lt04lt005O
Теплота
парообразования
г ккал/кг
жидкость
' ккал/кг °К
Cri^aNrf^^^rf^rf^t^rf^tC^jE'OCOCOCOCO
©COOO^CDCntP-COOOi-M-^OOCDCOOOOO
^OOOH^t-.tN5h^4icotOCOr*.C75COep4i
пар
5м ккал/кг °К

506
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 12
ФРЕОН-142, ДИФТОРМОНОХЛОРЭТАН (СН3 — CF2C1)

Температура
;°с
-60
-55
-50
—45
-40
-35
-30
-25
-20
-15
-10
—5
0
-
Ь5
-10
-15
-20
1-25
(-30
-35
-40
-45
-50
-55
L-60
-65
-70
-75
г80
-85
-90
L95 I
-100
-105
-НО
-115
-120
-125
-130
-135
-137
[

Давление
р кг/см2
0,0753
0,1040
0,1412
0,1889
0,2490
0,3239
0,4162
0,528
0,664
0,825
1,017
1,242
1,503
1,805
2,153
2,550
3,000
3,508 |
4,079
4,718
5,429
6,218
7,089
8,048
9,101
10,253
11,509
12,877
14,363
15,974
17,713
19,591
21,618
23,794
26,141
28,653
31,354
34,246
37,338
40,645
42,000
Удельн
жидкость
v' л/кг
0,765
0,772
0,778
0,785
0,792
0Л99
0,808
0.814
0,821
0,829
0,838
0,846
0,855
0,864
0,873
0,883
0,892
0,902
0,912
0,924
0,936
0,948
0,962
0,976
0,990
1,006
1,023
1,043
1,065
1,090
1,119
1,151
1,188
1,230
1,279
1,337
1,406
1,490
1,603
1,812
2,260
ый объем
пар
v" м3/кг
2,410
1,785
1,339
1,020
0,789
0,617
0,4892
0,3920
0,3168
0,2585
0,2128
0,1765
0,1475
0,1242
0,1052
0,0896
0,0767
0,0659
0,0570
0,04950
0,04305
0,03755
0,03287
0,02883
0,02533
0,02226
0,01959
0,01729
0,01525
0,01340
0,01173
0,01030
0,00908
0,00800
0,00698
0,00600
0,00523
0,00450
0,00396
0,00300
0,00226
Удельный вес
жидкость
7' кг 1л
1,307
1,296
1,285
1,274
1,263
1,252
1,240
1,229
1,218
1,206
1,194
1,182
1,170
1,157
1,145
1,133
1,121
1,109
1,096
1,082
1,069
1.055
1,040
1,035
1,0Ю
0,994
0,977
0,959
0,939
0,917
0,894
0,869
0,842
0,813
0,782
0,748
0,711
0,671
0,624
0,552
0,4425
пар
7" кг/м3
0,415
0,560
0,747
0,980
1,268
1,620
2,044
2,551
3,157
3,868
4,699
5,666
6,780
8,050
9,506
11,16
13,04
15,17
17,54
20,21
23,23
26,63
30,42
34,68
39,49
44,93
51,05
57,83
65,57
74,63
85,25
97,09
110,1
125,0
143,3
166,7
191,6
222,2
252,5
333,3
442,5
Энтальпия
жидкость
! V ккал/кг
82,49
83,89
85,29
86,70
88,12
89,55
91,00
92,46
93,94
95,44
96,95
98,47
100,0
101,54
103,09
104,65
106,23
107,81
109,40
111,00
112,61
114,25
115,91
117,61
119.35
121,14
122,96
124,80
126,68
128,61
130,59
132,57
134,55
136,54
138,56
140,66
142,88 1
145,28
147,90 |
151,50
156,00
пар
г" ккал/кг
142,41
143,28
144,15
145,02
145,90
146,77
147,65
148,52
149,39
150,26
151,И
151,95
152,78
153,60
154,40
155,19
155,97
156,73
157,40
158,16
158,83
159,47
160,08
160,66
161,22
161,74
162,20
162,59
162,92
163,19
163,41
163,54
163,57
163,51
163,39
163,20
162,92
162,59
162.20
160,00
156,00
Теплота

парообразования
г ккал\кг
59,92
59,39
58,86
58,32
57,78
57,22
56,65
56,03
55,45
54,82
54,16
53,48
52,78
52,03
51,31
50,54
49,74
48,92
48,06
47,16
46,22
45,22
44,17
43,05
41,87
40,60
39,24
37,79
36,24
34,58
32,82
30.97
29,02
26,97
24,83
22,54
20,04
17,31 |
14,30
8,50
0,00
ПРИЛОЖЕНИЕ 13
ФРЕОН-170, ЭТАН (С2Н6)
ев
Е-1
C3Q
В
CD
-100
—95
-90
-85
-80
-75
| -70
—65
-60
—55
-50
—45
-40
- 35
Абсолютное
давление
р кг /см2
0,5354
0,7229
0,9596
1,251
1,606
2,037
2,549
3,154
3,861
4,682
5,626
6,704
7,929
9,309
Удельный объем
1,789
1,808
1,825
1,844
1,863
1,884
1,905
1,927
1,951
1,976
2,003
2,032
2,062
2,093
со
СВ *4
Ъ
888.8
673,1
517,7
404,8
320,9
257,0
208,4
170,6
140,9
117,3
98,32
83,01
70,46
60,13
Удельный вес
о м
а*
1"
0,5589
0,5531
0,5479
0,5422
0,5367
0,5309
0,5250
0,5190
0,5125
0,5060
0.4993
0,4921
0,4850
0,4778
ев S
5—
1 1,125
1,486
1,932
2,470
3,116
3,819
4,798
5,862
7,097
8,525
10,17
12,05
14,19
16,63
Энтальпия
*Q со
о ч
К7^
35,52
38,42
41,37
44,33
47,25
50,21
53,17
56,12
59,11
62,12
65,08
68,15
71,30
74,56 1
со
155,07
156,39
157,69
158,96
160,19
161,39
162,56
163,68 |
1.64,76
165,79
166,76
167,69
168,54
169,33
Теплота
парообразования 1
г ккал/кг
119,55
117,97
116,32
114,63
112,94
111,18
109,39
107,56
105,65
103,67
101,68
99,54
97,24
94,77
Энтропия
о ^
а х
"со
0,7145
0,7310
0,7472
0,7632
0,7785
0,7934
0,8081
0,8223
0,8364
0,8500
0,8634
0,8767
0,8901
0,9037
со
ев <=: !
С в |
1,4049
1,3932
1,3823
1,3724
1,3632
1.3545
1,3466
1,3390
1,3320
1,3253
1,3190
1,3130
1,3072
1,3016

ПРИЛОЖЕНИЯ 507
Продолжение
Температура
-30
—25
-20
-15
-10
—5
0
+5
+10
+15
+20
+25
+30
+31
+32,1
(крит.)
Абсолютное
давление
р кг 1см2
10,86
12,58
14,51
16,63 '
18,96
21,52
24,32
27,39
30,75
34,43
38,49
42,98
48,0
49,1
50,3
Удельный объем
oil
2,128
2,167
2,209
2,255
2,305
2,364
2,429
2,503
2,587
2,703
2,856
3,07
3,49
3,69
4,70
со
ft-*
С
51,53
44,36
38,30
33,16
28,79
25,02
21,75
18,80
16,13
13,66
11,43
9,37
7,06
6,43
4,70
Удельный вес
SV
0,4700
0,4615
0,4526
0,4435
0,4339
0,4230
0,4117
0,3995
0,3865
0,3695
0,3502
0,3260
0,286
0,271
0,213
3
ft--
S2
19,41
22,54
26,11
30,16
34,73
39,97
45,98
53,19
62,00
73,21
87,49
Ю6,7
142
156
213
Энтальпия
77,93
81,32
84,88
88,59
92,27
96,07
100,00
104,09
108,45
113,11
118,20
123,85
132,09
135,00
145,75
170,05
170,69
171,24
171,70
172,06
172,31
172,44
171.17
171,55
170,20
168,41
165,64
159,71
157,30
145,75
Теплота
парообразования
г ккал/кг
92,12
89,37
86,36
83,11
79,79
76,24
72,44
68,08
63,10
57,09
50,21
41,79
27,01
21,39
0
Энтропия 1
Is
"со
0,9173
0,9313
0,9446
0,9586
0,9723
0,9861
1,0000
1,0142
1,0290
1,0445
1,0610
1,0791
1,1052
1,1145
1,1494
й 1
со |
ft-*
OS в»
сз с
1,2962
1,2914
1,2857
1,2805
1,2755
1,2704
1,2652
1,2590
1.2519
1,2426
1,2323
1,2193
1,1943
1,1848
1,1494
ПРИЛОЖЕНИЕ 14
ФРЕОН-290, ПРОПАН (С3Н8)
Температур
t°G
-80
—75
-70
—65
-60
-55
-50
-45
-40
-35
-30
-25
-20
—15
-10
—5
0
+5
+10
+15
+20
+25
+30
+35
+40
+45
+50
?^х
Я m
<
0,134
0,184
0,249
0,332
0,435
0,563
0,721
0,908
1,137
1,406
1,705
2,057
2,471
2,946
3,472
4,094
4,776
5,561
6,464
7,442
8,498
9,676
11,02
12,46
14,01
15,76
17,61
Удельный объем
о-^
1,603
1,616
1,630
1,644
1,659
1,674
1,690
1,707
1,725
1,743
1,761
1,780
1,799
1,820
1,842
1,864
1,887
1,911
1,935
1,963
1,992
2,023
2,035
2,095
2,135
2,178
2,222
со
ft^T"
cd ?
«J*
2,724
2,012
1,544
1,173
0,911
0,720
0,580
0,467
0,380
0,318
0,260
0,215
0,182
0,1556
0,1318
0,1133
0,0974
0,0546
0,0731
0,0839
0,0561
0,0495
0,0435
0,0385
0,0339
0,0302
0,0268
Энтальпия
а х
55,81
58,84
61,69
64,53
67,34
70,07
72,72
75,31
77,98
80,71
83,42
86,14
88,84
91,54
94,29
97,09
100,00
102,92
105,79
108,74
111,94
114,74
117,84
121,13
124,41
127,88
131,24
со
eg
164,51
166,88
168,74
170,57
172,39
174,12
175,87
177,31
178,88
180,68
182,36
183,86
185,19
186,59
187,99
189,19
190,44
191,62
192,77
193,92
194,94
195,97
196,91
197,82
198,65
199,58
200,36
<о
О м
в cd «S
Cdgg
д ft
CD
108,70
107,94
107,05
106,04
105,05
104,05
103,05
102,00
100,90
99,97
98,94
97,72
96,35
95,05
93,70
92,10
90,44
88,70
86,98
85,18
83,25
81,25
79,07
76,69
74,24
71,70
69,12
Энтропия
Е" со
o-S.
S «
"со
0,8073
0,8221
0,8369
0,8505
0,8637
0,"8762
0,8887
0,9006
0,9122
0,9237
0,9351
0,9466
0,9578
0,9684
0,9790
0,9895
1,0000
1,0102
1,0204
1,0306
1,0408
1,0511
1,0814
1,0716
1,0817
1,0920
1,1023
1 Я 1
о ¦
со
оД
cd ч»
ив
"со
1,3705
1,3668
1,3637
1,3601
1,3565
1,3531
1,3505
1,3476
1,3450
1,3434
1,3420
1,3403
1,3383
1,3364
1,3350
1,3330
1,3311
1,3296
1,3276
1,3263
1,3248
1,3236
1,3224
1,3204
1,3187
1,3173
1,3161

Ho zuJvtduh
dBn
H0 гн/vvuu ,i
чхэонйиш
CO^M-HOOO-HiMW^CConONint^ONiOt^O
OOOlO'^fMCCsriOCCNOCOSOIN-^'JUONOOOlON-, - —
OOOOOOOOOOOO-^'th-^-^h-^-i-^"^-^''^"»-"^ '•7"!.
o>n
5a ю t^ о c\i •* «5
COecOOiOSvOt^OOOOCOCOCCOCOirSCOOSCSJirS^HOOt-OOb-
0©0©0©0©-'H"»-<4-l"'-*-»-''»-'^^«"»
нинваоевс!
-QOOdBH ВХ0КПЭХ
гя/vvuu ni
dBH
чхэонйида
?ООМСОО?ОМОтЧ
CJCOOCCOO О-*-
гя/gW „a
dBn
OOC<JC0t>lMCD0G00iOC005<35C0fCit^t>-
- ^offiOOOOiftX^iOOOJ-HCOCC'HTH
«J^PO СЧ1 С^-^-гч^ OS О О О О^ОО О^О О ОО^О О О О О О
оооо'оо ооооооооооооооо одоо
чхэонйиж
ООООООООООООООООООООООООо
zWDfeu d
эинэкавя
эонхонгооду
•^c3Qecioi>-C4iov.05cy5^co-^-i><t<cooi4-5'»HOscocsjoO'>*csjO-»H
Dot
BdAxedanwax
ЮЛОйОЛОЮО
I I I II I II +++++++++++
mn
Энтропия
Ho ги/vvHH us
dBn
чхэонйиш
sufvvuu 1
HHHBaoeBd
-goodBn вхокпэх
Энтальпия
Удельный объем
eufvvuu ui
dBn
2H[VVHH ,1
чхоонйида
dBn
ги/v ,a
ЧХ00НЙИШ
zwojzu. d
эинэкавй
эонхоигоэду
Oo?
BdAxBdauwax
ООООООООООООООО
^^ц^^ч^^н^н^,^,^^,^^,^,^,
¦^HCc-^HiXJOinOinO^OS^QOMC^
csos^as^oso^o^ososoooooo© 1
©'©*©*©*0*©*©*©*-*ч'чн'ч-*чч'чнч.«-Г.чч'
N05b»*Not*>*TH00s}iCJ05iCTH I
i?2 ;Й :S~ ^ ^ ^ ^ ^ ^~ ^~ <^ *>*¦'-* ^* ¦*¦*
»*»*COC\J<MOO-«-i"*-!-*-iOOO-*-iOOS
Ю* CC* t^* 00 OS* 0" -rt M CO* sf 1С Ф t* 00* 00*
oj^coooo^c^^t^o^cvii^cso^^inoo
о*^^оою;о"г^оо*©*^г^ео*1л'ср'Г'*'
OSOSOSOSOSOSOSOSOOOOO©© 1
t» os т( ф 0 qo t*
iOintO-»-iCOO-^CMCOOOC©«(-iiftO
050505^00Ю0]О00^Л>*Ч11Р5С0
«*COC^CNI'»H-4H4H-rH_O^OOiOOOO
0* 0* 0* 0* 0* 0* 0* 0* 0* 0* 0* 0 0* 0* 0*
>*{CN00ffiO^^00OT<CDN^N
ООООСЭОаОчи-«-«е>]СМео«*ЮСОСОГ»
0*0*0*0*0*0*0*0*0*0*00*0*0*0*
00О00СМОС>-|Л»*ОО1>'1Л101ЛО
чн N N CO «* Ф l> CR -и П О О! « l> »-
0*0*0*0*0*0*0*0*-^-»Ч'»ч'^0*'с>*СО*
ОЮОЮОЮО О Ю О Л О
«*СОМММч4**юОЛ**^ММС5
1 1 1 1 1 1 1 1 + + + + + +
1

я
к
и
н
о
в
и
и
о
и
а
3
ч
а
н
и
<1вн
Но гя/юни ,8
чхэонНиж
гх/юин л
НИНВЯ08ВA
-QOOdBU 6Х01ГПЭХ
den
SU/VDUU ,1
чхэонНиж
2M/Bw Ma
den
гя/v ,а
чхэонАиж
twol2H d
эинэкявЯ
эонхошооду
BdAxBd9nw9x
ooeoirto5t^quirtco«^
(MCNJCO^CPOQ^-SioC
>#ооР5г*м«ео«с«^«*с»о-*с»осо
© OS 05 © O^OS О О © ©О © ©^©^чн^ч-^
©*©*Ъ"©"©"©"чн^ч^^^~^"-*ч^-Г.^Гчн.**
сч©сосо©еососр1Лоо»#сокЛ©д5ч-1ео
Г*« © чч C\J С^С| чн о> l> s* чн |> Сл] t^©^ СО
со ^оз © с^«^ -«н i^co^os »rt чн со ч* t^W с-^
ococos©©©©©©©©©©©©4-4.*4
<^сЗс\!ОЗе<1С<1СХ|СЛ]СОСОСОСОСОСОСОСОСО
<Mvn©CO«*^CC<9*C^>*OOS-*«*-*COC3
СО^СО1>00СОчНС\]Ю©<#чН00ЛСОчЧ©
© io csi OS t> со ю ¦^сЯСч1<:ч1<г1'г1.",',.''"'г1.
Сл5*ч-Гч-3 ©"©"©" ©"©"©" ©"©"©"©"©"©"© ©
cct>»oo©«Mv(*©©<Mco©**ooeoosiC59
00©©СЗСО«*1ПСООО©ччСМСОСОСООО©
со^юс—
O* ©"©"©"©" чй ч-i W<M <M CO CO v* vC Ю CO 00
©iO©lO©
I I I I! I ++++++++++
irt CQ © t- Ю *# CO CO CO -^ CO 00 -W ^i 00 <M © чи t>- CO 05 CO CO чч OS 00 l> t> t* t"» 00-© чч CO irt
со о со i> ч- ю © со с- ч-i io © vf oo <м t* ч* со о irt © <* © v* oo со oo со до со оо со © «* ©
ooooc^©©\o^src9COM^^©©©©oooo^©coouo^^coeowM-S-^e©©
С^СО©СО<^00^©ССчЧСОчЧ<ф-тЧОчЧ1Л©<*ООС1©©СОС^чЧ^^©СОСОООчЧСО
COt^©v*OO^iO©(^r0 05COCOOO^t^O<*t^c5^t^>^ISj<t^^H»*t^--^^<r^O<l<l>
©©^чч^^^^с^сс^ог^^юююфсрср^^^осооазелслсл©© ©ч-i ^ ^
©л© © ©©^©©# © © © © ©©^© ©© О © © © © © ©О © © © © ч- тН ^=.-«4 -*H 4-1
©*©d©d© ©©"©©©" ©"©"©"© © ©'©©"© © ©"©"©© ©"©"©"©©©""©О*'©
СО1>-<Гд©чЧЮ©^00СОС~еЭ©чЧ1ДОЪСОС^чЧ©©^©СОО0М©чН1Г5©^©СО1>М
^©OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOCOOOOC^C^C^t^
CC l>- C<J CO-г- irt ©¦^<00СО1>^е^СОч-<>Ю©СО1г»чЧ CD©**©CO00<NCD4Hir5©<i»©00t>e>l
¦^¦^(T]c^cococo<*^^<t«#*^^<*^*^<*^<^4#^^cocococococ\ic<ic^
o©_©©_©©^©©©_©©^©© ©©©©©©©
ч-Гeg со"»*ю со t> oo ©"©тн с4"со"«^ ю со r-^об"©"©ч-Г<гасо^юсо1>оооГ©%ч*счГсо"«$?
*
я
I*!
СОСМСЧ100С^1>С^©ч-1СОСО©СО<
©©Е-~С01Л^СО?5ел1чЧ©05©<
СчЗ^н^н^ч^^^^СХЮО^юс;
В'сл-Ус^со О51п-гнг>-«*ч-1о6>лсоi ччоб со•*'с4"чн"о>"ооео
OOL^C^CD©©^^i0^sj<vf<^COCOCOCOCO(NCSJN
©©©©©
©©©©-~
©©©©
ls"g [
8«?
о 2> си
<Ч 2 я !
©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©о©
а; >»

510
ПРИЛОЖЕНИЯ
Продолжение
ГС
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
Р
кг /см2
0,05733
' 0,06057
0,06398
0,06755
0,07129
0,07520
0,07931
0,08360
0,08809
0,09279
0,09771
0,10284
0,10821
0,11382
0,11967
0,12578
V1
л/кг
1,0061
1,0064
1,0068
1,0071
1,0075
1,0079
1,0083
1,0087
1,0091
1,0095
1,0099
1,0103
1,0108
1,0112
1,0116
1,0121
и"
м 3 /кг
25,24
23,97
22,77
21,63
20,56
19,55
18,59
17,69
16,84
16,04
15,28
14,56
13,88
13,23
12,62
12,04
V
кпал/кг
35,01
36,01
37,01
38,01
39,01
40,01
41,00
42,00
43,00
44,00
45,00
46.00
47.00
47,99
48,99
49,99
ккал/кг
612,6
613,0
613,5
613,9
614,3
614,7
615,1
615,5
615,9
616,4
616,8
617,3
617,7
618,1
618,6
619,0
г
ккал /кг
577,6
577,0
576,5
575,9
575,3
574,7
574,1
573,5
572,9
572,4
571,8
571,3
570,7
570,1
569,6
569,0
s'
ккал/кг°К
0,1206
0,1239
0,1271
0,1303
0,1335
0,1367
0,1399
0,1430
0,1462
0,1493
0,1526
0,1556
0,1588
0,1619
0.1650
0,1681
s"
ккал/кг °К
1,9948
1,9901
1,9855
1,9809
1,9764
1.9719
1,9674
1,9630
1,9586
1,9542
1,9499
1,9456
1,9413
1,9371
1,9329
1,9287
ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ ОБЪЕМНАЯ ХОЛОДОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ?;' ккал/м*
ПРИЛОЖЕНИЕ 19
АММИАК ШН3)
t °С
Температура перед регулирующим вентилем tu °C
—30 —25 —20 —15 —10 —5 0 +5 +10 + 15 +20 +25 +30 +35 +40 +45 +50
—70
—67,5
—65
—62,5
—60
—57,5
—55
—52,5
-50
—47,5
-45
-42,5
-40
-37,5
—35
—32,5
-30
-27,5
-25
—22,5
—20
-17,5
-15
-12,5
-10
—7,5
—2,5
0
4-2,5
+5
+7,5
+10
34,2
40,6)
48,0
56,6
66,5
77,5
90,2
104,5
120,7
138,6
158,91
181,5
206,9
234,6
265,5
299,4
337,0
33.6
39,9
47,2|
55,6|
65,4
76,2
88,6
102,7
118,7
136,3
156.4
178,5
203,4
230,7
261.1
294:4
331,4
371,8
416,2
33,0
39,2
46.4
54
64,2;
74,9
87,1
100,9
116,6
134,0
153,8
175,4
200,0|
226,8
256,7
289,4
325,8|
365,5
409,2
456,7
508,8
32,4
38,5
45,5
53,7;
63,1
73,5
85,5
99,1
114,6
131,6
151,1
172,3
196,5
222,8
252,2
284.
320,2
359,2
402,1
448,9
500,1
555,71
616,3
31,:
37,81
44,7
52,7!
61,9|
72,2
84,0
97,3
112,5
129,2
148,4
169,2
192,9
218,8
247,7
279,4
314,5
352,9
395,1
441,0
491,4
546,0
605,6
670,0
740,1
31,2
37,0
43,8
51,7|
60,8
70,9
82,4
95,5|
110,4
126,8!
145,7
166,1
189,4
214,8
243.2
274,3
308,8
346,5
388,0
433,1
482.
536,3
594,9
658,1
727,0|
801,0'
881,1
30,6
36,3
43,0
50,7
59,6
69,5
80,8
97,3
108,3
124,4
142,9
163,0
185,9
210,8
238,7
269,2
303,1
340,1
380,9
425,2
473,8
526,5
584,1
646,2
713,8
786,6
865,2
947,1
1040,8
30,0
35,6
42,1
49,7
58,4
68,1
79,2!
91,91
106,2
122,0'
140,1
159,9!
182,3
206,8
234,1
264,1
297,4
333,7)
373,7'
417,21
464,9!
516,7|
573,2
634,3|
700,"
772,0)
849,2
930,3
1021,7
1117,7
1220,8
29,4
34,9|
41,3|
48,7!
57,2)
66,7J
77,6!
90,0|
104,1
119,6!
137,31
156,"
178,71
202,8
229,5
259,0)
291,6
327,3)
366,4
409,2
456,0
506,9)
562,1
622,3)
687,3
757,4
833,2
913,2
1002,5
1096,9
1198,0
1306,6
1422,9
28,7
34,1
40,4
47,6
56,0
65,4
76,0
88,2
101,9
117,2
134,4
153,61
175,1
198,8!
224,9!
253,
285,;
320,8:
359,2
401,2)
447,0
496,9)
551,2)
610,1
673,9!
742,6
817,0)
896,2
983,1
1075,7
И75,0|
1281,5
1395,7
28,1
33,4
39,5
46,6
54,8)
64,01
74,4
86,3
99,8
114,7
131,5
150,4
171,4
194,6
220,3
248,6
279,9
314,2
351,8
393,0
437,9
486,9
540,1
597,8
660,3
727,8
800,7i
878,8
963,5
1054,3
1151,61
1256,2
1368,2
27,5
32,Г
39,6
45,6]
53,6!
62,5
72,8)
84,4
97,6
112,2)
128,6
147,1
167,7
190,4|
215,6
243,4)
274,0)
307
344,4
384,7
428,!
476,8
528,9)
585,5
646,7
712,8
784,2
861,0!
943,8)
1032,8
1128,2
1230,7)
1340,4'
26,8
31,9
37,8
44,5
52,4
61,1
71,1
82,5
95,4
109,7
125,7
143,8
164,0
186,2
210,8
238,1
268,0
300,9
337,0
376,4
419,5
466,5
517,6
573,0
633,0
697,8
767,7
843,0
924,0
1011,2
1104,6
1205,0
1312,5
26,2
31,1
36,9
43,5
51,1
59,7
69,5
80,6
93,2
107,2
122,8
140,5
160,3
182,0
206,1
232,7
262,0
294,2
329,4
368,1
410,2
456,2
506,1
560,0
619,0
682,5
751,0
824,7
903,9
989,3
1080,7
1179,0
1284,3
25,6
30,3
35,9
42,4
49,9)
58,2
67
78,6)
91,0
104,Г
119,9)
137,2)
156,5
177,7
201,2
227,2
255,Г
287,4
321,8
359.7
400,8
445,8:
494,6!
547,7
605,0
667,0)
734,0
806,1
883,7
967,2
1056,6
1152,8!
1255,7)
24,9)
29,6
35,0
41,3
48,6i
56,8)
66,1
76,7)
88,7
102,0
117,0
133,"
152,7
173,4
196,4
221,7
249,7
280,5
314,2
351,1
391,3
435,4
483,0
534,9
590,9
651,5
716,9
787,4)
863,3
944,9
1032,3
1126,4
1227,0)
24,2|
28,8)
34,1
40,
47,4
55,31
64,4)
74,7)
86,4
99,4
114,0
130,4
148,8
169,1
191,5
216,2
243,5
273,5
300,41
342"
381,8
424,7
471,3
521,9
576,7
635,8
699,8
768,4!
842,7!
922,4
1008,0)
1099,7
1198,1

ПРИЛОЖЕНИЯ
511
ФРЕОН-11 (CFC13)
ПРИЛОЖЕНИЕ 20
! t0°c
-40
—35
—30
—25
-20
-15
-10
' -5
0
+5
+ю
10
14,00
19,62
25,99
33,41
42,62
53,94
68,59
86,59
107,31
131,95
161,26
15
13,63
19,11
25,32
32,57
41,56
52,62
66,93
84,53
104,79
128,89
157,58
Температура перед
20
13,26
18,60
24,65
31,72
40,49
51,28
65,26
82,44
102,25
125,81
153,86
25
12,88
18,08
23,97
30,86
39,41
49,94
63,57
80,34
99,68
122,69
150,11
регулирующим вентилем tu°C
30
12,51
17,56
23,30
30,01
38,34
48,60
61,90
78,26
97,14
119,61
146,39
35
12,13
17,04
22,62
29,14
37,25
47,24
60,19
76,14
94,54
116,47
142,60
40
11,75
16,51
21,93
28,27
36,16
45,88
58,49
74,02
91,95
113,32
138,80
45
11,37
15,98
21,24
27,40
35,06
44,51
56,77
71,88
89,33
110,15
134,98
50
10,97
15,44
20,53
26,50
33,94
43,11
55,02
69,70
86,67
106,92
131,08
ФРЕОН-12 (CF2C12)
ПРИЛОЖЕНИЕ 21
on
ч> v
-70
-65
-60
—55
-50
-45
-40
—35
-30
—27,5
-25
—22,5
—20
-17,5
-15
—12,5
-10
-7,5
—5
-2,5
0
-2,5
-5
-7,5
HO
Температура перед регулирующим вентилем tu °C
-30
31,36
42,60
56,98
75,09
97,59
125,2
158,9
199,6
247,8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
-25
30,44
41,36
55,35
72,98
94,89
121,8
154,6
194,3
241,4
267,7
296,9
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
-20 | -15
29,51
40,13
53,72
70,87
92,19
118,4
150,4
189,1
234,9
260,6
289,1
319,9
352,8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
28,56
38,86
52,05
68,70
89,41
114,9
146,0
183,6
228,3
253,3
281,1
311,1
343,2
378,6
416,1
—
—
—
—
—
—
—
"
-10-5 0 +5
27,60
37,57
50,3б
66,51
86,61
111,4
141,6
178,2
221,6
245,9
273,0
302,1
333,4
368,0
440,4
444,5
487,5
—
—
—
—
—
"
26,64
36,28
48,65
64,30
83,78
107,8
137,1
172,6
214,8
238,5
264,8
293,2
323,6
357,2
392,7
431,6
473,5
518,1
—
—
—
—
—
~
25,65
34,96
46,92
62,05
80,90
104,2
132,6
167,0
207,9
230,9
256,4
284,0
313,6
346,2
380,7
418,6
459,3
502,6
—
—
—
—
—
"
24,66
33,63
45,17
59,78
78,00
100,5
128,0
161,3
201,0
223,3
248,0
274,8
303,4
335,1
368,6
405,4
444,9
487,1
531,8
581,4
632,6
688,6
749,4
—
"
+10
23,6
32,3
43,4
57,5
75,0
96,8
123,3
155,5
193,9
215,7
239,4
265,1
293,1
323,6
356,4
391,7
430,2
471,0
515,0
562,3
612,8
667,0
725,5
787,0
852,0
+15
22,6
30,9
41,6
55,1
72,0
93,0
118,6
149,7
186,7
207,8
230.7
255,6
282,7
312,2
343,9
378,0
415,3
455,2
497,5
543,3
592,4
644,9
701,6
761,3
824,5
+20 +25
21,6
29,5
39,7
52,7
69,0
89,1
113,8
143,7
179,5
199,8
221,9
245.9
272,1
300,6
331,2
364,3
400,4
438,6
479,9
524,2
571,7
622,6
677,6
735,4
796,6
20,5
28,1
37,9
50,3
65,9
85,2
108,9
137,8
172,2
191,7
213,1
236,2
261,4
288,9
318,5
350,4
385,3
422,2
462,1
505,0
550,9
600,1
653Д
709,3
768,6
+30
19,5
26,7
36,0
47,9
62,8
81,3
104,0
131,7
164,7
183,5
204,1
226,3
250,6
277,1
305,6
336,3
369,9
405,5
444,0
485,4
529,7
577,3
628,6
682,8
740,0
+35
—
—
—
—
—
99,1
125,5
157,2
175,1
195,0
216,5
239,7
265,3
292,4
322,4
354,5
388,9
425,5
466,0
508,1
554,1
604,1
657,2
711,9
+40 +45 +50
—
—
—
—
—
—
—
149,6
166,7
178,7
206,4
228,5
253,1
279,2
307,9
338,8
371,8
406,9
445,9
486,4
530,7
578,8
629,9
682,6
—
—
—
—
—
—
—
—
—
176,3
196,0
217,3
240,8
265,7
293,2
322,8
354,4
388,1
425,5
464,4
506,9
553,1
602,2
652,9
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
206,0
228,41
252,2]
278,5
306.&
337,CW
369,3
405,1
442,3
483,0
527Д
574,5
623,1
ПРИЛОЖЕНИЕ 22
<о°С
-120
—115
—110
—105
—100
-95
-90
—85
-80
—75
—70
—65
—60
—55
—50
—45
-40
1 —100
20,69
31,38
46,17
66,32
93,00
127,7
172,0
227,8
297,0
381,7
483,9
606,8
753,9
927,1
ИЗО
1368
1646
| -90
19,49
29,59
43,56
62,63
87,89
120,7
162,8
215,7
281.5
362,1
459,2
576,2
716,4
881,5
1075
1302
1567
ФРЕОН-13
(CF3C1)
Температура перед регулирующим вентилем tu °C
—80 —70
18,26
27,75
40,89
58,85
82,65
113,6
153.4
203,4
265.7
341,9
434,0
544,9
677,9
834,7
1019
1235
1486
16,99
25,85
38,15
54,96
77.27
106,4
143,7
190,7
249,3
321,2
408,1
512,8
638,4
786,6
960,8
1165
1404
—60
23,89
35,30
50,92
71,70
98,80
133,6
177,6
232,4
299,7
381,2
479,4
597,4
736,8
900.6
1093
1318
-50
—
32,34
46,73
65,90
90,95
123,2
163,9
214,8
277,4
353,2
444,8
554,9
685,0
838,1
1018
1228
-40
—
—
42,36
59,85
82,76
112,3
149,7
196,5
254,1
324,1
408,7
510,5
630,9
772,9
940,0
1135
[ -30
—
—
—
53,66
74,38
101,2
135,1
177,1
230,3
294,2
371,7
465,0
575,6
706,2
859,9
1040
—20
—
—
—
—
65,72
89,64
120,1
158,4
205,7
263,4
333,5
418,1
518,6
637,3
777,3
941,3
-10 0 +10
—
—
—
—
56,87
77,87
104,7
138,5
180,5
231,9
294.4
370,1
460,2
566,8
692,8
840,7
—
—
—
—
47,79
65,78
88,88
118,2
154,7
199,5
254,3
320,8
400,2
494,4
606.1
737,3
—
—
—
—
—
52,55
71,59
95,90
126,4
164,1
210,4
268,9
334,6
415,2
511,1
624,1
+20
_
—
—
—
—
—
35,90
49,83
67,88
90,82
119,6
155,2
199,0
252,0
315,6 \
391,7
481,8

512 ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 23
ФРЕОН-22 (CHF2C1)
h "U
- 100
- 95
- 90
- 85
- 80
- 75
- 70
— 65
— 60
/0°С
- 100
- 95
- 90
- 85
- 80
— 75
- 70
- 65
- 60
— 55
— 50
- 45
— 40
- 35
— 30
- 25
- 20
- 15
- 10
— 5
h °с
— 100
— 95
— 90
- 85
— 80
— 75
- 70
- 65
- 60
- 55
— 50
— 45
- 40
- 35
- 30
— 25
- 20
- 15
- 10
- 5
0
_
f-5
- 10
- 15
- 20
г 25
- 30
- 35
- 40
- 45
- 50
I Температура перед регулирующим вентилем tu
1 - 100 - 95 | — 90
7,6
—
—
—
—
—
—
—
17,5
1,7
—
—
—
—
—
—
17,4
1,4
17,2
—
—
—
—
—
-85 | -
7,2
11,2
16,8
24,6
—
—
—
—
- 80 | - 75
7,0
11,0 1
16,5
24,1
34,4 |
6,9
10,7
16,2
23,6
33,7
47,2
—
—
°с I
| -70 | -65
6,8
10,5
15,8
23,1
33,0
46,2
63,7
~~
Температура перед регулирующим вентилем tu
-55 |
6,3
9,8
14,8
21,6
30,9
43,3
59,7
80;5
107
140
—
—
—
—
—
—
—
—
—
-50
6,1
9,6
14,4
21,1
30,2
42,3
58,3
78,7
105
137
177
—
—
—
—
—
—
—
—
-45
6,0
9,3
14,1
20,6
29,5
41,3
56,9
76,9
102
134
173
222
—
—
—
—
—
—
—
Темпера
0 |
4.6
7Д
10,8
15,8
22,7
31,9
44,1
59,8
79,8
105
136
175
221
277
343
418
510
615
741
883
1049
—
+ 5 |+10
4,4
6,8
10,4
15,2
21,8
30,8
42,5
57,7
77,0
101
131
169
213
268
331
405
494
596
718
856
1018
1201
.
—
4,2
6,6
9,9
14,6
21,0
29,6
41,0
55,5
74,2
97,8
127
163
205
259
320
391
477
577
695
829
986
1164
1369
—
| —40
5,8
9,1
13,7
20,1
28,7
40,3
55,6
75,0
99,8
131
169
217
272
—
—
—
—
—
—
—
— 35
5,7
8,9
13,4
19,6
28,0
39,3
54,2
73,2
97,4
128
165
211
266
334
—
—
—
—
—
—
тура перед регул]
+ 15 | +20
4,0 1
6,3
9,5
14,0
20,1
28,4
39,3
53,3
71,2
94,0
122
157
198
249
309
377
461
556
671
801
953
1125
1324
1551
—
3,8 |
6,0
9,1
13,4
19,2
27,1
37,6
51,1
68,3
90,2
117
150
190
240
297
363
444
536
647
773
919
1086
1278
1499
1744
—
— 30 | — 25
5,6
8,7
13,1
19,0
27,3
38,2
52.8
71,3
94,9
125
161
206
260
326
403
—
—
—
—
—
5,4
8,4
12,6
18,5
26,5
37,2
51,3
€9,4
92,4
J 121
1 157
201
253
318
393
478
—
—
—
—
1рующим венти.
+ 25
3,6
5,7
8,6
12,7
18,3
25,8
35,8
48,7
65,2
86,1
112
144
182
230
285
348
426
515
621
742
884
1045
1230
1442
1679
1949
—
J +30 |
3,4
5,4
8,2
12,0
17,4
24,6
34,1
46,4
62,1
82,1
107
137
174
220
273
334
408
494
596
713
849
1004
1183
1388
1616
1876
2182
1
—
— 20
5,2
8,1
12,2 1
18,0
25,8 4
36,2
49,9
67,5
89,9
118
153
196
247
310
383
466
568
—
~
—
нем tb
+ 35
3,2
5,1
7,7
11,4
16,4
23,3
32,3
44,0
59,0
78,1
102
131
166
210
260
319
390
473
571
683
814
963
1135
1332
1552
1802
2097
2421
—
6,6
10,3
15,5
22,6
32,3
45,3
62,3
84,1
-60
6,4
10,0
15,1
22,1
31,6
44,3
61,0
82,3
100
°с I
-15
5,0
7,9
11,9
17,4
25,0
35,1
48,5
65,6
87,4
115
149
191
240
302 1
373
454
554
667
—
— :
-10
4,9
7,6
11,5
16,9
24,2
34,1
47,1
63,7
84,9
112
144
185
234
294
363
442
539
650
783
—
— 5
4,7
7,4
11,1
16,4
23,5
33,0
45,6
61,8
82,4
108
140
180
227
285
353
430
525
633
762
908
°с 1
+ 40 +45 | +50
3,0
4,8
7,2
10,7
15,5
22,0
30,6
41,6
55,9
74,0
96,4
124
158
199
248
304
372
451
546
653
778
922
1086
1276
1487
1727
2011
2321
2659
.—
—
2,8
4,4
6,8
10,0
14,5
20,6
28,7
39,2
52,6
69,8
91,0
118
149
189
235
288
354
429
519
621
741
878
1036
1217
1419
1650
1921
2218
2541
2926
2,6
4,1
6,3
9,3
13,6
19,2
26,9
36,7
49,4
65,7
85,7
111
141
178
222
273
335
407
493
590
705
836
986
1160
1353
1573
1832
2117
2425
2792
3195
! J

ПРИЛОЖЕНИЯ
513
ПРИЛОЖЕНИЕ 24
ФРЕОН-40 (СН3С1)
t0 "U
- 30
— 27,5
- 25
— 22,5
- 20
- 17,5
— 15
— 12,5
— 10
- 7,5
— 5
- 2,5
0
- 2,5
- 5
г 7,5
+ ю
10
175
196
218
242
268
296
327
359
394
433
476
518
564
614
668
724
785
12,5
174
194
216
239
265
293
323
356
390
428
471
512
559
608
661
717
778
15
172
192
214
237
262
290
320
352
386
424
466
507
553
602
654
710
770
Температура перед регулирующим вентилем tu
17.5
170
190
212
234
259
287
317
348
382
419
461
502
547
596
647
703
762
20
168
188
209
232
256
284
313
344
378
415
456
497
541
590
641
695
754
22,5
166
186
207
229
254
281
310
340
374
411
452
492
535
583
634
688
746
25
164
183
205
227
251
277
307
337
370
406
447
486
530
577
627
681
738
27,5 30
162
181
202
224
248
274
303
333
365
402
442
481
524
571
620
673
730
160
179
200
222
245
271
299
329
362
397
437
475
518
564
614
666
722
32,5
159
177
198
219
242
268
296
325
357
393
432
470
512
558
607
658
714
°С
35
157
175
195
216
239
265
292
321
353
388
427
465
506
551
600
651
706
37,5
155
173
193
214
237
262
289
317
348
384
422
459
501
545
593
643
697
40
153
171
191
211
234
258
286
314
345
379
417
454
495
539
586
635
689
ПРИЛОЖЕНИЕ 25
ФРЕОН-113 (CFC12 — CF2CI)
'0 °С
- 30
-25
-20
| -15
1 — 10
— 5
о
! + ь
+ 10
0
8,8
12,1
16,3
21,6
28,4
36,9
47,4
60,3
76,0
Температура перед регулирующим вентилем tu °C
+ 5
8,5
11,7
15.7
21,0
27,6
35,9
46,1
58,6
74,0
+ 10
8,2
11.3
15,2
20,2
26.7
34,8
44.7
56,9
71,8
+ 15 1+20 |+25 1+30
7,9
10,9
14,7
19.6
25.8
33,7
43,3
55,2
69,6
7,4
10,5
14,2
19,0
25,0
32,6
41.9
53,4
67,5
7,4
10.1
13,7
18,3
24,1
31,4
40,5
51,7
65,3
7,1
9,7
13,2
17.6
23,2
30,3
39,1
49,9
63,1
+ 35
6,8
9,3
12.6
16,9
22,3
29,2
37,6
48,1
60,9
+ 40
6,5
8,9
12,1
16,2
21,4
28,0
36,2
46,3
58,7
ПРИЛОЖЕНИЕ 26
ФРЕОН-142 (СН3—CF2C1)
/0 ~^
— 25
-20
— 15
— 10
— 5
0
i
- 5
-10
г 15
Ь20
+ 25
103,8
131,2
164,2
203,5
250,1
304,9
368,7
442,9
528,8
627,9
1 +30
99,8
126,2
158,1
196,0
241,1
294,1
355,9
427,8
511,0
607,2
Температура перед регулирующим вентилем tu
+ 35
95,7
121,2
151,9
188,5
232,0
283,3
343,0
412,5
493,2
586,3
+ 40
91,6
116,1
145,7
180,9
222,9
272,3
330,0
397,2
475,2
565,3
+ 45
87.4
110,9
139,3
173,2
213,6
261,2
316,8
381,7
456,9
543,9
1 +50
83,2
105,7
132,9
165,4
204,2
250,0
303,5
365,9
438,4
522,3
| +^5
78,8
100,3
126,3
157,4
194,6
238,4
289,8
349,7
419,4
500,1
| +60
74.4
94,8
119,6
149,2
184,7
226,6
275,8
333,2
400,0
477,4
+ 65
69,8
89,2
112,6
140,8
174,6
214,5
261,4
316,2
380,0
454,1
°С
+ 70
65,2
83,4
105,6
132,3
164,2
202,2
246,7
298.9
359,7
430,4
+ 75
60,5
77,6
98,5
123,6
153,8
189,7
231,7
281,4
339,2
406,4
+ 80
55,7
71,7
91,2
П4,8
143,2
176,9
, 216,7
':. 263,6
318,2
381,9
17 Энцнклопед. справочник, кн. 1

op op о о
kUoOOO
COOOO-JCJiO
?«¦ Oi GO I-*- *> О
^ppoooooocooo <^ppppppppp о ppppppp
obo^Vjo5 05^^oiVV"rf>^oj1^bo'co'k),bo lobMH'^'UH-'Uoooo
оо50н.01001С1;0^^гоочсло:сооа|МОоа;оз|М^ос<1010
otoaooicooioicoco^co^ooiscoo-JOirf^cocococo^co-Jco^eoo'O
pop pop
нрро о о о о о орррр ор ррррррррррррррр
о^^^^^^^^^^о^"сЬ^^с©ооЪс'оо'*><Г-аст5 агЪ'Ь» W-'co'tc о
ОСОСОеОСОСОСЮОО-ЗСЛ05 0'^;оь^ОХ'~-СОО—ЛСОСС^-ОСОСССО.^—JO
ОСЮ05^^005н^05СОН^СС-ГООС10I\5ь^С500СЛ-^14>^-.#>С0110к-'ООа<0
©С0^05С0000500тСОО'С75СОССаз05^-ЛО^^^;0 0-101»е--СОСЛОО
и-, н. м* м» (-• (N3
СЛ 05 OS —J, 00 е*
м- <-¦ СО -<1 (¦.-« О
k00Ol(N^OO0iO^l^OiO0ii^OOiM0itCOM
СЛ СЛ СЛ СЛ СЛ OS
и*- ео ел —а цз 05
rf> to н* *-. со оо
рррррр
ОЭ ОЭ 05 03 03 "ел
NH.|*0O«J
елсо^ооь-о
COrti'COOOO"
*^^рррррррррррсьррррррррррррррррр
'>-'•о'сО^о'оО UoVj^J^jVl^l^J^j^j'lj^JOS ОЗ 05 ОЗ ОЭ ОЗ ОЗ ОЗ ОЗ ОЗ ОЗ ОЗ ОЗ ОЗ СЛ
ОООт-Лн^ОЗСОСО-ЛОт^СОСОСО^ООСОСОСЮ-^ООЗСлСЛ^^СОСоСОСООО
СЛОЭСООЗОСООЭСЛ<Х>ОЭОЗСЮОГ0 01^—10tOOTCOH^03W-30 0<^pOf^rO
м^нь^н*.,^
н* ь* to tO tO to tO tO CO to LO to tO CO tO to to to CO to to to DO CO LsD н-
>^ссся^сл-лр^осо^со-осооосоос-<1сосо'-»-о»,е*со
о
я
С0_
¦"
й
Р
Й
о
а
ч
в
и
о
й
н
5
й
н
н
V
С
U
я
в
н?
н
о
о
я
о
о
к §
JT,
-
Й
X
"t;
Й
р
03
*t;
Й
р
Й
<м
со
Й
Й
Ъ
>
н
я
о
я
н
я
>
?*4
я
н
н
>а
fir"
Рм
>С
Я
Я
о
я
н
о
Я
Е
И!
е
я
О о
1-1 о
О н
2*
1— м
о я
. В5
О
к
о
со
В;
а
|-Э
Си
"О
¦ рэ
н
•<
Е
*
Й
S3
Е
И II 1 1 | || ! | ! |
ослсслослоелоелоело
о
^
>¦*¦ се со оз ел
-J-ЛСОСООЗ 1 1 1 1 1 1 1 1
СООЗ 0О0О СО
ГО O00 —ЛСЛ ^
СЮ?- ОЗ iOCOOO I I | » | 1 |
-J О СС О СО СО 1 I 1 1 I 1 1
со ел о *- со оо
^> ^.
СО О ZO - 1 OS СЛ *>
0С0СО4М^СО I 1 1 | | 1
OS н- СС СО 05 СО OS 1 1 1 1 1 1
о to от о со о: ^
>•*• со -j о ел >t> со
1 н* -j ~j о со to -л 1 1 | | |
СО -Л -J CO tP» СО СО
со оо os ел as» со to
—JO ОЗ (в* СО От -Л
j 1 О Оч СО •-»¦ *ЛО -J j j 1 1
"соел соЪ'ео'ёл о
ОЗ СЛ *^ СО СО СО
ОО 05 СЛ ОЗ 00 tO
1 1 1 1 СЛ ОСоСООЭ *~ 1 | |
1111 Voooooob ' ' '
05 -J CD СО-Л
1 1 1 1 1 1 -^ Я-Г°° I I
1,1,11 V^i*.»e ' '
cococo^^
ooocooot+>
lllll ОЗСЛСО^О 1
' соЬЬЬо '
1 I 1 1 1 | 1 1 b^rf^CD^O
оч*»сло
COt-^t-^b^
| | | || || | | jp-OSCO^
осоосо
to к^кл.
1 1 1 1 1 1 1 I I I ^COrfi-
СОС005
н*ы»
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 -J00
-до
1 и 1 I I | | | | | | t:
со
о
°
о
1
со
о
1
1
со
СЛ
—
1
—
1
СО
—
1
*>
о
1
От
о
1
ел
—
1
05
о
1
ОЗ
1
—1
о
ел
1
1
00
о
g
•4
•в
пере
^
и
V
^
ющи
?
енти
у
о
с*
о
е
н
о
X
я
к
Й
о
я
т
к
в

©о©©©©©©©
1л. "м-1» © ©о "о "о "о
СЛСО>-»'©Ооаз^СОО
^СлазОООСОСлсО©
10 СЛ СЛ ОЭ ** СЛ © СО ©
м- О О О О О ОООООООО О ©О О © © © ©О ©©_©©© ©©©©
о oo"W-<ia3 Ъз слЪчЪ»-^ ^Ъ-ЪзЪэ^^Ъз^о insInsIns^^^^'h^'v^. о"о о о "о
OCX>C0t00i»-^-<l0aO^J*>t0C0^l0iL0O0005(<S4—-«0-J05rf!»tN50C»05a}Cji30
0^0©СОСОСоаз^СЛСОСО©О^^ООаз4^н^ОСОСОСО©©СОО?СЛ^Л©|?^©
ОазСЛСЛ©©^©СЛ©©10СЛ^СЛСЛ©©ООСЛСЛ©СЛ©©©о!»-»"аЗООСО©
оорророоо
с; OS "сл^р* V-Ъэ to"U- о
^^©©©©^^©^^©^©^©ЪоЪоЪоЪо^^^лазлЪ'^^Ъэ^о^©
— Э©©©а00000^1©©СЛ^СОЬ*©^СЛСО©СЛн^ь*©СЛ00СОСЛ»-ЛСО©
0^О<ь^0ОС^н^СЛСО^н*1^00СО©^©ео©СО©С0©СОСЛ--ЛС0СОСО©
©сососоеосоаооооо^лазаэсл^соь^ад-ослсоослн-ь-н»-©^
©еООО-ЛСЛ1-».ООеЛ»-»-СЛСО>--¦н-ч-*-00СО©1е-©СО©СО©СОСРСО
OI0rf^OO?0O^Orf^OC0G0H*-H^t0»f^Cnt0OOiH>»00Ot00S
1 u> -ч w iv w«
-~Л00 -q00O3 С
СО©СОСОСЛ©СЛСО© *?%
>¦ м> to to со со *» ел ел аз -л --л со со о о >*¦ го со со *» ел аз —1 со оо о '
¦2 со со ^-ijwpo ел о оо^сл^о © зз^"^-©©j*-J о©j-J © ** со о со if. |-ъ
оЪсо^л^-Ъэ'J-*©olo'o^V-о© оЬо"н*>©VT©"оТо"со"©"сло О
НОООО ООООООСЛОООЮООООООООО
a
?**»слслслслсл©©
<j«Ot^-t0i<s««0COC002
*"СО©©СОСО©©^Л
^сососососососососоеосое^сосососо^^^^^^^^слслслслсл©аз
о н— >-»¦ to to to со со ?- *» ел ел аз -] -л go со о ы- to со rf> аз ~-л со к- со *> ~-л со i—• аз
сс^©ь*сл©^оосооососоцг-.©-*Л1Р»сон*.|—.i-».co©©©coi-»-to©©co©-^
о о о о о о о о с
аз Ъ< ел 'сл'сл'сл'сл "ел Ъ">
©©©оо^<|©аз^
1О^1^СЛС0»Р«<1СЛсЬ
»о»-.н*ао*а©слсо<зл
,_*. ь* ©О © © О © © © © © © © ©О © © © © © © © © © © © © © © © ©
^"е-; ©ЪоЪо~-л VjV.i"Vj^jVi ©Ъэаз аз аз аз суз аз аз аз аз аз аз аз ©аз ел "ел "ел "ел^
а'^01С»сосо©#--соь^осоос--л--лазазелсл*«сосогого1-^о©©©оо«^01
ел—1СО—ао<—1со©соелсо*-©со^-ел©->4Со©«ою©©^сосо-<1ь-.со©-о
(Co^oo^^j'a-^to^co^cococoeoco^cocotocxcwcoeOCo^co^e^M.^
tOtOCOb*. м.ы.м.ы»ь*
©Ъ©© срооооазел
<»фЬО«©Л.00н*С0.с-
<о © со© to со © to со
©00ЬЗ©СЛ*«1ь*.сОСО
»• tO tO DO tO tO DO tO DO tO DO DO WMMMMMMMMMMMMM^^^^h.
* " " к.'^'н». ©"© © "co'co'oo'oo'Vq СЛ
500
Э©ь».
0©©©©©©|-^н-.|-».н--»-
ео>^^©<1со©он*1ог>осососо^сосо^^ослслсо--аеооо1-»'^со
|-^со*^слелс7зел1*>ю©-^со©©©соел-<1ел©со^»>©оооосо<1со—1
сооелоосооосоелоо^^елсо^^ооелооазсо^о^еоелотсл
"©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©О©©
со со со со "!-»¦%¦ н*
аз»е«со©ооаз ^
^ со со со со со *»
©©©ел со©
5(^-у©©сл©елелел©оо<
* со со со Со
э --леясо©
5 аз со © <1 _.
0©©СЛ00©
м« ©о ©_©©©© о © © © © © © © © © © © © © © © ©
©©©©~© ©©©"©© ©©1о~со~со~©ЪоЪоЪооо^^Г-з©аз
ососл©соос©©©©©сооослсооо©©азсо~л©сл1ооо
CnCOtOCOtOCOCOtOCOCO^CnCn©<J-<IOO©CO©i^'COtOCO^
н*. ел © со "*¦ со^сл^слро cojf> ©j-J ^^ ~J ** со © аз со »-*. © аз to
©©ЪоЪ^^^©©©^Ъо ©'со'со'о'со'оо "©"»>©ЪЪЪ ©Vi
аз©© оо ел © ел © ©со©©©сл©©слсл©сл©слсл
CoCO^WCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCO'CO*^*^*^^4>-it>t^»(^
5 ^ .-. ю to со со ?> *- ел ел аз аз -л со оо со о >— ю со ^ а; оо ©
оо со со ю —л >*¦ ел ©^зл ©^л^-*^<1 со ©jo ел *>. *» ел со со аз © -4
ЪоЪо^'со^^Ъосо1>о1^^Ъ51>о©^^©'оо'со'^. ©Ъз'сл'со'со
ел»р*©»Р'сосо©*-»-^©соазсо©©со»4--л—л © ел со ел со н*
1-^И»©©©©©©© © © © © © © © © © © © © © © © ©
л."«—."со^оЪоЪо -*л —л •--л --л —Л"<1~-л©оз©озозсэсзозозозазоэ
^слаз©^н>>ооаз^сосоь*©сосооооо©азазсл|^>&»сосо
^со©©оо©сосослсо>--10^©©><^©<1©сослоо10©©
сооо©оо^лслсо»р>оосо-лсо©©©>-»'©>-'*со©©—л-*л-*1©
ь-*. ^ СО DO tO СО СО СО СО СО СО tO М СО ЬЭ СО СО^СО CO j:0 СО 1С СО|0|0
с^со^госо^елаэ"<10о©©н^н-.сосососососо^©соазсо
сооо^соел©^<1-з-^©»Р->-'Оосо^л©©©^©елооаэ©
«i?too3co©^oo^coco^^cocoi-«.©rf>©co©coco©co

©©©©©©op
m^W©©*©©©©
"S^iaSrf^tO©
со ел -J со to ел li
^ppppppppppppppppppppppppppppppp
© oo "—J Vi as "ел "ел "ел W*»"^ ^Ъз'соЪэЪзЬэ'со 1очКэ1о^,ь-»-'нл''н»-'м'© © ©"©"©©
©^oo©j>c©iintocD©coH^oo©u>-b*co^i>to©ooastt»to©co--Jcnlj>too
©4^^00аЗ^©СЛ^СЪСОСОСО^©а5СОН^С0^050ЭСЛаэа2000СО©СОСОО
0©0©0©©0
^•ррррррррррррррррррррррррррррррр
OCOCOOCOCDCOOOOO-^-^lOTCn^COH^OOOaitNSCCiCnOCnOi^^TOCOCOtt^O
©^^^COtO©^<WCOCO©^^^COH*©OS<J(CO^COCOtOCO©tOCO*~H»*©
©tP>-COrf>CD(^COCOCO©tO tO 00 СО CnCSCC00©^4^^100©00tO-<ll-'C0(fc-C0©
© KI СЛ CO H- CO-J f* H»>
сон»- h*. н». to to со со *> ел as © -з oo со со о о to со со (й- ел as ~j -j oo
(Р-ооооьою^^Зн^-слоососоагсоьксюсясоюео osjp> top © as ел j-о^уэр
lo"i> Ьо'оЪо'о'ь». ©съЪоЪ^ io booobso'co'oo^ ©ь* oo ©Vfco ©4W©Tns'h»->oo oo
мослоосслооооо ©©©ел ©
Э © © СЛ © -О ©
сососососососооосососососос
o»-»-t-*-tototocococo>o*»aicnc. ^ , _. _-.. _ , ^. ww. ,_„__.
pppppppp
Ъ^'слЪ^'сл'сл'сл'сл
~^~<о~юЪо"^^<С'<Га}'Ъ> ©^©Ъга^о^^о^^Ъйо^Ъ^Ъ'Ъ^Ъ^Ъ'Ъ^Ъ^^Ъ^'сл'сл
h^<X>OCOOO^tOOOO^OS<^tP*(COtOtOH^H^O©©©0000~J<lrf>CntnC^^tO
¦^5DOiOiC0 0iOOO4Ot0tOiP»O5(X)tC35h*.0:lC>O*«<ll*01O!>0CD*»00H**J
^cooo©coto©as©<ii-».oo^to©ooeo©oo©©©©-»jcOQo«~j'<i>-*»oocncn
&Q0<1
*'©'<1
л^з©**слоо
CO^JC
to to to top pj^^Pi^ ^э м w^ w^ w tojo^ to мм top м^^»-н*.^-.^--^».
Ъ>о©Ъ>Ъ>©Ъ>Ъ>^^^^^^^^^^^^^^^Ъ>Ъ)Ъ>Ъ>©Ъо^^<1Ъ1
н^СОй^СЛ©^00©©^10(М)^СЯСЛ©05©©О^СЛСО^©^]СОСО«.--00©10©
ootoc^as^c»oo©©oo^aicooa5»->^cna?©H*-©-jco©55coi-»"o©i-^to
00»Р«СО©СО*»00©©|е«1^©00СЭ СЛ 06 >*¦ © © CO tO CO tO tO H* h-»-<l © ел СО © СЛ
**-pp 0©©0©0©©©0©0©©0©©©0©
©СЛ©©СЛ**-©00*»Ь*.СЛО0©©СЛЬкСО1-*.СЛ1-»"СЛ©©
ь-^рррррррррр op ©©©©o©©©©o
©©©©^^^^^^^^^о^^^^ЪоЪэЪо^"^^-!
ococococococDOOoo—-i-Jasu'i^co^G-^icntococxii-».
ocooo^jcntoo-<Jto^jH».*~cnHC-to-oocD^aicoait-^
Od^rf^tCOiaiOOMOibSOtOCDtnOOOOOtOOOvl*»
О Сл©СЛ
»-»¦ **ppp dp.cspp opppppppppppp
"н^'м-'соЪо Ьо^-з^^-л^эЪ^ © © ©as as as © ©as as as as ©
cootoasi-w-^rf^too©oo-<i©cncr4t>cococototoi-*.o
*a~jco©to»>©cnco©cncn-JOotocncD>p»to^30ot?~©
to to to to to top to to to toppjo to to to topjoppp
OOOOOOOOo'**">*bk'Ubk ^i*HM^t*t*Ht*Hi
©н^сом^слаз^оосоо^^ососо^^слслсл^мьэн*
C<10^WOiOiC»0505rfswO<lW<lH*-^00:t0 4 0
CO tO rf> 00 © I—¦CO©H*.Cn*JtO©'<ICn©©©Cnrf>tO00-<I

SSI
йч
Й
О
4
tsj
fcJ
s" ккал/кг °К
1 К
0
CO
a
"«О
i" ккал/кг
V ккал/кг
со
со
1 Zj
со
СО
О
<rOir5CDt-t~OOt^-C^t>»CCir5vri'-*OOC\l"^<pS»;QOt^CDiOOO
оа csf с- з~ гчГ ci <м* <^з~ ci <ri <м~ ем* ci csf cn" <м~ csT с^Гс^с^Гс^Гс^сас^
<# ем<* со о \Л ел <*< со <* t> оо оо ?<i со с^з оо оа N со ел со
(Мосс^юо-^о^чл-^оох^л»*»* <° г-125 ^ 9? ?2 ^ S2 !5
COCOt»I>-OOOOOOaJOO«!-<CSlCOvt<ir5r-00«^Hx0 05ir5Q005
1Л1Л1Л>Л1Л1Л1Л1Псосососо ео_со_ео ео^ео t^t» с^оо^ез^о^
е^©©"©"©*©"©*©"©"©'©"©"©"© ©о сГ© ©*© о © -«ч
05asOt-OOOr~e54MC^OOCO»*irOt»a5«5SW ©<С5 1Л t*» <*
t*- о: оо <# о ел <# t-^irs ет.^^ю^1а^©^<^^^©ел^с^<^1Л^.
аОЫо6с?хП<?^^&СО^С$?^СЯОО^С}&СЯОЬ\П-***0
00
ел ел ©^©^г^с^ел©^ ir^oo^t^o^^°° **.°° ei^t^T
О Csf Ю t^CiiiCOSOQC ^«^"|>^сГсО<35 iff P N ^ ** ° ^ ^
—4 О OS 00 t>-1^ CO iO.'* st CO CM ff\l -«Ч 1 1 I I 11 1
ooeof-ejfcai-«-<o>i«p*oot-»»*05<f<oO'^cNi<*<incot«-o
СЛ<*00^1Л[>©,^«е>0«'#1ОеОС~С^0000гЛглеЛеЛеЛСЛ©
еОС^С^ОООСООеЛеЛелеЛеЛеЛ еЛ^еЛ^еЛ СЛ «Л^СЛ еЛ^гЛ^еЛ^СЛ©^
©~ ©* ©~ ©" ©~ ©~ ©*©* ©~ ©*©*©*©*©"©* ©*©*©*©"©"©"©'"-p"
CCC^<*iT5t>.05-f-i<*t>"»4Cr>C4C100<l*(raC0COf0COCCint>O
^t^05-^COiOOOOCSlir5C--OCS]ir500^4<^00(rJOOif5t>.0
сГсГсГос^о'сГсГсГсГоо'сГосГосГооооо'т^'
ЮОЛОЛОЮОЛОЛОЛОЛОЛОЛОЛОч?
|^СО(^СЧ"»и-»нООСЛ050000С^Г>СОСО»Л1Л<^>«*СОСОСЧГ
чн тч тн тч ^ч C^C^Csf ^5"(ГЗ ^<г1^~е>3~С^С<Г С^С^С^С^з"" С^СчГ(^(ГЗ^С^Гс^С^ N""cf СчГм Cvf
«гч ^ ,4 *N**f ©J Of N
ЗД553.833
о сГсГсГсГсГсГв
с^ОО^О^СО^^ОО^С^^О^^СЛ С5? 1Л 00^00 •*_© ©iftCO^t^-CO^CMOOCOt» ^ СО СЛ 1Л
C43CN]eiOin©'<}ieN3e>ae'Ot>-'«400ir5iO 1л"с-» Ой CO ZO ^ SO •** t*^ CO Oi ifi t?$ ОО \П •** ZD 1П
eo«o^s*cv300oeo<#eO"^oe>oei^'co«oirtif5«*«*oococ4acQc>]-4H'^'*-@0
Cjt> OCOiOif5iOiO<J*4j*«<H4*<ts
oniom<*;coosj<
'Чф'ИОЮ СОчч СО
«2 ^^i^W^-Too* с©
01Л1ЛО
-UOOirtrt
^>*CCOCOM<*CC»ON^lONOi'HOOaiN^6iCO'4in'rt^,H,rtinifi'rt
Г»вЛ^«*Р?М<и©О05 00?><0»Я1Л^С0ММ^ j 1 1 j 1 j 1 J 1
ЧЗД8ДД88
ел <j tcci^eo \nt>
mW«*ftf0N-rtO
э/^оз еоес»*1псесог"»с^осооооооелел ел*ел елелелелелелелелелел ел ©©^
оЪЪЪЪЪ*о*6'о'о'ооо'1о'оо*ооЪ*оЪ*оо*ооооосо'^-н
OiCvtlCOi3SlftOOt>.
5^©ег- — -- —
8Д2Д8д$з
о ©"©*©""© «?©*©
ог5о©_©©©-^н^н-^^^ с4с?зс>зс^сосоёЬсо<# <#<*<Ллю со со i> t^ ел ©
О ©*"©"©"©*©"©"©"©*©"©'©'©"©"©"©*©"©"'©''©"'©''©*'©"©''©"'©*'©''©*'©"'©"'©"'тч"
© 1Л in ео с^з сз оо <*
© ел <# © со о$ ¦? о
ввОО © © © чч
о © ©"©* <©©"©*©"

С0СЛ©СЛ©СЛ©СЛ©СЛ©СЛ©С.
и*©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©© О © ©©©©©©©
©^Ъo^oiV^Ъ^Ъ^VV•VVЬэ^coЪ5^^o^ctc^o^^^'^^^^©©©'©'©,©
©cc©t-k.j>cocnrooo ел to © -J *- со ее о ел to © оо © *- м ©ос © ?¦ со ;? © ©
©©©СЛ0000©н*©СЛ©О^^С0С0|^©©1^С01^ь^к^Г0С0;Л00СС00С0©
53S8
СО©©СЛ©©©©©©00СО©00С0<О©©СО00СО©00©©1е-С
м. м. ©©©©©© ©О ©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©© ©
"о
+ 1 I I I I I I I I I I
сосоеосогосом.»-»..
со ел !¦*• со © со © ее оосо- _ -
_", _ _ V j Ъ со "cob 2 S2 Я
соел©©сл©ел©©©
i-»- CO ГО СО >Р- СЛ ©--J -J СО СО © !-*¦ I-»- tO СО *» СЛ С
H*-cnco©oo©tp*coto©oo05*-cot^©«>a»3to©t>
%Ъ>ТоЪ«Ъо©1ооо"^ЪУ^Ьо^^>«оо'©1о w*»©'Wb6b>''!>©oiIo'co
к*- © © © © © © © © © © © © © © © © © © © © © О © © О © © © © © ©
©"соЪо*--!© "© ©"ёл слЪ*'сл'сл,сл'ёл'сл слЪ'"Ь< Vto^"^ "*>'*- Vi> It-"*» *-1i>-'*»1p»
н^СЛС0С0^^^С0^©0т4>С0С0ь*1^О©©С00000'<|-<|-^©©СЛСЛСЛД>-#'
|р-СО*«Л00©СССОСЛн-.©©ГС*»д0СОО5©М©СЛН*.00*ч-».«0(^.€Осл^СлМ
^со©оооо^©<1©сон*^©^©^^1^сослсооосососососооослн».©оо
to to to со to со со со со со jo to|o to to to jo со со to to to to со to co|o ь
" ^V^H^^^b^lotolololoK: tolotolototo^^H^M. © со oo >-j©©
0C04>Cn©-J00©©©H--(OC0C0COCOC0COi-bCO^Irfr-©4>-00.©©^lC0
COCO©rOC04>Cn©-JOO©©©H--(OCOCOCOCOCOCOi-bCO^Irfr-©4>-00.©©^lCO
со^©^соеоеососо^©©©^^^слооооел(Х©сослсосооо©соооел*»
©©©ньсо©^©©сл©^сослоо©©еоел<]^сон>»©оооо'<1со©1(>со1-»'
5»©сл©сл©сл©01©сл©сл©сл©сл©сл©сл©сл©
^©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©
© «о оо^з © ©1л "елV *>V*-ЪаЪэЪзЪэ^о To To To ">*•"*-*• "U. н»-
е**СОСОСЛ©©СОСО©С0©00СЛС0©00СЛС01-*СО->аслГО
©СЛ©СО00>?1»С0^1ел,?»СЛ-<|1-»>«^и*"<1СО«ОСлСО1->'©©СО
©СЛ©**О00О00^©СО1р»0оа5^СЭ0©СЛСЛ00СЛСО©©СЛ
ь*ь*>© ©©©>©© ©©©>©©©©>© ©©©>©>©© © ©
© ©v"co'co'co^o'co"co со "со "со "co^o^co'co'cc со'ссЪо'Ьо Ъо^Г«о ©
©©«0С0С©сОе0СО«©0000^]«*аО5СЛ^СО©00СЛСО<1С000
©©ОО^фСЛ^СОн^СОСЛСОСО^СОС^СЛСО^©©*-.^
©©оооооооооооосоелсосл^со-^а^ао^а^^оооьэсл
++1.1 I I I I I I I
" 8 8 S 8 8 8 S 8 s s "8Й 8№ 8 8 Ws 8 8%
CCCOCOa: COC0CCC0C0COCOC0C0COCOCOC0COCOCO4!~^*«»p.
©©©!-»¦>—-1-»-СОСОЮСОСО*«|?»СЛСЛ©©-4 ОС CO >-*• CO J!» СЛ
CO *- CO >-- О' ОС СО СЛ О0 tO СГ. i—.слнк©СССС'0С0000*-*СЯ©«ч1
_J- © © © © © © © © © © © © © © © © © © © © © © ©
©^oo^^©© © ©ел Ъ^Ъ^Ъ^Ъ^Ъ* Ъ'Ъ^Ъ^елЪчслЪ^ Ъ1^
iOOO©-J©©COH^OOC"<I©itnCnhP-COCOCOi->"H^o©©SO
(^©©©ООСЛСО,^СОСОСЛ>С~ОЭ©СОСЛ©ео00 1СОО»С'«н--СЛ
00©©СЛ|е»СО>*<Х©©>*>ср©©©0000*а1ОСЛ^ЗСО©#»
to to to tococotototototo tocococotototocotocococo

1ЛСЧH0000«*'^СООООГ»С^ОСЧ|ОЧР1Л'^СОСООООО»*0«^
!>• СО © ч-i vft -* t— (••ine^^eJO^^OCOJCeiSN^OOON
^<Х>^СО^ЮЮЮЮЮ^СО<^М-«-1©Г--а01>ССЮ'-*С'0-«-<-г-(
•^NOr^Mvjt
ooooooooooooooooooooooooo
^о^^лсо^-^сооос^оо^ссгзооюсчдаю^спсрсс!-^
»^ s^" ^ »jj* ^f CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO
is
1
a,
Ш S 8 c? S S§ 3 3 8S ;S ^ °"» 23 2mcScococomco2^*
I II I I I J II I II
©ООООООООООООООООООООООч-14-i
OSOffQ^COOS-^COCDOO-'-i
j< 00 irt — Сч7 »* CD »* -* С
-<<з;с^о«*^осоооос»с
о"'©"©"©"©"©"©'©'©"©*©"©"©" о© о о о" ©"©"©"©*©"©%"<'
iOs*^t^co^t^ot>»©©cor^i^cot^oor^oo^c\]r^coaj©coco<#j4co
^^^^^^qc^csicsic^cjW(Nira(^iracsjcsjcsi(^cs)irqM(^cvi<rQc^
t^W^X'HK ¦ '- - * " -____„_.
aooor4, . . . . ._
CO ч*-«*<*-<1Н«г(н-*<#**«^ >*»*->*-* *
©~©~©~©*©'©~©*©~©*©*©*©'©~©~©~ ©"©"©"©'©"©"©"©"©" ©"©"©'©"©"о"'
СО00-»-1СО1ПЬ--^<Г
со со со со со ее со со
о*©"©*©*©*©'©"©*
©чОЮЮиО^<^-^^<*СОСОСОСОСОСОСОСО^СОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСч|
о
со"
ooo
i i i i i i i i i i i i i
л©^с»©_©соао
OCO-^uOOOOOCftiftt^COUO OS.© f^OCMOinOX^^ON^^COOO
000©©©00©©©0©00©©©©©0©000000^-4-«н
©©©©©©о©
©©оооооооооооооооооооооооооооо
© чи ее ?1 >о ¦*- © ©
©COt^COObCOCOiO
©•^*sM<ftot^oi-^i
©^ О^ ©^ ©_ ©^ ©^ **
о*©"©"©" ©"©*©*©¦'
ffOeO-?JM-^toH©©©©OOOOl>l>-©©iAiO'^"*COCOWCM4H'rt
I I

l?* it- СЛ СЛ 65 С5 <1<1 00 00 СО ^ О О >->• И.
ОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛ OJO
оооооооооооооооо
СокТсО СО.н* >>. ь^.н*. н*. о О О О О О О
СО <1 #~ СО СО <ГСЛ СО. О GO «J СЛ СО СО О О
ce.Hi>oosM^o.cstoowa5tA*jo
И» О СО О О СО СО О СО 00 05 О СП со н*. О
ОООООООООООООООО
соф «оЗёгЬб^эбoo°^j -jas"ел j> colo о о
<] СП *- СО СО О t0 -J СО СЛ -J ~J Oi СО •<! О
О 00 I-*. О-СЛ.СО-31 СОО СО СО <1 СО <1 00 О
do^Ooto-oo со ~дсс сослав о to too
.^- ¦ t-ь to -CO *> СЛ О 05 <1 СО СО О О *¦»¦
о р ooj^o-ri^-co-to-oo -^yj^^ oojo
Й й"»-" оЪЪб-V-^Vi o'W-a оо'сл'*~л'со
° ^ую-о<л О-йдсл сл сл сл о О ел'
СОСС ООСоСОООСО^Л-^^СЛСЛСЛСХаз
со велело «о со* с toon -а о со «-з со ^ •-
-a to. ©со сор-со^о оор^^_оо co^jf» -
ЪоЪ^Ъэ^Ъо^Ьо^Ъ^Ъо^спЪо'о'со
00 -J ?- tO О 05 4> О 00 О СО О OJ О СО О
ооооооороооорррр
1 'co-Wco-co"co'co*cooo со'оо'со'со'со со'со'со
¦ СО-СО 00 00 ^Л О •O.CS-OS О СЛ СЛ СЛ СЛ >fc> C5
ОО^СЛОСЯСООСЗСО^-ЛСЛСОООО^-
1 <^СОСОСОСЛ"<1*-сОСОО <»СЛ н^СОСОО
.11. -
а
1 ь^. н^-СО СО СО СО *~ i^ СЛ СЛ С55 С35 »4 ¦<! 00 00 СО СО О О ь--н^. н».
СОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛОСЛ ©.СЛ О СЛ О СЛ OS
ост; сл сл *> rfs ai-'co со со со'соТоЪо'со »-*¦ >-». **¦ ^ ^"о о о о о о о
0>--CitOCOCnCOC0 05rf^ v-" OOO-CO "-»> 00 OS rft-CO O00CDrf>C0H*OO
о со *-te*o ~j-j ~лсо ь*. сл оо со -»д to ооол^сосоооелоогоосл-о
О СЛ СЛ С5 СО 00 СО СО СО 00 CO. 00 СО О СО СЛ 00 О СО OS 05 СО ОЭ 00 О 00 О
¦ ^^^^^^"соо'со'со-со'со'со'сс оооЪоЪо^Ъ^ЪгЪ-^'со'нА-оо
О СО СО СО СО СО СО СО" ОСТ 00 -ОСЛСЛС0О00*»ОСЛССС0С0С0»-».С0(&»О
- ОСООО-^05СЛ^СОСОСОСЯ*>0^'СО»-^-0^105СЛСЛСОООСООн».0
О О !— СО СО rf> СЛ О О СО. О О О СО СО'СО 00 О «J СО *> *> СО.О *• СО О
1 II 1 1 1 1 II 1 I 1 -^
СОСО(СОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСОСО^^|^^^<СЛСЛСЛ0505
.. -СО 0.0 **¦ .*¦*¦ н» .м. СО СО СО СО rf>> #* СЛ.С5 «ДОООК С0.05 -«1 ^-..СЛ СО СО >Р-
СЛ С" 00О ОО 05 СО_СО ppC^^H*. GO О СЛ СЛ -J >-*-00 ^ЛООО^СООСОСЛ
"со оо'со'со со "*<л"н-.Ъ5 оЪоо^сооо^Ъ^оЪз^'Ьооо^ЪэЪ^Ъо'*-^
н^С0С000С005-<1С0С0С0С0СПСЛЙ>С0-<ГС00000^ОС0н»СЛС010О
^*Ъ'Ъ'.^,^^^Т>^^-Т>Т|^^'ЪэЪоЪэЪзЪзЪоЪэ'Ъа^ЪЛэЪ:Ъо'со
М-. дг. ь-. 00 «J СЛ #> СО'СО СО^ООСОСООООО^-О-^ОООООСЛСЛ
Orf>OOOCOOOC55~J<JOCO"<IOCnOCnCOOOa>COCO-J СЛСО О 00 СЛ
со»-.оосоо^соо1^1^»ло5-^сосососооооо5->ан».ооосл»^
II
н*
Ъо
2
to со to со to top со со со со to со h^ м- м.
"вЪэЪэЪэ'со^со'со^оЪо'оо^
CrCOtO-t-»--C0 СЛ t-*- *» OS СО »-*¦ СО
„_„. »*^(>о-^д^осо-асос5 со
СОСЛ СО-^^З-ОЮ-^-^-О^О -ДО00 й^СО
to со со to to?0 cojojo to to to tojojo cojojojojo to to toX^^*-^^
^^1о1\51оЪ^1о1^1о1оЪзЪз'соЪэ^ЪзЪэЪ51о1оЬо^^о^^*<1
<1Н»СОС04*"СЛС5000С©0>-*-н»»СОСОСО н*-'0"СО'05 CO 00 f* CO h». 05 ь*>
00050505aiCiCnCn^C0C0O-JC0rf^C0 CO"CO COOiOO'COCfcUiOi*»
Oii-.COOO'^ICO^lCOCnco^-^J^COOiOOCO CO-»-*- CO «J СЛ CS *> (-*• >?> OS
cococococococococococococococococococott»
.CDOQOr-4-^H.Hi.t0t0tO0:*4C"Cn05<lQ000^
.p.b^^j^pcop OCOCnp^-ppCO^h^-^COOip
о^'со'со^сосо^Ъ'Соо^Хо'^Ъ^осл^'ог^о
CO 00 CO 00 СЛ СО <—¦ О СО СЛ>-.^*»О50000<1СО^З
coco jo to to jo со со jojo jo to jojojns to jo to_to to^o
"и*. Vco'to'to'co to to "со со to "colo'co "со"со"со"оо'со'со
-0С0О1-л'С0С0Й^СЛ05-Л0000ССО»-»..^>н^»-».ОС0
оосо4>^^сососо1---осососл н^^.слсо.слго
СОСООС00050»-»-С000^1С005СО-^><1СООООО

MM
nOyOO'OU'OU'OO'C
©opо©о©о©о©о©о©о©о©о©о©©о©
©©^^VVV^IwIus^sIoTcInsIo^^^T^oooo©©©
<Х^©10©СЛ^©©<^н*оо0103©Оои10;^©^СЛ>Р>Г01--©
rf> it» 00 ¦<! ©~J Oi C5 -Л «О © 00 05 и»- 31 СО СО —1СП*>СЛ^Л©05Н»-0
л —. _ - ^ *~. . — . _ *-rf>coo»-*-vi©co©
•-*¦©© © © © © ©р © © © о ©рр о © ©р © © © ©р о
©^Ъ^Ъ^Т^^^Ъэ^ wbiloTcToto^^^^o©©©"©^©©
©^Ъ^'о^'ся'сл'м^'Тр-^'со'со'со
©i-.4^00i4^©-qCO©02WtO
О^Л©СЛОСС©ООСО©С\5СЛ
O©C0©Q0C5©00C0C0i-«>O
**• © © ©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©
©С©©О^0Э4>С0С0^С^С00^©©О1>Р>-00СЛ00С1е000СЛ*р--©
^^^^1о^^^^^^^©^^ЪоЪо^^1оЪэ'сл Ъг'со'н*'©
00©©СОСОСОСООООО-<1а}СлСО©^1*^СО*>~~10©©С1»-*-0
©©oo~a05^too-^Ja:cnit~©Hi.a5^j^>ooiN5aiOC5C5v*>o
©©©ОЭСОООЭООООСО^-а^СОФн^СОСПСЯ^ОСЛн»-©^©
•-»¦ •-*•©©©©© e>G>csp>p>
'о^^о'со'соЯо'сО CD CO © CD CD
©OCDCOCDCOCDCOCDCOOOOO
©©CDOOOSCJitf^CoCOt-^Oi©
©©COOOO^JCiOOOOCO©©
M M M M
<I»JC»CiCT> СЛСЛ
I I
СОСО*-.*>СЛС5«000©©©
© weaoKVoawbe^ g 8 § ? gj g § ^ Й ? ° & c
to
§g?
MIIMIN
§?§?&?&?^ГРРР^Р&РГР?5PF>*> .
»-сососо*>сло-лосос<о©©
СЛООСЛ
к©©ОСЛ©©©СЛ©©СЛ©СЛ
M M M I M M
С5Ьь.СоСО©СЛ©СЛ©СОС
го^^сосссв.сосососвсссооосососооэсс^^^^сясло^сл
©©©©^н^^н*С0СОС0С0*--^О_<С100©^00СЛ00н*-СЛ©>?«
(X©WCJ3H^WOiOOl-*Ui©CnH».©00©H».C^CN5CO'^]UtOC>-^ltC^
0>p»tP»i?»tfNrfs*UTCnc7S©
— ^ ^ _ . . ,.~..-^_ ~,-WH- -w. ^ ^0 © СО l?- © © tO 35 О *>
со to as ос to ел оо h*zp сососослсосо#*-<11-»- о^у^р^слр со
~э^ЪЪооЪТр;оо
DCS© СЛС5СО©© •
>©СОСЛООН*.?»-<1©СО^ЗСО
&C>CZOG> ©©©©©©©©©©00©0©©©000©
SC S? *; fclp!"^; fc'fi йгй?"^*? Si* «ЪгЪэ^Ъз'со'со'соЪэ'со ооЪэ'аз'со
©©*^слс^СО©©сооЪ^01о^сд'СГ'*ч-^>г-сосососогосососо
оосс^е^со©а:^с«е^©сг©©©сяаосл^сооои*сл---^соел
о©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©
05С^СО«^*»С5СЛ©^ООН»-©<1-^^ДСО©^СЛ**СО^СЛ*»*«
союел^ооа>сп»р«сосо»-»- ©
©©?«00СЛ©М»©©©СОСЛ
©сгсоь—со-^сосоооюхр»
мм cocotococococococo со tocococotocotococotoco to *-*¦(-*
^bOCOM^MtOCOIOIOCOCOCOCOINStOCOtOCOCOCOlSSCOi-».»-».!-
b* CO CO tO CO CO Cn
COCOrf^Oiai^P-Oy'^wr— l\j слэ tc
©o-soooooooooo^aoocnrf^to©
©OOCO**^JOOCOOO©OCOiCOH^
COWCOCOCOCOCOCOi-*»l-».CDOO-4
*«^I^C0tOH».00CO-J©CDa5U0
1&«02Л-ОП.ОГО[\Зс35еОГ\2СОе^!**
OtP-t-^CO-JOSCOCOtf
totototocococococococoto
0CD03H»-C0C0C0H»-O©CD00
ПСОСОСТ>СО#*СОСЛ'<100СО|Р-

t^iOOMCCh-Ci \Л <Г- Ю1> cot- ЮЬО«!С$ . _ _
СЛ©^<*Сд>>>чН^©^^Г^Г»©1Л<Ге0едедч-1О©0С©1ЛСд
t^oqo^-^csj^cr^co c^eo^co со eo^eo wee со со со со со ej eg^eg cg„cg
чн чч eg eg eg eg eg eg e J eg eg eg' eg eg" eg esfegegegegegc^e^cgegeg
эооео
. _ . ... , , _. T5(Mt>- ZD
— ,-„........-- -, —:>co;oi>-oo©©egcoec©vn
co^coco со со со со co_ со cocococoeococococo coco «* «sc «* •* >* oo
©" ©" ©" ©" ©" ©" о' о о" о" о" о" о" о' о" о' о' о' о" о" о" о" о" о' о" о"
j zv 1гз as та vi stj о* » ог «s та ч-ч и
¦segeo»*;cr^©egcco5eg?;egr
5ч-с*-|.*-|.*ч.*чеделедедсоео<*<
3 СО СО СО СО 00 СО СО СО СО СО СО СО С
b-^in^CNKO^O
of со" «л «*eg со" of SS'sTsP ^'92 42 2
I I I II I I I I I I I I I
?egcgoo©^co<*ir^oo©©c
©^ооедеоеч©"©^©©ез^©Ё^даоб©©©^©©©©©
©^^cg^ir^c^c-^c^C0^00,00 ©^05 0>a^©05© ел^ел^оа ел os о о
© ©"" © © ©~ ©" о © ©" © © о о" о" о" о" о" о' о' о" о' о' ©" о' ч4 чн
©едоо©едедюоо©едючнооччоедед©©©1пед©ю1>©
©чн<*ОС0<^С000ЮОедтачна0ЮС0чнО©©^чСС>«*-*и0О
©4-eg^"iOI><3i4HCOt(OC30©COiJOC304-<<Jtt>©COCC©eOC^CNJO
©^©^©^о^о^оо^ч-^чн^ч-^сд едедодсо^ео^ео^^^^^ю^ю^гс©^
©" ©" ©" ©" ©" © о" ©" о" о" о" о" о' ©' о' о о" ©" о" о" о" о" о" о' о' ч-Г
I I
сосоедгоел1лс?чнглочч>л1ло©оо«г}<соч-11лслсососд
C30C^cg4-4 0i4-lC000OO^C0C3SC0><}<ir5C0l>>0000r^t^t^CD
^ел^юмоасосл»05елсл»»^слю^^сдч^оо»
г^ооо^чн eg eg со со со_со со со со со со со со со^ео^ео^оо^со^е^ед
чч"'щ^ е J eg" ea eg eg eg" eg" eg eg eg" eg" eg eg*" eg eg eg" eg eg el eg ef eg
чч^цсдедмедсдсдедсд
4rtc?>o>r>inesego
-i e-] eg со со ^
оооооооооооооооооооооооо
С0©©00©©©чч»«е0
ejeoco^H-^int^oeocD
t-oor-ir-r^t'-r^oooooo
eg eg eq egeqicg^cgeg eg ез
о о" о" о" о' о" о" о* о" ©*
_ 8Д2
о ел ©"об"** со"оо ю"оо со"чн ©"ед'ю©" ¦**"©" г»'-* чн t^Wei©
O^OiOrHOOinWOOONCiC^COC-JWC^'wrt'MOOCC»
cc«ciOio«^«^-*<»<cococococococococococococococoeg
5{:$6Б8_8ДЗ
оо"ео
сою1педед©ч-1х>
СОООС—СО©ЮСО©
ООЮОЮЮЮиОвОЮСООЛОЮООО iO©
©иоедиослеос^чнюсосо-^Федчнг^оооооосл-^гоо
I I I I I II I I I I I
©^ед^ю © so t» оооооо©©©©© дао^о^о^о^о^оэ©^
©"©"©"©"©"©"©"©*©"©" о" ©"©'©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"чч4
Ъ <#iC ©Г-^ОС^ОО
о"©"©"©"©"©"©"©"©'©4
©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©"©'©"©"©*
©©^tiiOCCOOiOQOO
oo4-ioocoo©oegio
Оччоед«*со1>©ед~*
©„©©„©,©©.©.,-«-«.ПТ4..
©"©"©"©"©"©©©©"о
ММ

МММ
рррррррррррррррррррррррр
"cn'biVVV'cc woa^olsstolo^^V^^^'o'o'oooo
^JCocoa5tox>aicoo~Jtfr»tocD"<i#*tcioc»Oi^coHkOO
00*~OorOOCVCntnaiC300tN505tOGOO<CODON5050a<tCO
рррррррррррррррррррррррр
о to ?o sc со'^о'со^о'со'со'^о'со'со'со'о
o*^wna5oai*^(p»oo«otntp~rf>ic»-3<»orooots5 0?o«JO
МММ
"ел
:»*mfflip.cooti\ui*J»<:
jOh.h.«Jm.h
оооооооооооооооооооооооо
«осои.ос»®^<1*»-1?сись*н».согсго.оа>соСОС51ссл
to to^o to to^o to to to to to tototototototototototOH*.i-k
wwi?<?p»5ffi<»pi^ioiocococo[oo^toooico^M.
?? »? *^ ?: ?' сл^еО{(>сого«?>со»«>|-»-го«осо-«аосо«о«осл
eOO-<100 04<S««OOOtO<IOOi—CnQOOOt-»'f*'CO©»fc»C5lP»OOOS
M M M I
*> СО tO tO и*> и*
орОррОрорроррорр
о os ел "ел V-W со co'tocoIoToto'I-^'M»
OtsSaiCs^COCn^OOC^tCO-Jitf-oCOOi
н* op p о рр poo opp pop
5 о a. , , — .,
5000tOt0 0050000000WtOOO*»Ot
M M M M II M M
*- 00 00 00 <1 ^3 О СЛ СЛ >P« CO tO н- _
^Ю5Ц>н».35ь*.СЯ(Х>СП*^02"О^100О?0
J^^j^P^j^j^^J^J^J^J^j^PPP
lo^^bo^jas^o'^j'oo'to'cn'cnVi'as^o
OCOOHXMi-'i^OO*-'-JH¦ СЯ#* CC СЭ
pppppppppppppppp
bot'Vco'co'co ЪэЪэЪ51осо"со"со1о1оЬо
H*^>t-^C»<10irf>CctOtOH-OOCO«000
ЕОСОЮССС00005^аОООС005*-».Д5СО«0
tOtOtO^OjS3tON)tOtOlOtOjO|OtOtOtO
" o^3~co"co'co'coT>'*^"Ip»'^'**
и
•d
о
w
о
Й
3
о
X
CD
СЛ
ю
со

БИБЛИОГРАФИЯ
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
1. Розенфельд Л.М., Ткачев А. Г. Холодильные машины и аппараты,
М-, Госторгиздат, 1955.
2. Мартыновский В. С. Холодильные машины, М., Пищепромиздат, 1950.
3. ВукаловичМ. П., Новиков И. И. Техническая термодинамика, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1952.
4. Додж Б. Ф. Химическая термодинамика в применении к химическим
процессам и химической технологии, М., Изд-во иностр. лит., 1950.
5. Р о 6 е р т с Дж. Теплота и термодинамика, М.—Л., Гос. изд-во техн.-теорет.
лит., 1950.
6. Комаров Н. С. Холод, изд. 5-е., М., Пищепромиздат, 1953.
7. Лобзин П. П. «Холодильное дело», 1934, № 6.
8. Plank R. Handbuch der Kaltetechnik, Bd. 1, Berlin, Springer-Verlag, 1954.
9. Жуковский В. С. Техническая термодинамика, М., Гостехиздат, 1952.
10. Г е р ш С. Я. Глубокое охлаждение, изд. 3-е, М.—Л., Госэнергоиздат, 1957.
11. Малков М. П., Павлов К. Ф. Справочник по глубокому охлаждению
в технике, М., Гостехиздат, 1947.
12. На us en H. «Zeitschrift fur Technische Physik», 1926, № 8.
13. Ha us en H. Forschung auf dem Gebiete des Ingenieurwesens, Berlin, 1926.
14. F u 1 t о n G. D. «Refrigerating Engineering», 1950, № 5.
15. HilschR. «Zeitschrift fur Naturforschung», 1946, № 4.
16. Мартыновский В. С, Мельцер Л. 3. «Холодильная техника»,
f952, № 4.
17. Мартыновский В. С, Алексеев В. П. «Холодильная техника»,
1953, № 3.
18. М ар тынов с; кий B.C., Алексеев В. П. Доклады от СССР IX
Международному конгрессу холода, М., Госторгиздат, 1957.
19. М е р к у л о в А. «Холодильная техника», 1958, № 3.
20. ФаулерР., ГуггенгеймЭ. Статистическая термодинамика, М., Изд-во
иностр. лит., 1949.
21. И о ф ф е А. Ф. «Холодильная техника», 1956, № 3.
22. Altenkirch E. «Zeitschrift fur die gesamte Kalte-Industrie», 1912, № 1.
23. Иорданишвили Е. К., Стилбанс Л. С. Журнал техн.
физики, т. 26, вып. 5, 1956.
24. Левин И. И. Холодильные машины, М.—Л., Пищепромиздат, 1939.
25. Левин И. И. Разрывные холодильные циклы, М., Пищепромиздат, 1951.
26. Розенфельд Л. М. «Холодильная техника», 1952, № 1.
27. Розенфельд Л. М. Доклады Акад. наук СССР, т. 85, 1952, № 4.
28. Мартыновский В. С. Термодинамические характеристики циклов
тепловых и холодильных машин, М.—Л., Госэнергоиздат, 1952.
29. Гохштейн Д. П. Энтропийный метод расчета энергетических потерь, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1951.
30. Михельсон В. А. Собрание сочинений, т. 1, Изд-во Акад. крупн. соц.
сельск. хоз-ва им. К. А. Тимирязева, 1930.
31. Ложкин А. Н. Трансформаторы тепла, М.—Л., Машгиз, 1948.
32. Мартыновский В. С. Тепловые насосы, М.—Л., Госэнергоиздат, 1955.
33. Розенфельд Л. М., К о ш к и н Н. Н. «Холодильная техника», 1953,
•N2 2.

БИБЛИОГРАФИЯ 525
34. М е л ь ц е р Л. 3., Алексеев В. П. «Холодильная техника», 1955, № 4.
35. Kohler I. W. L., Jonkers CO. «Kaltetechnik», 1954, №№ 9, 10.
36. ЬошняковичФ. Техническая термодинамика. Пер. с нем., ч. I, II, М.г
Госэнергоиздат, 1955.
37. Plank R. «Zeitschrift fur die gesamte Kalte-Industrie», 1941, № 6.
38. Левин И. И. «Холодильная техника», 1949, № 1.
39. Б а д ы л ь к е с И. С. Рабочие вещества холодильных машин, М., Пищепром-
издат, 1952.
40. Р о з е н ф е л ь д Л. М., МихальскаяР. Н. Доклады Акад. наук СССР,
т. 93, 1953, № 2.
41. Розенфельд Л. М. Журнал техн. физики, т. 23, вып. 12, 1953.
42. Розенфельд Л. М., Михальская Р. Н. Журнал техн. физики,
т. 23, вып. 12, 1953.
43. Михальская Р. Н. «Холодильная техника», 1957, № 4.
44. С е р д а к о в Г. С. Выбор промежуточного давления в двухступенчатых и
каскадных машинах. Труды Ленингр. технол. ин-та холодильной пром-сти, т. IX, 1955.
45. ЦыдзикВ. Е., ИоэльсонЕ. Б. Холодильные машины и аппараты, М.г
Машгиз, 1932.
46. ЦыдзикВ. Е., Б а р м и н В. П., Вейнберг Б. С. Холодильные
машины и аппараты, М., Машгиз, 1946.
47. БадылькесИ. С, Данилов Р. Л. «Холодильная техника», 1958, № 4.
48. Вейнберг Б. С. «Холодильная техника», 1949, № 2.
49. Чистяков Ф. М.,Плотников А. Е. «Холодильная техника», 1952, № 3.
50. Зысин В. А., Михалев Н. Н. Тепловой насос, как средство экономии
газообразного топлива. Труды Ленингр. политехи, ин-та, 1951, № 1.
51. Розенфельд Л. М. Доклады Акад. наук СССР, т. 82, 1952, № 3.
52. Розенфельд Л. М. Доклады от СССР IX Международному конгрессу
холода, М., Госторгиздат, 1957.
53. Розенфельд Л. М. Журнал техн. физики, вып. 8, 1952.
54. БудневичС. С, Ильин А. Я. Экспериментальная установка для
использования обращенной абсорбционной машины. Труды Ленингр. технол. ин-та холодильной
пром-сти, т. XIV, 1956.
55. Розенфельд Л. М., Карнаух М. С. «Холодильная техника», 1958,
№ 2.
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
1. Plank R. «Amerikanische Kaltetechnik», 4 Bericht, Karlsruhe, VerlagG. F. Mul-
ler, 1957.
2. П л а н к Р. «Холодильная техника», 1958, № 1.
3. Бадылькес И. С. Рабочие вещества холодильных машин (Холодильные
агенты), М., Пищепромиздат, 1952.
4. Сборник трудов ВНИХИ, М., Госторгиздат, 1955.
5. Кистяковский В. А. Известия Петроградского политехи, ин-та, т. XXVII,
1918.
6. R i e d е 1 L. «Chemie — Ingenieur — Technik», Bd. 24, стр. 353, 1952.
7. R i e d e 1 L. «Chemie — Ingenieur — Technik», Bd. 26, 1954, № 2.
8. Plank R. Handbuch der Kaltetechnik, Bd. 2, Berlin, Springer-Verlag, 1953.
9. Plank R. Handbuch der Kaltetechnik, Bd. 4, Berlin, Springer-Verlag, 1956.
10. В у к а л о в и ч М. П. Термодинамические свойства воды и водяного пара, М.,
Машгиз, 1950.
И. R i e d е 1 L. «Kaltetechnik», 1957, № 5.
12. В е a t t i e I. В г i g e m a n О. «American Chemical Society», v. 49, стр. 1665,
1927.
13. M с H a r n e s s R. C, E i s e m a n B. I., Martin I. I. «Refrigeration
Engineering», v. 63, 1955, № 9.
14. В e n n i n g A. F., M с H a r n e s s R. С «Ind. Eng. Chem»., v. 32, 1940, № 5.
15. КазавчинскийЯ. З. Исследование термических свойств и метод
составления уравнения состояния реальных газов, Одесса, 1955.
16. CailletetL., MathiasE. «Le Journal de Physique», v. 5, стр. 549, 1886*
17. T hies en M. Verh. dtsch. phys. Ges., Berlin, v. 16, стр. 80, 1897.
18. S e g e r G. Beiheft 43 zu der Z. Verh. dtsch. Chem ges., Verlag Chemie, Berlin,
1942.

326
БИБЛИОГРАФИЯ
19. Justi E., Langer F. «Zeitsehrift fur technische, Physik», 1940, № 9.
20. Plank R. «Kaltetechnik», 1958, № 1.
21. GragoeC, HarperD. «American Society of Refrigerating Engineers», v. 7,
стр. 113, 1926.
22. D ' A n s I., LaxE. Taschenbuch fur Ghemiker und Physiker, Berlin, Springer-
Verlag, 1943.
23. G e d e r b e r g Z. «Physikalische Zeitsehrift», 1914, № 14.
24. Бадылькес И. С. «Холодильная техника», 1959, № 4 и 6.
25. G'armi с h а е 1 L., Sage В. «Ind. Eng. Ghem.», v. 44, стр. 2728, 1952.
26. П и н е в и ч Г. «Холодильная техника», 1948.
27. Сборник трудов ВНИХИ, М., Госторгиздат, 1955.
28. MarkwoodV., BenningA. «Kinetic Chemicals Inc.», 1942.
29. К е у e s F. «Trans. Amer. Soc. Mech. Eng.», v. 76, стр. 809, 1954.
30. ВаргафтикН.Б. Теплофизические свойства веществ. Справочник, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1956.
31. Ворр I. Ansal News Notes, 1951.
32. American Society of Refrigerating Engineers Data Book, Basic, v. 7, New-Iork.
1951.
33. Химия фтора. Сборник статей. Под ред. Кнунянца И. Л., М., 1948.
34. Boswort h С. «Refrigerating Engineering», v. 58, стр. 89, 1950.
35. Brizzolara R. — «Refrigerating Engeneering», v. 59, стр. 1077, 1951.
36. Правила техники безопасности на аммиачных холодильных установках
компрессионной и абсорбционной систем, изд. 4-е, М., 1953.
37. Правила техники безопасности на холодильных установках, работающих на
фреоне-12, М., 1958.
38. Рютов Д. Г. «Холодильная техника», 1951, № 4.
39. L i n g е К. «Kaltetechnik», 1956, № 3.
40. Б а д ы л ь к е с И. С. «Холодильная техника», 1955, № 2.
41. Kaltemaschinenregeln, 5 Aufl., Karlsruhe, Verlag C. Muller, 1958.
42. В е й н б е р г Б. «Холодильная техника», 1956, № 3.
ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
1. Kaltemaschinenregeln, Karlsruhe, 5 Aufl., Verlag G. Muller, 1958.
2. R i e d e 1 L. «Kaltetechnik», 1950, № 2.
3. «Refrigerating Engineering», 1940, № 2.
4. П е к Г. «Холодильная техника», 1958, № 4.
5. Plank R. Amerikanische Kaltetechnik, 3 Bericht, Deutscher Ingenieur-Verlag,
Diisseldorf, 1950.
6. К а н К. «Холодильная техника», 1958, № 6.
7. Harnich R., Hopkins N. «Chemical Eng. Progr.», Апрель, 1958, № 4.
ТЕРМОДИНАМИКА РАСТВОРОВ
1. БошняковичФ. Техническая термодинамика. Пер. с нем., ч. 2, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1956.
2. К и р и л л и н В. А., ШейндлинА. Е. Термодинамика растворов, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1956.
3. Федулов И. Ф., Киреев В. А. Учебник физической химии, 4-е изд., М.,
Госхимиздат, 1954.
4. Р 1 a n k R. Handbuch der Kaltetechnik, Bd. 2, Berlin, Springer-Verlag, 1953.
5. ПерельманВ. И. Краткий справочник химика, изд. 3-е, М., Госхимиздат,
1954.
6. Комаров Н. С. Холод, М., Пищепромиздат, 1953.
7 Левин И. И. и др. Холодильные машины, М.—Л., Пищепромиздат, 193^
8. Цыдзик В. Е. и др. Холодильные машины и аппараты, М., Машгиз, 1946.
9. Кричевский И. Р., Торочешников Н. С. «Физическая химия»,
т. VIII, вып. 2, 1936.
10. Кричевский И. Р. «Физическая химия», т. XI, вып. 5, 1938.
И. Zinner К. «Zeitsehrift fur die gesamte Kalte — Industrie», 1934, № 2.
12. Wucherer I., Messung von Druck. «Zeitsehrift fur die gesamte Kalte —
Industrie», 1932, №№ 6—7.

БИБЛИОГРАФИЯ
527
13. С а т к е в и ч А. А., Розенфельд Л.М. «Холодильное дело», 1936, № 5.
14. L i n g e К. Absorptions Kaltemaschinen. Verlag Gesellschaft fur Kaltewesen
m. b. H., Berlin, 1929.
15. Розенфельд Л. М. «Холодильная техника», 1949, № 2.
16. Розенфельд Л. М. «Техническая физика», 1952, вып. 5
17. Розенфельд Л. М., К а р н а у х М. С. «Холодильная техника», 1958, № 11.
18. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г. Холодильные машины и аппараты,
М., Госторгиздат, 1955.
19. Fischer V. Forshung auf d. gebiete des Ingenierwesens, Bd. 6, 1935, № 2.
ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА
1. Теплотехнический справочник. Под ред. Герасимова С. Г., т. 1, М.—Л., Гоо
энергоиздат, 1957.
2. Теплофизические свойства веществ. Справочник. Под ред. Варгафтика Н. В.,
М.—Л., Госэнергоиздат. 1956.
3. S с h m i d t Т. Е. «Refrigerating Engineering», v. 57, 1949, № 4.
4. M и x e e в М. А. Основы теплопередачи, изд. 3-е, M.—Л., Госэнергоиздат,
1956.
5. Э к к е р т Э. Р. Введение в теорию тепло- и массообмена. Пер. с англ., М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1957.
6. И о ф ф с Д. М. Ребристые охлаждающие приборы для холодильных камер, М.,
Госторгиздат, 1956.
7. J a k о b M. Heat Transfer, New-Iork, v. 1, 1950.
8. Гутенмахер Л. И. Электрические модели и их применение в технике и
физике, М., 1949.
9. Лукьянов В. С. Гидравлические приборы для технических расчетов.
Известия Акад. наук СССР, 1939, № 2.
10. Air Conditioning Refrigerating, Data Book. Design Volume, 9-th ed, American
Society of Refrigerating Engineers, 1955—1956.
11. Петухов Б. С. и др. «Теплоэнергетика», 1956, № 12.
12. К и р н и к о в В. А. Теплоотдача в винтовых змеевиках. Труды Моск. ин-та
хим. машиностроения, т. XII, 1957.
13. Ж у к а у с к а с А. А. «Теплоэнергетика», 1955, № 4.
14. К а р а с и н а Э. С. Теплообмен в пучках труб с поперечными ребрами.
Известия Всесоюзн. теплотехн. ин-та, 1952, № 12.
15. Ткачев А. Г. Опытное исследование теплообмена при плавлении. Вопросы
теплообмена при изменении агрегатного состояния вещества. Сборник статей, М.,
Госэнергоиздат, 1953.
16. Mac-Adams W. Heat Transmission, 1942.
17. К р у ж и л и н Г. Н. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче
при кипении жидкостей в условиях свободной конвекции. Известия Акад. наук СССР,
отделение техн. наук, М., 1949, № 5.
18. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г. Холодильные машины и аппараты,
М., Госторгиздат, 1955.
19. Лаврова В. В. «Холодильная техника», 1957, № 3.
20. Чернобыльский И., Р а г и а н и Г. «Холодильная техника», 1955,
№ 3. г
21. К у т а т е л а д з е С. С. Основы теории теплообмена, М.—Л., Машгиз, 1957.
22. Дан и л о в а Г. Н., М а з ю к е в и ч И. В. «Холодильная техника», 1954,
№ 2.
23. Филаткин В. Н. «Холодильная техника», 1957, № 4.
24. Г у х м а н А. А. «Теплоэнергетика», 1954, № 2.
25. К о с т е р и н С. И. Исследование структуры потока двухфазной среды в
горизонтальных трубах. Известия Акад. наук СССР, 1943, № 7.
26. К о р н е е в М. И., П у г а н о в Б. М. «Теплоэнергетика», 1956, № 6.
27. Толубинский В. И. Определение коэффициента теплоотдачи от стенки
к жидкости в горизонтальных и вертикальных испарителях. Труды Ин-та
теплоэнергетики (Акад. наук УССР), сб. 5, 1952.
28. М у е г s J. Е., К a t z D. L. «Refrigerating Engineering», v. 60, 1952, № 1.
29. В a k e r M. «Refrigerating Engineering», v. 64, 1956, № 1.
30. Ashley G. M. «Refrigerating Engineering», v, 43, 1942, № 2.
31. Hofmann E. «Kaltetechnik», 1957, № 1.

528
БИБЛИОГРАФИЯ
32. В о Pierre «Kaltetechnik», 1955, № 6.
33. Baker М., М i 1 1 е г Y. Т. «Refrigerating Engineering», v. 65, 1957, № 6.
34. Bryan W. L, Seigel L. G. «Refrigerating Engineering», v. 63, 1955, № 5.
35. Соколова Е. Е. «Холодильная техника», 1957, № 3.
36. Чернобыльский И. PL, Городинская С. А. Исследование
теплоотдачи при конденсации пара внутри горизонтальных труб. Известия Киевского
Политехи, ин-та, т. 13, 1954.
37. Р 1 a n k R. u. a. Handbuch der Kaltetechnik., Bd. 4, Berlin, Springer-Verlao\
1956.
38. МазюкевичИ. В. Влияние воздуха на теплообмен при конденсации паров
некоторых хладоагентов в конденсаторах холодильных машин. Труды Ленингр. технол.
ин-та холодильной пром-сти, т. XIV, 1956.
39. В а н и ч е в А. П. Приближенный метод решения задач теплопроводности при
переменных константах. Известия Акад. наук СССР, 1946, № 12.
40. И д е л ь ч и к И. Е. Гидравлические сопротивления, М.—Л., Госэнергоиздат,
1954.
41. А г р о с к и н И. И. и др. Гидравлика, М.—Л., Госэнергоиздат, 1950.
42. Ткачев А. Г. «Холодильная техника», 1951, № 4.
43. БадылькесИ. С. «Холодильная техника», 1957, № 2.
44. Т к а ч е в А. Г. Выбор перепадов температур в теплообменных аппаратах
холодильных установок. Труды Ленингр. технол. ин-та холодильной пром-сти, т. XI, 1956.
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
1. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1949, № 3,
2. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1949, № 2.
3. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1952, № 2.
4. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1956, № 1.
5. Ц ы д з и к В. Е. и др. Холодильные машины и аппараты, М., Машгиз, 1946.
6. Иоффе Д. «Холодильная техника», 1958, № 5.
7. Air Conditioning Refrigerating Data Book. Design Volume, 9-th ed, American
Society of Refrigerating Engineers, 1955—1956.
8. Вейнберг Б. С, Лаврова В. В. Методы испытаний компрессионных
холодильных машин, М., Пищепромиздат, 1953.
9. РозенфельдЛ. М., Ткачев А. Г. Холодильные машины и аппараты,
М., Госторгиздат, 1955.
10. Беляк И. Е. Исследование ротационных компрессоров малой
производительности с катящимся ротором, Рига, НТО Машпрома, 1958.
И. Машиностроение. Энциклопедический справочник,^ 12, гл. XI,М., Машгиз, 1948.
12. Вейнберг Б. С. Исследование компрессорных машин. Труды МВТУ им.
Баумана, № 52, Машгиз, 1955.
13. Вейнберг Б. С. «Холодильная техника», 1958, № 1.
14. Gunther R. С. Refrigeration, Air Conditioning and Cold Storage,
Philadelphia, 1957.
15. С о 1 d m a n Ph., FiinerV. «Kaltetechnik», 1955, № 7.
16. S t о d о 1 a A. «Dampf- und Gasturbinen», 6 Aufl., В., 1924.
17. Ц ы р л и н Б. Л. Сборник научных работ ВНИХИ, 1955.
18. Гомер И. Б., Червенка О. Л. «Чехословацкая тяжелая
промышленность», 1955, № 5.
19. S о о. S. L. «Refrigerating Engineering», v. 63, 1955, № 11.
20. Лившиц С. И. «Теплоэнергетика», 1955, № 10.
21. Лившиц С. И. «Теплоэнергетика», 1957, № 8.
22. Рис В. Ф. Центробежные компрессорные машины, М.—Л., Машгиз, 1951.
23. Рис В. Ф. «Энергомашиностроение», 1957, № 11.
24. Е с к е г t. Axialkompressoren und radial kompressoren, Машгиз, 1959.
25. Ч и с т я к о в Ф. М. «Кислород», 1952, № 5.
26. Епифанова В. И. «Кислород», 1950, № 1.
27. Palmatier E. P. «Refrigerating Engineering», v. 65, 1957, № 6.
28. Чистяков Ф. М., Плотников А. И. «Холодильная техника», 1952,
№ 3.
29. Plank R. Handbuch der Kaltetechnik, Bd. 4, Berlin, Springer-Verlag, 1956.
30. Динцес А. И., Дружинина А. В. Синтетические смазочные масла,
M., Гостоптехиздат, 1958.

БИБЛИОГРАФИЯ
529
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
1. Цндзик В. Е. и др. Холодильные машины и аппараты, М., Машгиз, 1946.
2. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1958, № 4.
3. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1955, № 2.
4. Филиппов П., Ш м ы г л я А. «Холодильная техника», 1957, № 4.
5. Wi tzell О. W., Fontaine W. E. «Refrigerating Engineering», v. 65, 1957,
№ 3.
6. Иоффе Д. «Холодильная техника», 1958, № 5.
7. Air Conditioning Refrigerating Data Book. Design Volume, 8-th ed, American
Society of Refrigerating Engineers, 1956.
8. Антуфьев В. М., Белецкий Г. С. Теплопередача и
аэродинамическое сопротивление трубчатых поверхностей в поперечном потоке, М.—Л.,
Машгиз, 1948.
9. Я к о б с о н В. Б. «Холодильная техника», 1951, № 4.
10. Фридман И. Б. «Холодильная техника», 1954, № 1.
11. Правила техники безопасности на аммиачных холодильных установках
компрессионной и абсорбционной систем, изд. 3-е, М., 1952.
12. Машиностроение. Энциклопедический справочник, т. 12, М., Машгиз, 1948.
13. Кобулашвили Ш. «Холодильная промышленность», № 4, 1938.
14. Каталог промышленной и трубопроводной арматуры, Главгидромаш, ЦБТИ,
1955.
15. ИдельчикИ. Е. Справочник по гидравлическому сопротивлению фасонных
и прямых частей трубопроводов, М., Машгиз, 1950.
16. И д е л ь ч и к И. Е. Гидравлические сопротивления (Физ.-механ. основы),
М.—Л., Машгиз, 1954.
17. Г у р е в и ч Д. Ф. Основы расчета трубопроводной арматуры, М.—Л., Машгиз,
АГРЕГАТИРОВАНИЕ
1. Цыдзик В. Е. и др. Холодильные машины и аппараты, М., Машгиз,
1946.
2. Машиностроение. Энциклопедический справочник, т. 12, М., Машгиз,
1948.
3. РозенфельдЛ. М., Ткачев А. Г. Холодильные машины и аппараты,
М., Госторгиздат, 1955.
4. Вейнберг Б. «Холодильная техника», 1949, № 2.
5. Г у р е в и ч Е., Павлов Р. «Холодильная техника», 1957, № 3.
ЭЛЕКТРОПРИВОД
1. Каталог электрооборудования, М., ЦБТИ, 1957.
2. Электротехнический справочник, изд. 2-е, т. 1—2, М.—Л., Госэнергоиздат,
1955.
3. Справочник электрика промышленных предприятий, М.—Л., Госэнергоиздат,
1954.
4. Справочник электрика предприятий черной металлургии, М., Металлургиздат,
1?52.
5. Полтев В. К., Смольников Л. П. Справочное руководства электрика
металлургического завода, Свердловск, Металлургиздат, 1955.
6. Попов В. К. Основы электропривода, М.—Л., Госэнергоиздат, 1945.
7. Вешеневский С. Н. Расчет характеристик и сопротивлений для
электродвигателей, изд. 3-е, М.—Л., Госэнергоиздат, 1955.
8. Правила устройства электроустановок, М.—Л., Госэнергоиздат, 1957.
9. Г е м к е Р. Г. Неисправности электрических машин, изд. 3-е, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1947.
10. Правила технической эксплуатации электроустановок промышленных
предприятий, изд. 2-е, М.—Л., Госэнергоиздат, 1950.
11. Инструкция по обслуживанию и ревизии аппаратуры автоматического
управления электроприводов, М., Металлургиздат, 1945.
12. Правила техники безопасности при эксплуатации электротехнических установок
промышленных предприятий, М.—Л., Госэнергоиздат, 1954.

530
БИБЛИОГРАФИЯ
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
1. Якобсон В. Б. Автоматизация холодильных установок, М., Госторгиздат,
1958.
2. Backstrom M. «Kaltetechnik», 2 Auf'l., Karlsruhe, G. Braun, 1957.
3. Air Conditioning Refrigerating Data Book. Design Volume, 10-th ed., American
Society of Refrigerating Engineers, 1957—1958.
4. A n d e r s e n S. A. Automatic refrigeration, Nordborg, Maclaren, 1959.
5. P о 1 a k V. Automatica chladicich zarizeni, Praha, Prace, 1959.
6. Дудников Е. Г. Основы автоматического регулирования тепловых
процессов, М.—Л., Госэнергоиздат, 1956.
7. Кампе-НеммА. А. Динамика двухпозиционного регулирования, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1955.
8. М и н к у с Б. А. Системы автоматического регулирования холодильных
установок. Труды Одес. технол. ин-та пищевой и холодильной пром-сти, t.V, вып. 1, 1952.
9. КобулашвилиШ. Н. Автоматизация аммиачных холодильных установок.
Сборник трудов В НИХ И, М., Госторгиздат, 1951.
10. Якобсон В. Б., Шавра В. М. Автоматизация аммиачных холодильных
установок торгового типа с рассольной системой охлаждения (Инструктивные
материалы), М., Госторгиздат, 1956.
11. Шавра В., Якобсон В. «Холодильная техника», 1958, № 6.
12. Френкель М. И. Поршневые компрессоры, М.—Л., Машгиз, 1949.
13. Цыдзик В. Е. и др. Холодильные машины и аппараты, М., Машгиз, 1946.
14. В е й н б е р г Б. С. Теория цикличной работы автоматизированных
холодильных машин. Сб. МВТУ, № 2, М., Машгиз, 1949.
15. Якобсон В. Б. Автоматическое регулирование малых холодильных машин.
Сб. МВТУ, № 2, М., Машгиз, 1949.
16. Каталоги фирм Alco, Danfoss, Ranco, Sarco.
17. Миронов К. А., Шипетин Л. И. Теплотехнические измерительные
приборы и автоматические регуляторы, М., Маглгиз, 1956.
18. Терминология реле, М., Изд-во Акад. наук СССР, 1958.
19. Якобсон В.Б. Приборы и схемы автоматизации малых холодильных
установок, М., Госторгиздат, 1958.
20. Вольская Л., Павлов Р., Щербаков В. «Холодильная техника», 1958.
21. Г о г о л и н А. Аммиачные поплавковые регулирующие вентили. Сборник
ВНИХИ «Холодильная техника», М., Пищепромиздат, 1940.
22. Чу ка ев Д. С, Щербаков В. С. Электрооборудование холодильных
компрессорных установок, Госторгиздат, 1959.
23. Щербаков В. «Холодильная техника», 1955, № 3.
24. Щербаков В. «Холодильная техника», 1955 № 4.
25. Ш у м е л и ш с к и й М. «Холодильная техника», 1958, № 2.
26. Щербаков В. «Холодильная техника», 1958, № 1.
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
1. БадылькесИ., Данилов Р. «Холодильная техника», 1955, № 1.
2. БадылькесИ. С. Рабочие вещества холодильных машин, М., Пищепромиздат,
1952.
3. Меркель Ф., Бошнякович Ф. Расчет абсорбционных холодильных
машин, М., Госмаштехиздат, 1934.
4. Heller L., Farade I. Comptes rendus du IX Congres international du Iroid,
Paris, 1955.
5. Данилов Р. Л. «Холодильная техника», 1957, № 1.
6. Plank R. Amerikanische Kaltetechnik, 3. Bericht, Deutscher Ingenieur, Verlag,
Dusseldorf, 1950.
7. Данилов Р. Л. Абсорбционные холодильные машины для низовой
молочной сети и сельского хозяйства, М., Госторгиздат, 1957.
8. R e s с о г 1 а С. L. «Refrigerating Engineering», v. 61, 1953, № 3.
9. Plank R. Amerikanische Kaltetechnik, Karlsruhe, 4 Bericht, Verlag C. F. МШ-
ler, 1957.
10. Машиностроение. Энциклопедический справочник, т. 12, М., Машгиз, 1948.
11. N i e b е г g а 1 1 W. «Kaltetechnik», 1954, № 9.

БИБЛИОГРАФИЯ
531
12. N i e b е г g а 1 1 W. Gomptes rendus du IX Congres international du f'roid, Paris,
1955.
13. Бадылькес И. С. «Холодильная техника», 1949, № 4.
14. Мартыновский В. С. Холодильные машины, М., Пищепромиздат, 1950.
ЭЖЕКТОРНЫЕ МАШИНЫ
1. Messing Т. «Kaltetechnik», 1954, № 2.
2. Блюдов В. П. Конденсационные устройства паровых турбин, М.—Л., Гоо
энергоиздат, 1951.
3. Ш ум е л и ш с к и й М. Г. «Холодильная техника», 1958, № 2.
4. Соколов Е. Я. «Известия ВТИ», 1950, № 10.
5. Ш у м е л и га с к и й М. Г. «Холодильная техника», 1955, № 3.
6. Крылов К. П., Ш у м е л и ш с к и й М. Г. «Холодильная техника», 1954,
№ 3.
7. Жадан С. 3. Использование низкопотенциального тепла для получения
холода во фреоновой эжекторной машине. Автореферат М., 1954.
8. Мартыновский В. G. «Холодильная техника», 1953, № 1.
9. М а р т ы н о в с к и й В. С, Ж а д а н С. 3. «Холодильная техника», 1953, № 4.
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
1. Вукалович М. П., Новиков И. И. Уравнение состояния реальных
газов, М.—Л., Госэнергоиздат, 1948.
2. Вукалович М. П., Новиков И. И. Техническая термодинамика, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1952.
3. Додж Б. Ф. Химическая термодинамика в применении к химическим
процессам и химической технологии. М., Изд. иностр. лит., 1950.
4. Б о ш н я к о в и ч Ф. Техническая термодинамика, ч. 1—2, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1955—1956.
5. Г е р ш С. Я. Глубокое охлаждение, изд. 2-е, ч. 1—2, М., «Советская наука»,
1947—1949.
6. Г е р ш С. Я. Глубокое охлаждение, изд. 3-е, ч. 1, М.—Л., Госэнергоиздат, 1957.
7. RuhemannM. The separation of gases. Oxford, The Clarendon press, 1949.
8. Ha us en H. Forscnungsarbeiten auf dem Gebiete des Ingenieurwesens, 1926,
Heft 274.
9. M а л к о в М. П., Павлов К.Ф. Справочник по глубокому охлаждению в
технике, М.—Л., Гостехиздат, 1947.
10. ГельперинН. И. и др. Справочник по разделению газовых смесей методом
глубокого охлаждения, М.—Л., Госхимиздат, 1953.
11. III ю л е В. Техническая термодинамика. Пер. с нем., т\ 2, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1938.
12. Lammeren I. A. Technik der tiefen Temperaturen, Berlin, Springer-Verlag,
1941.
13. К e e s о m W. H. «Proceedings of the section of sciences», v. 35, Amsterdam,
1932, № 2. '
14. Кеезо м В. Гелий. Пер. с англ., М., Изд. иностр. лит., 1949.
15. Kurt i N., Si mon F. «Proceedings of the Royal Society of London», 1935,
№ 4.
16. D e H a a s W. J., WiersraaE.C. Communications phys. Lab. Univ. Leiden,
Suppl. 81 c; Rap. Comm. 7 Congres International du Froid, 1936.
17. Grassmann P. «Kaltetechnik», 1957, № 2.
18. Г е р ш С. Я. Эффективные циклы глубокого охлаждения и новые принципы
разделения воздуха, М., Машгиз, 1946.
19. Капица П. Л. Турбодетандер для получения низких температур и его
применение для сжижения воздуха. Труды Акад. наук СССР, т. IX, вып. 2, 1939.
20. К о h 1 е г I. W. L., J о n k e r s CO. «Kaltetechnik», 1954, №№ 9, 10.
21. Зельдович А. Г. и др. «Кислород», 1950, № 5.
22. 3 е л ь д о в и ч А. Г. и др. «Кислород», 1951, № 3.
23. КапицаП. Л. Сжижение гелия адиабатическим методом. Труды Акад. наук
СССР, т. XVI, вып. 2, 1935.
24. П л а н к Р. «Холодильная техника», 1956, № 2.
25. Dauntl. С, Неег С. V. «Physical Review», v. 75, 1949, № 6.

532
БИБЛИОГРАФИЯ
26. Тельперин Н. И. Дистилляция и ректификация, М.—Л., Госхимиздат,
1947.
27. Kirschbaum E. Destillier und Rektifiziertechnik, Berlin, Springer,
1940.
28. Ф а с т о в с к и й В. Г. Разделение газовых смесей, М.—Л., Гостехиздат
1947.
29. Ф а с т о в с к и и В. Г. Редкие газы. М.—Л., Госхимиздат, 1940.
30. Ф а с т о в с к и й В. Г. Криптон и ксенон, М.—Л., Госэнергоиздат, 1941.
31. М а л к о в М. и др. «Химическая промышленность», 1941, №№ 17, 18.
32. Г е р ш С. Я. Обогащенный воздух, М., Госхимиздат, 1939.
33. Глизманенко Д. Л. Получение кислорода, М., Госхимиздат, 1956.
34. Г е р ш С. Я. Кислородные установки высокого давления без предварительной
очистки и осушки воздуха. Труды МВТУ, 1955.
35. Столпер М. Б. «Кислород», 1952, № 1.
36. Столпер М. Б. и др. «Кислород», 1951, № 2.
37. У сюкин И. П. и др. «Кислород», 1951, № 1.
38. Лисичкин В. Е., Горшков А. М. Компрессорные машины, М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1948.
39. Епифанова В. И., Горшков А. М. «Кислород», 1957, № 2.
40. Р у м я н ц е в В. А. Центробежные компрессоры. Машиностроение.
Энциклопедический справочник, т. 12, М., Машгиз, 1948.
41. Страхович К. И., Рис В. Ф. Центробежные компрессорные машины,
Л., Машгиз, 1940.
42. Рис В. Ф. Центробежные компрессорные машины, М.—Л., Машгиз, 1951.
43. Френкель М. И. Поршневые компрессоры, М.—Л., Машгиз, 1949.
44. СекуноваО. Н. Поршневые компрессоры. Машиностроение.
Энциклопедический справочник, т. 12, М., Машгиз, 1948.
45. БуткевичК. С. и др. Эксплуатация кислородных установок, М., Машгиз,
1949.
46. Епифанова В. П., ГильманИ. И. «Кислород», 1951, № 3.
47. Епифанова В. И., ГильманИ. И. «Кислород», 1951, № 4.
48. Б у т к е в и ч К. С, А р д а ш н и к о в И. Я. «Кислород», 1952, № 1.
49. Swearingen I. S. «Chemical Engineering progress», v. 1, 1947, № 2.
50. L a d у E. R. British Chemical Engineering, v. 2, 1957, № 3.
51. ВНИИКИМАШ. «Кислород», 1957, № 1.
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
1. Вейнберг Б. С, Лаврова В. В. Методы испытаний компрессионных
холодильных машин, М., Пищепромиздат, 1953.
2. Von Cube H. L., BenkeK., Van SambeekJ. A. A. «Kaltetechnik»,
1958, № 7.
3. Правила по применению и поверке расходомеров с нормальными диафрагмами,
соплами и трубами Вентури, № 27—54, М., Машгиз, 1955.

АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Абсорбер 405, 494
Абсорбционная холодильная машина 54, 398
— — — графический метод расчета, 399
— — — для динамического отопления 55
— — — непрерывного действия
безнасосная с нейтральным газом 399
— — — обращенная бромисто-литиевая 56
— — — периодического действия 399
— — — с применением пароструйного
аппарата 402
— — — энергетические показатели 408
Автоматизация холодильных установок 346
Агрегатирование 315
Агрегаты аппаратные 318, 329
— испарительно-конденсаторные 318 .
-<- испарительно-регулирующие 318
— испытания и наладка 332
— комплексные 319, 325
— компрессор-конденсаторные 316, 324, 330
— компрессорные 315, 330
— низкотемпературные 323, 331, 333
— турбокомпрессорные 319
Адиабатическое размагничивание 22, 430
— расширение 16, 430
— — с отдачей внешней работы 28
Адсорбенты 259, 305
Адсорбер 471
Азеотропическая точка 105
Азеотропные смеси 105
Азот, получение 456
— применение 425
— физические свойства 444
Алюмогель 259
Аммиак 259
— физические свойства 58
Аммиакаты 107
Антифризы 103, 259
Аппарат Симона 441
Аппараты теплообменные вспомогательные
294
— — основные 260
Аппараты установок глубокого холода для
осушки газов 470
— —: — — — очистки воздуха 470
— — — — — хранения газов 473 '
— __ :_l. ¦_!. основные 471 ; "! ¦'¦¦
Аргон, применение 425
— физические свойства 444
Арматура агрегатов 329
— аммиачная 306
— фреоновая 307
Б
Баббит 257
Байпас пусковой 221, 350
Баллоны для воздуха 473
— для аммиака 259
— — фреона 259
Барорегулирующий вентиль 362
Батарея осушительная 470
— охлаждающая, расчет 134, 143
Блоккартер 202, 224
Блок разделения 453
Болт шатунный 225
Бронза 257 .
В
Вал коленчатый 206, 208, 226
Вентиль барорегулирующий 351, 362.
— водорегулирующий 352, 364
— запорный аммиачный 306
— — фреоновый 307
— регулирующий поплавковый 352, 374
— — ручной 307
— соленоидный 379
— терморегулирующий 350, 376, 379
Вентиляторы для воздухоохладителей 284
Взрывоопасность холодильных агентов 88
Вихревая труба 31
Вихревой эффект охлаждения 19
Вкладыши головки шатуна 205
Влагосодержание 138
Влажность абсолютная 138
— относительная 138
Влажный воздух 138
— ход компрессора 220
Влияние гидростатического напора на
температуру кипения 261
Водоаммиачный насос '408
— раствор 50, 53, 110 .
Водород, получение 440
— применение 425

534
АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Водород, физические свойства 444
Водорегулятор 352, 364
Водяной эквивалент 477
Воздух, коэффициент сжижения 433
— разделение на составные части 442
— состав 442
— термодинамические диаграммы 429, 444
— физические свойства 444
Воздухоотделитель 302
Воздухоотсасывающие устройства паро-
эжекторной машины 420
Воздухоохладители мокрые 287
— расчет 291
— ребристые 282
— с насадкой 288
— смешанного типа 290
— сухие 282
— форсуночные 289
Воздушная машина Филипса 30, 438
Воспламеняемость холодильных агентов 88
Вязкость масел 246
— холодильных агентов 82
Г
Газы реальные 62, 426
Гелиевый сжижитель 440
Гелий, получение 440, 455
— физические свойства 444
Генератор-кипятильник 403, 493
Гидравлический удар 220
Гидравлический эквивалентный диаметр
120
Гидравлическое сопротивление аппаратов
144, 262
— — пучков труб 145
Гидромеханический расчет теплообменных
аппаратов 143, 262
Гильзы цилиндров 203, 224
Градации компрессоров 199
Графит 258
Графо-аналитический метод определения
числа тарелок 447
— — расчет теплообменных аппаратов
141, 261
Грязеуловитель 304
д
Давление индикаторное среднее 148, 489
— нагнетания 164
— насыщения 138
— пара над раствором 100
— парциальное 100
— промежуточное 43
— трения 155, 160
Давления пробные 196
— рабочие 91
Десорбция газов 13, 22, 441
Детандер поршневой 461, 468
¦— турбинного типа 468
Диаграмма индикаторная 154, 489
Диаграммы термодинамические 32
— — растворов 105
Диаграмма для воздуха 429, 444
— d, i для влажного воздуха 138
Динамическое отопление 47
Дифференциальное уравнение
теплопроводности 112
Диффузор турбокомпрессора 234
Диэлектрическая постоянная холодильных
агентов 81
Дросселирование 17
— газа 17, 428
— на всасывании 222, 241
3
Загрязнения в аппаратах 115
— термические сопротивления 262
— толщина 142
Задвижки ручные 306
— с моторным приводом 380
Закон Блазиуса 144
— Генри 100
— Дальтона 101
— Рауля 100
— соответственных состояний 427
— Фурье 112
Законы Коновалова 109
Замша 259
Заполнение испарителя агентом 276
Защита компрессоров от гидравлических
ударов 220
— — — прекращения подачи смазки 220
— — — повышения давления нагнетания
218
— — — понижения давления всасывания
220
— от коррозии 253, 266
— турбокомпрессоров от помиажа 328
— электродвигателей 345
Зеротор 15
Зона дегазации 402
— несмесимости 100, 245
И
Изобарный потенциал 108
Изотермический эффект дросселирования
17, 429
Индикаторная диаграмма 154, 489
— мощность 489
Индикаторное давление среднее 148, 489
Индицирование компрессора 489
Испарители вертикальнотрубные 279
— кожухо-змеевиковые 276
— кожухотрубные 276
— оросительные 279
— погружные 281
— характеристики 276
Испытания аппаратов на плотность и
прочность 261
Испытания компрессора аа плотность и
прочность 196

АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
535
К
Калориметр со вторичным агентом 477
— электрический 477
Кальций хлористый 97, 259
ГОСТ 259
Капиллярная трубка 351
Картер компрессора 202, 224
Кипение 15, 125
Кипятильник 403, 493
Кислород, получение 448
— применение 425
— физические свойства 444
Кислородные установки 449
Клапан обратный 308
— предохранительный 220
Клапаны поршневых компрессоров 211, 226
Коксовый газ, разделение 453
Коленчатый вал 206, 226
Колесо турбокомпрессора рабочее 233
Кольца Рашига 289
Кольцо поршневое 203, 225
Компрессор поршневой аммиачный 199, 201
— — бессальниковый 167
— — высокого давления 457
— — герметичный 167
— — горизонтальный 179, 199
— — двухступенчатый с
дифференциальным поршнем 191
— — идеальный 153
— — каскадной машины 193
— — кислородный 461
— — малых холодильных машин 167
— — многоступенчатый 187, 191, 458
— — низкого давления 457
— — низкотемпературных установок 187,
193
— — область применения 164, 187
— — одноступенчатый 174, 187
— — поджимающий 191
— — сальниковый 167
— — среднего давления 457
— — тепловой расчет 163
— — транспортных и судовых машин 193
— — трехступенчатый 193
— — фреоновый 200
— ротационный 184, 217
— — область применения 164
— — пластинчатый 184
— — роторный 184
— — с катящимся поршнем 184
— центробежный 226, 457
Конвекция 112
Конденсатор агрегата 329
— испарительный 274
— кожухотрубный 265, 267
Конденсатор-испаритель 142, 473
— оросительный 273
— пароэжекторной машины 418
— с воздушным охлаждением 268
— характеристика 263
— элементный 267
Конденсация 130
— агента на стенках лилиндра 156, 158
Конденсация многокомпонентных смесей
447
Кондиционеры агрегатные 290
Контроллер 344
Концентрация растворов 100, 104
Коридорный пучок 123, 145
Коррозия 98, 253, 266
Коэффициент влаговыпадения 142
— всасывания индикаторный 156
— вязкости холодильных агентов 82 '
— дросселирования 157
— дроссельных потерь 39
— закручивания потока 229
— индикаторного давления 154, 159
— испарения 140
— истечения 219
— лучеиспускания 133
— местного сопротивления 144, 145
— — — задвижек и вентилей 145, 307
— мощности электродвигателя 338
— напора 229
— облученности 134
— объемный поршневого компрессора 156
— отопительный 26
— Пельтье 20
— плотности 158
— преобразования 26
— подачи 154, 156, 158
— подогрева 157
— полезного действия адиабатический
28, 154, 159, 228
— — — двигателя 155
— — — индикаторный поршневого
компрессора 154, 159
— — — механический поршневого
компрессора 155
— — — — турбокомпрессора 228
— — — напорный турбокомпрессора 229
— — — гюлитропический
турбокомпрессора 228
— — — термический 51
— — — электрический 155
— — — электродвигателя 155
— — — эффективный поршневого
компрессора 155
— расхода 230
— сжижения 433
— сжимаемости 427
— сопротивления трения 144
— тепловой 46, 49
— теплоотдачи 113
— — излучением 135
— — кипящих растворов 127
— — при движении в винтовом змеевике
122
— — — — вдоль плоской плиты 123
— — — кипении в большом объеме 126
— — — — — трубе 127
— — — конденсации 130
— — — — внутри горизонтальных труб
132
— — — — на ребристом пучке 131
— ламинарном движении в трубе
120

536
АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Коэффициент теплоотдачи при обтекании
одиночной трубы 122
— — — переходном движении в трубе
121
— — — свободном движении 124
— — — стекании жидкости пленкой 125
турбулентном движении в трубе
121
— — пучков труб 122
— — ребер условный 116
— — условный при теплообмене воды и
воздуха 143
— теплопередачи в абсорберах 406
— — — воздухоохладителях 286
— — через жидкостную прослойку 124
— — — многослойную плоскую стенку
113
— — — — цилиндрическую стенку ИЗ
— — — плоскую стенку ИЗ
— — — ребристую стенку 116
— — — цилиндрическую стенку 113
— теплопроводности металлов и сплавов
114
— — осадков и загрязнений 115
— — холодильных агентов 79
— трансформации тепла 47, 55
— электропроводности холодильных
агентов 82
— эффективности термоэлемента 21
Кратность максимального момента 340
— циркуляции 46, 54
Крейцкопф 206, 224
Кривая давления пара, воды и
холодильных агентов 62
— инверсии 18
— расслоения 245
Кривошип 204
Криоскопическая постоянная растворов
103
Криптон 425, 444
Кристаллизация 13
Кристаллогидраты 106
Критериальное уравнение конвективного
теплообмена 119
Критерий подобия Грасгофа 119
— — Нуссельта 119
Прандтля 119
Рейнольдса 119
Критическая область раствора 105
Критический диаметр изоляции 114
Критическое- число оборотов 233
Крышки ложные 220
Ксенон 425, 444
Л
Ламинарный режим 120
Латунь 257
Летучесть 104
Лед водный 13, 16
— сухой 16, 23, 44
— эвтектический 99
Лопатки турбомашин 239
Лубрикатор 217
Лучистый теплообмен 133
М
Магнитно-калорический эффект 22, 430
Манжеты 461
Мановакуумметр контактный 359 '
Маноконтроллер 219
Манометр контактный 359
Масла смазочные холодильных машин 243,
251
Маслоотделители 294
Маслособиратели 296
Материалы прокладочные и уплотнитель-
ные 258
— теплообменных аппаратов 252
Маховик 208
Медь 256
Мельхиор 253, 257
Металлы цветные 256
— черные 253
Метан, получение 455
— применение 425
— физические свойства 444
Момент маховой 208 '
— сопротивления вращению 208
— электродвигателя 338
Мощность компрессора индикаторная 154
— насоса 145, 263
— трения 155
— электродвигателя 338
— эффективная 155
Н
Набивка сальников 258
Напор турбокомпрессора 228
Насос вихревой водоаммиачный 408
— кислородный 474
— шестеренчатый 216
Натрий хлористый 95, 259
О
Обратный круговой процесс 23
— направляющий аппарат 235
Осушители 305
Отделитель жидкости 297
Отношение объемов ступеней 160, 191
— радиуса кривошипа к длине шатуна 197
— хода поршня к диаметру цилиндра 197
Отопительный коэффициент 26
Оттаивание батарей 352
— воздухоохладителей 284
Охлаждение испарительное 15
— путем десорбции 22, 441
— — размагничивания твердого тела 22,
430
Очистка воздуха 470
: , ¦¦¦ П
Палец поршневой 205, 225
Паронит 258
Парообразование 15, 125
Перекрестный ток 118

АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
537
Переохладители 299
Пирогаз, разделение 453
Плавление растворов 105
Пластины ротационных компрессоров 198,
218
Поверхностное натяжение 79, 83
Подшипники опорные и упорные для тур-
бомашин 239, 240
Показатель адиабаты различных
холодильных агентов 58, 70
— политропы обратного расширения 156
Полюс колонны 447
Поршень 203, 224
Правило прямолинейного диаметра 65
— фаз 109
Предел охлаждения 139
Прессостат 358
Припои 258
Прокладки 258
Промежуточное охлаждение 40
Промежуточные холодильники 297
— сосуды 40,'43, 294, 492
Протекторы от коррозии 253
Противовесы 207
Противоток 117
Процесс смешения 140
Пружина буферная 220
Прямоток 117
Пуск компрессоров автоматический 221
— электродвигателя 337, 340, 343
Пускатель магнитный 382
Пучок Жинаба 131
— коридорный 123, 145
— шахматный 123, 145
Р
Равновесные кривые растворов 49
Размагничивание твердого тела 22
Разность температур средняя
арифметическая 117
— — — логарифмическая 118
Рамы крейцкопфных компрессоров 202, 224
Раствор водоаммиачный 50, 53, НО
Растворимость взаимная масел и агентов
86, 244
— холодильных агентов в воде 84
Растворы идеальные 101
— концентрация 100, 104
— положительные 101
— состав 100
— температура замерзания 103
— — кипения 103
— термодинамическое равновесие 108
— эвтектические 14, 15, 95
Расчет компрессоров 193, 197
Расчетные режимы компрессоров 196
Ребристые поверхности 115, 123, 131, 282,
286
Регенераторы 471
Регулирование давления конденсации 351
— заполнения испарителя агентом 350
— производительности компрессора 221,
349
Регулирование производительности паро-
эжекторных машин 421
— скорости электропривода 341
— — турбокомпрессора 241
— температуры камер 347
— — кипения 349
— — рассола 348
Регулятор давления двухпозиционный 361
— — пропорциональный «до себя» 361
— — — «после себя» 362
— температуры 367
— уровня поплавковый 352, 374
Резина 258
Ректификационная колонна 445, 472
Ректификационные тарелки 445, 472
Ректификация 445
Реле времени 383
— давления 358
— импульсов времени 353, 382
— промежуточное 382
— расхода 380
— температуры 364, 368, 370
Ресиверы 302
Розетки клапанов 214
Ротаметр 356
Ротор ротационного компрессора 198, 217
Ряды компрессоров 199, 231
С
Сальники компрессоров поршневых 208,
226
— — ротационных 218
— — центробежных 240
Сетка проволочная 259
Сжижитель водорода лабораторный 440
— гелиевый 440
Сжимаемость газов 427
Силикагель 259
Силы инерции 207
Скольжение ротора 338
Скорость в проходных сечениях
компрессора 211
— истечения из сопла 411
— окружная колеса 233
— пара и жидкости в трубопроводах 312
— поршня средняя 197
— синхронная 336
Скрубберы 470
Смазка поршневых компрессоров 215, 243
Смеси охлаждающие 14
Сорбент 305 •
Сосуд Дыоара 473
Спирт этиловый 259
Сталь легированная 255
— литая 254
— углеродистая 254 ']
Станция управления электродвигателями
344
Статор ротационного компрессора 217
Степень насыщения 138
— неравномерности крутящего момента
208
— обратимости цикла 28

538 алфавитный
Степень сжатия 196
— сжимаемости 427
— сухости пара 51
— черноты тела 133
Сублимация 15
Т
Танки 474
Тарелки ректификационные 445, 472
Температура вспышки масел 252
— замерзания антифризов 103
— — растворов 103
— застывания масла 247
— кипения, выбор 152
— — нормальная 60, 61
— — растворов 103
— конденсации, выбор 152
— критическая 15, 61
— помутнения масла 249
— разложения агентов 87
— растворения критическая 244
Температурный градиент 112
Температуры сравнительные 163
Теория термодинамического подобия 73
Тепловой баланс холодильной машины
481—485
— насос 25
— поток критический 125
Тепловые потери изолированных труб 114
Теплоемкость влажного воздуха 138
— идеального газа 67
— насыщенной жидкости 35
— пара 35
— растворов 96
— твердых холодильных агентов 70
— холодильных агентов 66
Теплоносители 95, 259
Теплообмен газа со стенками цилиндра
156, 158
— между водой и воздухом 139
Теплообменники установок глубокого
холода 471
— фреоновые 301, 493
Теплопроводность 112, 135
— холодильных агентов 83
Теплота парообразования 15, 66
— Пельтье 20
— плавления 66, 103
— растворения дифференциальная 104
— — интегральная 104
— сублимации 16, 66
Термическое сопротивление осадков и
загрязнений 262
Термодинамический потенциал 108
Термометр контактный 367
Термостат 364
Термоэлемент 20
Томпак 257
Точка азетропическая 105
— инверсии 18, 428
— криогидратная 14, 95
— критическая 15, 61
— росы 139
УКАЗАТЕЛЬ
Точка тройная 15
Трансформатор тепловой 55
Трубные соединения 308
Трубопроводы, расчет 312
Трубы медные 308
— ребристые накатные 265
— стальные 308
Турбодетандер 468
— Капица 437
Турбокомпрессор 226
— конструкции 235, 239
— характеристики 230
У
Углекислота 16, 23, 44
— физические свойства — см.
Холодильные агенты 78
Удельный объем влажного воздуха 138
— — холодильных агентов 62
Указатель уровня дистанционный 372
*— — радиоактивный 356
Унификация конструкций компрессоров
198
Управление электроприводом 343
Уравнение Антуана 62
— Бачинского 83
— Зутерланда 82
— Кистяковского 60
— Клапейрона — Менделеева 62
— Клапейрона — Клаузиуса 16, 66, 109
— Кутателадзе 130
— Предводителева 83
— состояния приведенное Ван-дер-Ваальса
427
— Тизена 66
Уравнения состояния Бертло 426
— Битти-Бриджмена 426
— Ван-дер-Ваальса 426
— Вукаловича-Новикова 426
Уравновешивание сил инерции 207
Уровень жидкого агента в испарителе 276,
350
Ускорение возвратно-поступательных масс
197
Установки глубокого охлаждения, типы
448
Ф
Фазовые превращения 13
Физические константы газов 58, 444
Фильтры 304
— воздушные 470
Фланцевые соединения 309
Фреоны, ГОСТ 259
— физические свойства 58
Формула Карасиной 123
— Конакова 144
— Кружилина 126
— Кутателадзе 130
— Льюиса 140
— Иикурадзе 144

АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
539
Формула Нуссельта 130
— Ньютона ИЗ
— Эйлера 229
X
Холодильная машина абсорбционная 54,
398
— — компрессионная 32, 147
— — магнитная 22, 430
— — пароэжекторная 48, 410
— — Филипса для сжижения воздуха 30,
438
Холодильные агенты 57, 259
— — абсорбционных машин 398
— — взаимодействие с водой 84
— — воспламеняемость 88
— — для турбокомпрессоров 230
— — классификация 57
— — область применения 93
— — растворимость в маслах 86, 244
— — реакционноспособность к
материалам 87
— — температура разложения 87
— — теплоемкость 66
— — теплопроводность 79, 83
— — химические свойства 84
¦— — чистота 84
— — ядовитость 89
Холодильный коэффициент цикла
действительного 28
— — — двухступенчатого 40
— — — каскадного 46
— — — теоретического воздушной
машины 26
•— — — трехступенчатого 44
Холод ©производительность холодильных
машин брутто 148, 480
— весовая компрессора 163
— нетто 148, 480
— объемная 32
— 1 кг холодильного агента 32
— удельная 34, 93, 148, 160
— цикла см. соответствующий цикл
— электрическая 160
— эффективная 160
ц
Циклы абсорбционных машин 54, 400
Цикл Карно обратный 23
— обобщенный обратимый 26
— обратимый 24
— раздельный теплового двигателя и
воздушной холодильной машины 46
— раствора термодинамический 51
— регенеративный 30, 37
¦— совмещенный теплового двигателя и
холодильной машины 48
— теплового насоса 25
— теплофикационный 26, 38, 40
— — с отбором пара 37
— — — переменными температурами
источников 25
Цикл холодильной машины в
надкритической области 34
— — — каскадный 45
— — — разрывной 32, 44
— — — с одноступенчатым сжатием
32
— — — — двухступенчатым сжатием 40,
149
— — — — дозарядкой рабочего тела 43
— — — — многоступенчатым сжатием в
турбокомпрессоре 227, 228
— — — —одноступенчатым
регулированием 40
— — — — применением эжектора 42, 48,
410
— — — — трехступенчатым сжатием 44,
151
— — — сухоледный 44
— — — сравнительный 39
Циклы глубокого охлаждения 432
— — — высокого давления с детандером
(Гейляндта) 435
— — — каскадный 432
— — — Линде 433
— — — низкого давления с детандером
(Капица) 436
— — — с двойным дросселированием
435
— — — двумя давлениями 434
— среднего давления с детандером (Клода)
435
— с циркуляцией детандерного воздуха
(Герша) 437
Цилиндры 202, 224
Циркуляция масла в холодильной машине
24*9
Ч
Часовой объем всасываемого газа 91
— описанный объем поршневого
компрессора 197
Число Гульдберга 60
— М 230
— ректификационных тарелок 448
— Трутона 60, 66
Чувствительный элемент 354
— — регулятора прямого действия 354,
358
— — реле давления 354
— — — расхода 356
— — — температуры 355
— — — уровня 356
Чугун 253
Ш
Шатун 205, 225
Шахматный пучок 123, 145
Шероховатость стенок труб 145, 314
Шкала мощности электродвигателей 336
Шланг дюритовый 258
Шток поршня 206, 226

540
АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
э
Эбулиоскопическая постоянная раствора
103
Эвтектическая точка 14, 95
Эвтектический раствор 14, 15, 95
Эжекторные холодильные машины 410
— — — аммиачные и фреоновые 424
Эжекторы 416, 422
Эквивалентная длина калача 286
Электрическая пробивная прочность газов
81
Электродвигатели асинхронные с коротко-
замкнутым ротором 335
— для аммиачных компрессоров 342
— — фреоновых компрессоров 343
— многоскоростные 336
— постоянного тока 337
— с фазовым ротором 336
— синхронные 337
Электропривод, выбор 338
Электропроводность холодильных
агентов 82
Энтальпия влажного воздуха 138
— раствора 104
Этан, применение 425
— физические свойства 59
Этилен, применение 425
— получение 455
Этиленгликоль 98
Эффект Джоуля-Томсона
дифференциальный 17, 428
— — — интегральный 17, 429
— охлаждения 13
— Пельтье 13, 20
— термоэлемента 21
Я
Ядовитость холодильных агентов 89

СОДЕРЖАНИЕ
От редакции 5
Обозначения и сокращения 7
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
(доктор техн. наук, профессор
Л. М. Розенфельд)
Физические принципы получения
низких температур 13
Естественное и искусственное
охлаждение 13
Использование фазовых превращений
для охлаждения 13
Охлаждение расширением газов .... 16
Использование эффекта Пельтье.... 20
Охлаждение десорбцией 22
Охлаждение посредством
размагничивания твердого тела 22
Термодинамические циклы холодильной
машины 23
Обратный термодинамический цикл . . 23
Обратные обратимые циклы 23
Циклы газовой холодильной машины . 26
Воздушная холодильная машина . . . 26
Термодинамический цикл вихревой
трубы 31
Разрывные холодильные циклы для
получения очень низких температур. 32
Циклы паровой холодильной машины . . 32
Теоретический цикл одноступенчатой
паровой холодильной машины.... 32
Потери в цикле при замене
расширительного цилиндра регулирующим
вентилем 34
Охлаждение жидкости перед
регулирующим вентилем 36
Сокращение необратимых потерь
цикла с регулирующим вентилем .... 37
Цикл'ы с адиабатическим сжатием пара 38
Теоретические циклы
двухступенчатых холодильных машин 40
Холодильный цикл с применением
пароструйного аппарата . . 43
Теоретические циклы
трехступенчатых холодильных машин 44
Цикл каскадной холодильной машины. 45
Совмещение прямого цикла теплового
двигателя и обратного цикла
холодильной машины 46
Раздельные циклы 46
Совмещенные циклы — пароструйная
холодильная машина 48
Совмещенные циклы раствора . . . , 49
Термодинамические диаграммы
растворов 49
Термодинамические циклы
растворов 51
Обратный цикл с раствором в
качестве рабочего тела ; 53
Абсорбционная холодильная машина 54
ХОЛОДИЛЬНЫЕ АГЕНТЫ
(доктор техн. наук,
профессор И. С. Бадылькес)
Общие сведения ' 57
Термодинамические свойства 61
Давление пара ...".... 61
Удельный объем пара ......... 62
Удельный вес жидкости ........ 65
Теплота парообразования 66
Теплоемкость 66
Показатель адиабаты 70
Энтальпия 71
Энтропия 72
Критерии термодинамического подобия 73
Физические свойства 78
Вязкость 78
Теплопроводность 79
Поверхностное натяжение 79
Электрическая пробивная прочность . 81
Диэлектрическая постоянная 81
Электропроводность 82
Расчет физических свойств 82
Химические свойства 84
Общие требования, предъявляемые к
чистоте холодильных агентов .... 84
Взаимодействие с водой 84
Растворимость в смазочных маслах . . 86
Реакционноспособность к материалам. 87
Температура разложения 87
Воспламеняемость, взрывоопасность. 88
Физиологические свойства ....... 89
Классификация холодильных агентов
по степени ядовитости ......... 89
Влияние холодильных агентов на.пи-
щевые продукты. . 90

542
СОДЕРЖАНИЕ
Конструктивно-эксплуатационные
свойства
Рабочие давления
Часовой объем пара, всасываемого
компрессором
Удельная холодопроизводительность.
Области применения различных
холодильных агентов
ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
(доктор техн. паук,
профессор И. С. Бадылькес)
ТЕРМОДИНАМИКА РАСТВОРОВ
(доктор техн. паук,
профессор Л. М. Розепфельд)
Свойства растворов
Термодинамическое
творов. ......
равновесие рас-
91
91
91
93
93
100
108
ОСНОВЫ ТЕПЛООБМЕНА В АППАРАТАХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
(доктор техн. паук, профессор
А. Г. Ткачев, канд. техн. паук
Г. И. Данилова)
Основные уравнения 142
Ребристые поверхности 115
Средняя разность температур .... 117
Конвективный теплообмен без изменения
агрегатного состояния 119
Вынужденное ламинарное движение в
трубе 120
Вынужденное турбулентное движение 121
Поперечное обтекание труб 122
Теплоотдача при движении вдоль
плоской стенки 123
Поперечное обтекание пучков
ребристых труб 123
Свободное движение 124
Стекание жидкости пленкой 125
Теплоотдача при кипении жидкости ... 125
Теплоотдача при кипении в большом
объеме в условиях свободной
конвекции 12R
Теплоотдача при кипении в трубах . . 127
Влияние различных факторов на
теплоотдачу при кипении 129
Теплоотдача при конденсации пара ... 130
Конденсация на вертикальной стенке
и горизонтальных трубах 130
Влияние различных факторов на
теплоотдачу при конденсации 132
Лучистый теплообмен 133
Теплопроводность при нестационарном
режиме 135
Теплообмен между водой и воздухом 138
Особенности расчета аппаратов
холодильных машин 141
Гидромеханический расчет теплообмен-
ных аппаратов 143
КОМПРЕССИОННЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Рабочие схемы компрессионных
холодильных машин (канд. техн. наук
Б. С. Вейнберг) ' 147
Выбор температур кипения и
конденсации * . 152
Теория поршневого компрессора (канд.
техн. паук Б. С. Вейгьберг) 153
Рабочие коэффициенты 154
Коэффициент подачи • 156
Коэффициент индикаторного давления 159
Индикаторный (адиабатический)
к. п. д 159
Механические потери в компрессорах. 159
Удельные показатели 160
Влияние отношения объемов ступеней
на показатели многоступенчатой
холодильной машины 160
Тепловой расчет компрессора .... 163
Сравнительные температуры 163
Поршневые и ротационные компрессоры
(ипж. Е. С. Гуревич) 164
Назначение и особенности
компрессоров хЪлодильных машин 164
Поршневые компрессоры 165
Поршневые одноступенчатые
компрессоры малых холодильных
машин 167
Поршневые одноступенчатые
компрессоры средних холодильных
машин 171
Поршневые одноступенчатые
компрессоры крупных холодильных
машин 174
Ротационные компрессоры 184
Диапазон работы одноступенчатых и
многоступенчатых компрессоров . . 187
Многоступенчатые компрессоры.... 191
Компрессоры каскадных
холодильных машин 193
Компрессоры для транспортных и
судовых холодильных машин ... 193
Исходные данные для расчета
компрессоров холодильных машин 193
Выбор основных размеров и
конструктивных параметров компрессора . . 197
Принципы унификации компрессоров
холодильных машин 198
Основные узлы и детали поршневых и
ротационных компрессоров (ипж.
Е. С. Гуревич) 202
Основные узлы и детали поршневых
компрессоров 202
Основные узлы и детали ротационных
компрессоров 217
Защита компрессоров ......... 218
Устройства для облегчения пуска
компрессоров холодильных машин . . . 220
Регулирование холодопроизводитель-
ности компрессоров 221
Центробежные компрессоры (ипж.
Е. 3. Бухтер, Б. Л. Цырлип) 226
Общие сведения 226
Основные положения теории
центробежных компрессоров 228
Выбор холодильного агента 230
Выбор основных расчетных
параметров и конструирование проточной
части 232
Конструкции центробежных
компрессоров 235
Элементы конструкций центробежных
компрессоров 239
Регулирование производительности . . 241
Привод компрессоров 242

СОДЕРЖАНИЕ
543
Смазочные масла для холодильных
машин (канд. техн. наук Б. С. Вейнберг) 243
Взаимная растворимость масел и
холодильных агентов 244
Общие свойства смазочных масел
для холодильных машин 246
Влияние масла на работу холодильной
машины 249
Масла, применяемые для
холодильных машин 2э1
Материалы (ипж. Е. С. Гуревич) .... 252
ЭЛЕКТРОПРИВОД
(инж. В. С. Щербаков)
Электродвигатели 335
Выбор электродвигателя 338
Расчет времени пуска 340
Допустимое снижение напряжения. . 340
Управление электроприводами .... 343
Защита электродвигателей 345
АППАРАТЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Основные теплообменные аппараты 260
Общие сведения . . . } (канд. техн. 260
Тепловой расчет .... I наук 261
Гидравлический расчет | Б.С.Вейнберг) 262
Конденсаторы .... J 263
Конденсаторы с воздушным
охлаждением (канд. техн. паук Д. М. Иоффе) 268
Испарители (инж. М. Г. Шумелиш-
ский) 275
Воздухоохладители и агрегатные
кондиционеры (канд. техн. наук
Н. Д. Кап) 282
Воздухоохладители 282
Сухие воздухоохладители 282
Мокрые воздухоохладители .... 287
Воздухоохладители смешанного
типа 290
Агрегатные кондиционеры 290
Пример расчета воздухоохладителя . . 290
Вспомогательные аппараты, арматура и
трубопроводы (ипж:. Е. В. Ефимова,
ипж. Л. Е. Медовар) 294
Маслоотделители 294
Маслособиратели 296
Отделители жидкости 297
Теплообменные аппараты 297
Ресиверы 302
Воздухоотделители 302
Фильтры 304
Осушители 305
Арматура 306
Трубы и трубные соединения 308
Выбор диаметров трубопроводов . . . 312
АГРЕГАТИРОВАНИЕ ХОЛОДИЛЬНЫХ
МАШИН
(ипж:. Е. С. Гуревич)
Компрессорные агрегаты 315
Компрессор-конденсаторные агрегаты
(АК) 316
Аппаратные агрегаты 318
Турбокомпрессорные агрегаты .... 319
Низкотемпературные агрегаты .... 323
Характеристики агрегатов (Б. С.
Вейнберг) 324
Подбор элементов холодильной
машины для агрегатирования 327
Основные положения по
герметичности, заводским испытаниям,
монтажу, наладке и пуску холодильных
агрегатов 332
АВТОМАТИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ
УСТАНОВОК
Основные положения (канд. техн. наук
В. Б. Якобсон, инж. В. С. Щербаков) . . 346
Способы автомати- ^
ческого
регулирования основных
величин
Автоматические
приборы
Основные элементы
Приборы,
воспринимающие
изменение давлений . .
Приборы,
воспринимающие изменение
температур ....
Приборы,
воспринимающие изменение
уровня
Приборы
регулирования заполнения
испарителей . .
Терморегулиру-
ющие вентили
Исполнительные
механизмы
Реле расхода. . . .
Реле импульсов
времени КЭП . .
Вспомогательна я
электрическая
аппаратура
Магнитные
пускатели и
промежуточные реле . . .
Схемы автоматизации
холодильных
установок
Установки малой

производительности
Установки средней
производительности ,
Установки крупной
производительности
Низкотемпературные
установки
347
354
354
В. Б. Якобсон 358
364
371
373
376
ипж.
Л. С. Вольская
379
380
В. Б. Якобсон 382
382
В. С. Щербаков
382
384
В. Б. Якобсон 384
389
В. С. Щербаков
392
393
АБСОРБЦИОННЫЕ МАШИНЫ
(доктор техн. наук, профессор
И. С. Бадылькес)
Общие сведения, области применения,
классификация 398
Тепловые схемы и основные расчеты. . 399
Конструктивные формы и компоновки
аппаратов 403

544
СОДЕРЖАНИЕ
ЭЖЕКТОРНЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ
МАШИНЫ
(ипж. М. Г. Шумелишский)
Действительный процесс ....... 411
Типы и конструктивные схемы 412
Конструкции элементов машин .... 416
Регулирование производительности и
автоматизация машин 421
Конструктивно-эксплуатационные
показатели ..... 422
Аммиачные и фреоновые эжекторные
машины 424
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
(доктор техн. наук,
профессор \С. Я. Герш |)
Термодинамические основы сжижения
газов 425
Реальные газы. Уравнения состояния. 426
Методы получения низких температур. 428
Термодинамические диаграммы .... 429
Циклы глубокого "охлаждения 432
Разделение воздуха и газовых смесей на
составные части 442
Промышленные установки глубокого
охлаждения 448
Машины для установок глубокого
охлаждения 456
Аппараты для установок глубокого
охлаждения 470
МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ
МАШИН
(инж. В. В. Лаврова)
Подготовка холодильной машины к
испытаниям 476
Общие условия проведения испытаний 477
Определение количества холодильного
агента и водоаммиачного раствора. . 478
Измерение расхода теплоносителя и
воды 479
Измерение температуры 480
Измерение давлений 480
Испытание холодильных машин 480
Испытание компрессоров 486
Поршневые и ротационные
компрессоры , 487
Центробежные компрессоры 488
Пароструйный компрессор 489
Способы определения мощности ... 489
Испытания аппаратов 490
Испарители 490
Воздухоохладители и камерные
приборы охлаждения с теплоносителем . 491
Конденсаторы 491
Промежуточные сосуды 492
Теплообменники фреоновых
холодильных машин 493
Аппараты абсорбционной холодильной
машины 493
Приложения 495
Библиография 524
Алфавитный указатель... 533
Диаграммы 1—20 Вкладка
Т — 04388. Подписано в печать 23/IV 1960 г.
Формат 70 X lOOVie. Печ. л. 43,18 + 12 вклеек. Уч.-изд. л. 65,35.
Тираж 20 000 экз. Заказ 1284.
Цена 27 руб.
Ленинградский Совет народного хозяйства. Управление
полиграфической промышленности. Типография № 1 «Печатный Двор» имени
А. М. Горького. Ленинград, Гатчинская, 26.