Абсорбционные холодильные машины

Тип работы:
Курсовая
Предмет:
Производство и технологии


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

Министерство образования и науки Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

Высшего профессионального образования

Уфимский государственный университет экономики и сервиса

Кафедра «МАПТС»

Курсовая работа

Абсорбционные холодильные машины

Выполнил:

студент группы БОДк-1

Игнатьев В.И.

Проверил:

старший преподаватель, доцент

Пахомов А.Н.

Уфа

2014 г.

Содержание

абсорбционный холодильный машина генератор

Введение

1. Теоретическая часть

1.1 История создания абсорбционных холодильных машин

1.2 Классификация абсорбционных холодильных машин

1.2.1 Одноступенчатые абсорбционные холодильные машины

1.2.2 Двухступенчатые абсорбционные холодильные машины

1.2.3 Трехступенчатые абсорбционные холодильные машины

1.2.4 Гибридные системы

1.3 Эффективность абсорбционных холодильных машин

1.4 Область применения и пример использования

2. Расчётная часть

2.1 Термодинамический расчёт цикла

2.2 Тепловой расчет генератора

2.3 Расчет испарителя

2.4 Гидравлический расчет тракта подачи исходной смеси в генератор

3. Патентный обзор

3.1 Абсорбционная холодильная машина (патент РФ № 2 224 189)

3.2 Абсорбционная холодильная машина с мультиступенчатым эжектором (патент РФ № 2 460 020)

3.3 Абсорбционно-диффузионный холодильный агрегат и способ его работа (патент РФ № 2 053 462)

Заключение

Список литературы

Введение

Абсорбция — поглощение газа в объёме, а так же избирательное поглощение одного или нескольких компонентов газовой смеси жидким поглотителем (абсорбентом). Поглощение происходит либо в результате растворения в абсорбенте, либо в результате химического взаимодействия. В 1-м случае процесс называется физической абсорбцией, во 2-м — хемабсорбцией.

Абсорбционная холодильная машина (АБХМ) — промышленная холодильная установка, предназначена для отбора и удаления избыточного тепла и поддержания заданного оптимального температурного и теплового режимов при работе различного рода производственного оборудования, технологических устройств, инструмента, оснастки, а также технологических процессов, связанных с повышенными тепловыми нагрузками. В качестве абсорбента в них используются различные растворы, например, бромида лития (LiBr) в воде.

Преимущество абсорбционной холодильной установки перед компрессионной является использование для выработки холода тепловой энергии как низкого, так и среднего потенциала. Так же она потребляет минимальное количество электроэнергии, за счёт того, что электроэнергия требуется только для работы насосов и автоматики. Абсорбционные холодильные машины малошумны, экологически безопасны, так как хладагентом является обычная вода, они утилизируют тепловую энергию сбрасываемой горячей воды, дымовых газов или производственных процессов, у них высокий срок службы, они имеют полную автоматизацию, пожаро и взрывобезопасны и не подведомственны Ростехнадзору.

В процессе абсорбции температура пара может быть ниже температуры абсорбента, поглощающего пар. Для процесса важно следующее: необходимо, чтобы концентрация абсорбируемого пара была равна или больше равновесной концентрации этого пара над абсорбентом.

Принцип действия абсорбционных холодильных установок:

Под действием тепла в генераторе из раствора бромида лития выделяются пары воды (хладагента), которые переносятся в конденсатор. Водяной пар конденсируется, отдавая тепло воде охлаждающего контура. Охлажденная вода поступает в испаритель, где при низком давлении закипает при температуре +6°C и забирает тепло от охлаждаемого контура чиллер-фанкойл. Насос прокачивает воду на форсунки, что способствует более интенсивному теплообмену. В других типах АБХМ охлаждаемый контур не обрызгивается, а погружается в ванну хладагента.

Оставшийся концентрированный раствор бромида лития через растворный теплообменник/гидравлический затвор переходит в абсорбер. Для улучшения абсорбции раствор разбрызгивается форсунками и поглощает водяной пар из испарителя. Процесс абсорбции связан с выделением теплоты, которая отводится охлаждающим контуром в абсорбере. Полученный раствор воды и бромида лития перекачивается в генератор через регулятор/теплообменник, и цикл повторяется снова.

1. Теоретическая часть

1.1 История создания абсорбционных холодильных машин

Первая абсорбционная холодильная машина была создана во Франции в 1859 году и запатентована в 1860 Фердинандом Карре (Ferdinand Carre). В качестве рабочего тела использовалась смесь аммиака и воды. Из-за высокой токсичности аммиака такие холодильные машины в то время не получили широкого распространения для домашнего применения и использовались для промышленного производства льда.

В установках кондиционирования воздуха абсорбционный холодильный цикл начал использоваться более пятидесяти лет назад.

В производственных процессах, в которых требовалось поддержание низких температур, стали применяться аммиачно-водяные АБХМ.

В конце 1950-х годов была создана первая двухступенчатая бромистолитиевая абсорбционная холодильная машина. Позже бромистолитиевые АБХМ стали использоваться не только для охлаждения помещений, но и в качестве источника горячей воды.

В 1960-х годах началось активное продвижение газодобывающими компаниями технологий, предусматривающих использование природного газа. При продвижении на рынок АБХМ, работающих на природном газе, отмечались такие их достоинства, как низкие эксплуатационные затраты и лучшая производительность. Однако совершенствование компрессоров, повышение эффективности электродвигателей, устройств управления позволили повысить эффективность компрессорных холодильных машин и снизить стоимость их эксплуатации. Кроме того, свою роль в замедлении распространения АБХМ на природном газе сыграл энергетический кризис 1970-х годов.

В 1987 году был подписан так называемый «Монреальский Протокол» по веществам, разрушающим озоновый слой, который ограничил применение хладагентов на основе хлорфторуглерода (CFC) и гидрохлорфторуглерода (HCFC). При этом непрерывно возрастала стоимость электрической энергии. В то же время стоимость природного газа оставалась достаточно стабильной, а сама технология абсорбционного охлаждения совершенствовалась. Перечисленные факторы способствовали очередному повышению интереса потребителей к АБХМ.

Холодильный цикл трехступенчатой абсорбционной холодильной машины с тремя конденсаторами и тремя генераторами был запатентован в 1985 году. Альтернативный цикл трехступенчатой абсорбционной холодильной машины с двойным конденсатором был запатентован в 1993 году. В настоящее время существуют прототипы трехступенчатых абсорбционных холодильных машин, эффективность которых превышает эффективность двухступенчатых на 30−50%.

1.2 Классификация абсорбционных холодильных машин

Абсорбционная холодильная машина — пароконденсационная холодильная установка. В этой установке хладагент испаряется за счет его поглощения (абсорбции) абсорбентом. Процесс испарения происходит с поглощением теплоты. Затем пары хладагента за счет нагрева (внешним источником тепловой энергии) выделяются из абсорбента и поступают в конденсатор, где за счет повышенного давления конденсируются.

АБХМ бывают прямого и непрямого нагрева, одноступенчатые, двухступенчатые и трехступенчатые. В машинах прямого нагрева источником тепла может быть газ или другое топливо, сжигаемое непосредственно в установке. В машинах непрямого нагрева используется пар или другой теплоноситель, посредством которого теплота переносится от источника. В качестве источника может выступать бойлер, или, например, использоваться тепловая энергия, являющаяся побочным продуктом технологического процесса. Кроме того, существуют комбинированные (гибридные) системы, в состав которых входят АБХМ и когенераторные установки на природном газе, обеспечивающие выработку тепловой и электрической энергии; использование гибридных установок позволяет оптимизировать нагрузку на систему энергоснабжения и обеспечить экономию энергетических ресурсов.

Существуют бромистолитиевые или аммиачные АБХМ. В бромистолитиевых АБХМ в качестве хлад-агента используется вода, а в качестве абсорбента — бромид лития LiBr. В аммиачных АБХМ в качестве хладагента используется аммиак NH3, а в качестве абсорбента — вода. В настоящее время наибольшее распространение получили бромистолитиевые АБХМ.

Компонент системы, поглощаемый абсорбентом в процессе абсорбции, носит название абсорбат. Соответственно, абсорбент — жидкая фаза, поглощающая абсорбат в процессе абсорбции.

1.2.1 Одноступенчатые абсорбционные холодильные машины

В одноступенчатых АБХМ («single effect», в литературе иногда используется термин «одноконтурные») хладагент последовательно перемещается через четыре основных компонента машины — испаритель, абсорбер, десорбер и конденсатор. Холодильный цикл одноступенчатой АБХМ представлен на рис. 1. Он очень похож на холодильный цикл парокомпрессионной холодильной машины. Схема одноступенчатой АБХМ представлена на рис. 2. Хладагент испаряется при понижении давления в испарителе 1. Этот процесс идет с поглощением теплоты. В отличие от парокомпрессионной холодильной машины, процесс понижения давления в испарителе происходит не за счет работы компрессора, а за счет объемного поглощения (абсорбции) хладагента жидким абсорбентом в абсорбере 2. Затем абсорбент с поглощенным им хлад-агентом (бинарный раствор) поступает в десорбер 3. В десорбере бинарный раствор нагревается за счет горения газа, паром и т. д., в результате чего происходит выделение хладагента из абсорбента. Обедненный абсорбент из десорбера возвращается в абсорбер. Хладагент поступает под большим давлением в конденсатор 4, где переходит в жидкую фазу с выделением теплоты, а затем через расширительный клапан 5 поступает в испаритель, после чего начинается новый цикл.

Рисунок 1 — Холодильный цикл одноступенчатой абсорбционной холодильной машины

Изменение концентрации хладагента в абсорбере и десорбере сопровождается изменением температуры насыщения. Для снижения потерь энергии при циркуляции абсорбента между абсорбером и десорбером устанавливается рекуперативный теплообменник.

Идеальная одноступенчатая АБХМ могла бы обеспечить холодильный эффект, равный количеству тепловой энергии, подведенной к генератору, однако из-за термодинамических потерь в реальных установках холодильный эффект всегда будет ниже, чем затраты тепловой энергии.

Рисунок 2 — Схема одноступенчатой абсорбционной холодильной машины: 1 — испаритель; 2 — абсорбер; 3 — десорбер; 4 — конденсатор; 5 — расширительный клапан

Коэффициент полезного действия одноступенчатых АБХМ относительно низок, что несколько ограничивает их область применения.

В настоящее время одноступенчатые АБХМ часто устанавливаются в тех зданиях, где имеются легкодоступные источники сбросного тепла. Машины этого типа используются в составе систем кондиционирования воздуха и в качестве источника охлажденной воды для различных технологических процессов. Установочная мощность одноступенчатых АБХМ составляет, как правило, от 25 кВт до 5 МВт.

1.2.2 Двухступенчатые абсорбционные холодильные машины

Рисунок 3 — Схема и холодильный цикл двухступенчатой абсорбционной холодильной машины с двойным конденсатором

Более высокой эффективностью по сравнению с одноступенчатыми отличаются двухступенчатые АБХМ. В этих установках, в отличие от одноступенчатых холодильных машин, используется два конденсатора или два абсорбера, с тем чтобы обеспечить более эффективное выделение хладагента из абсорбента при меньших затратах тепловой энергии.

Двухступенчатые АБХМ могут быть разных конфигураций. Две основные конфигурации — системы с двойным конденсатором и системы с двойным абсорбером. Принцип их действия основан на том, что охлаждающая способность холодильной машины зависит, прежде всего, от количества хладагента, который может быть переведен в газовую фазу в испарителе, и, используя тепловую энергию, отводимую от конденсатора или образующуюся на стадии абсорбции, можно повысить количество хладагента, десорбируемого из абсорбента.

В первом десорбере (Десорбер 1) за счет нагрева от внешнего источника образуются пары хладагента при частичной десорбции хладагента из абсорбента, которые поступают в первый конденсатор (Конденсатор 1). Обедненная смесь абсорбента и хладагента поступает во второй десорбер (Десорбер 2). Во втором десорбере происходит окончательная десорбция хладагента за счет тепловой энергии, образующейся при конденсации хладагента в первом конденсаторе (Конденсатор 1). Затем хладагент и из первого конденсатора (Конденсатор 1) и из второго десорбера (Десорбер 2) поступает во второй конденсатор (Конденсатор 2), в котором и происходит окончательный процесс конденсации.

Схема и холодильный цикл двухступенчатой АБХМ с двойным абсорбером приведены на рисунке 4.

Рисунок 4 — Схема и холодильный цикл двухступенчатой абсорбционной холодильной машины с двойным абсорбером

В этом случае генератор разделен на низко- и высокотемпературную секции. Пары хладагента из испарителя поступают во второй абсорбер (Абсорбер 2), где частично абсорбируются. Оставшиеся пары хладагента поступают в первый абсорбер (Абсорбер 1). Скрытая (латентная) теплота паров хладагента в первом абсорбере используется для десорбции паров хладагента из бинарного раствора во втором (низкотемпературном) десорбере (Десорбер 2), как показано на рис. 4.

В свою очередь, для десорбции паров хладагента из бинарного раствора в высокотемпературном десорбере (Десорбер 1) используется тепловая энергия от внешнего источника. Пары хладагента и из второго (Десорбер 2), и из первого (Десорбер 1) десорбера поступают в единственный конденсатор (Конденсатор).

В качестве источника тепловой энергии в машинах этого типа может использоваться перегретый пар высокого давления либо различные виды горючего топлива, чаще всего природный газ. Двухступенчатые АБХМ целесообразно использовать в тех случаях, когда стоимость электрической энергии высока относительно стоимости природного газа (либо другого топлива). Кроме того, двухступенчатые АБХМ могут применяться в случаях, когда есть источник перегретого пара высокого давления. Они более эффективны, но при этом отличаются более высокой стоимостью по сравнению с одноступенчатыми. Более высокая стоимость двухступенчатых АБХМ обуславливается в том числе применением более дорогостоящих материалов высокой коррозионной стойкости (из-за более высоких рабочих температур), с большей площадью поверхности теплообменника, более сложными системами управления.

1.2.3 Трехступенчатые абсорбционные холодильные машины

Трехступенчатые АБХМ являются дальнейшим логическим развитием двухступенчатых АБХМ. В настоящее время эта технология находится на начальном этапе своего развития.

Рисунок 5 — Схема и холодильный цикл трехступенчатой абсорбционной холодильной машины

Трехступнчатая АБХМ, как и двухступенчатая, может быть реализована различными способами, число возможных конфигураций здесь еще больше по сравнению с двухступенчатыми АБХМ. Простейшая трехступенчатая АБХМ представляет собой комбинацию двух отдельных одноступенчатых АБХМ, где тепловая энергия от одного контура используется в другом контуре. На рис. 5 приведены схема и холодильный цикл трехступенчатой АБХМ. Высокотемпературный цикл обеспечивает холодильный эффект за счет внешнего источника тепловой энергии, но в то же время сам является источником тепловой энергии для низкотемпературного цикла.

Системы с трехступенчатыми АБХМ столь же эффективны, как и традиционные системы с электрическими чиллерами. Однако при этом стоимость таких АБХМ будет выше, поэтому экономическая целесообразность их применения должна определяться индивидуально в зависимости от особенностей конкретного объекта.

1.2.4 Гибридные системы

Гибридные системы обладают достоинствами как абсорбционных, так и компрессорных холодильных машин. В типичной гибридной установке холодильная машина с электрическим приводом используется в часы внепиковых нагрузок на систему электроснабжения. Зачастую в это время и тарифы на электрическую энергию могут быть ниже, что приводит к уменьшению эксплуатационных затрат. В часы максимальной пиковой нагрузки на систему электроснабжения используется главным образом АБХМ, а компрессорная холодильная машина включается по мере необходимости, обеспечивая покрытие лишь части нагрузки на систему холодоснабжения. Специфика применения гибридных систем в конкретном проекте определяется характером нагрузки на систему холодоснабжения, особенностями местных тарифов на электрическую энергию и газ (либо иное топливо). Так, целесообразно использование гибридных систем на крупных промышленных предприятиях, где обслуживание инженерного оборудования осуществляется высококвалифицированным обслуживающим персоналом, способным оптимизировать режимы работы оборудования для получения максимального экономического эффекта.

1.3 Эффективность абсорбционных холодильных машин

Эффективность абсорбционных холодильных машин характеризуется холодильным коэффициентом (coefficient of performance, COP), определяемым как отношение холодопроизводительности установки к затратам тепловой энергии. Одноступенчатые АБХМ характеризуются величинами холодильного коэффициента, равными 0,6−0,8 (при максимально возможном 1,0). Поскольку холодильный коэффициент установок этого типа всегда меньше единицы, одноступенчатые АБХМ целесообразно использовать в случаях, когда есть возможность утилизации тепловой энергии, например, сбросная тепловая энергия от электростанций, котлов и т. п.

Двухступенчатые АБХМ характеризуются величинами холодильного коэффициента, равными примерно 1,0 при максимально возможном 2,0. Еще не доступные для коммерческого использования прототипы трехступенчатых АБХМ характеризуются величинами холодильного коэффициента от 1,4 до 1, 6.

Эффективность традиционных компрессорных холодильных машин также характеризуется холодильным коэффициентом, однако, поскольку в них используется электрическая энергия от источника централизованного электроснабжения, необходимо учитывать эффективность выработки электрической энергии и потери ее при транспортировке. По этим причинам прямое сравнение эффективности компрессорных холодильных машин с электроприводом и эффективности газовых АБХМ некорректно. Можно сравнить холодильный коэффициент с учетом потерь при выработке энергии и ее транспортировке.

Эффективность реальных холодильных машин значительно ниже эффективности идеальной холодильной машины, во многом за счет сложных необратимых процессов, проходящих в рабочих жидкостях. Для хладагента АБХМ, помимо обычных, предъявляется ряд специфических требований, обусловленных особенностями реализации абсорбционного холодильного цикла. Среди этих требований:

* Высокая растворимость в абсорбенте при заданной рабочей температуре абсорбера.

* Низкая растворимость в абсорбенте при заданной рабочей температуре десорбера.

* Неспособность к химической реакции с абсорбентом во всем диапазоне рабочих температур.

1.4 Область применения и пример использования

Основное преимущество работающих на природном газе АБХМ — сокращение эксплуатационных расходов за счет сокращения потребления относительно дорогостоящей электрической энергии и выравнивание пиковых нагрузок на систему электроснабжения. Кроме того, использование газовых систем охлаждения позволяет повысить надежность систем климатизации, поскольку в этом случае работоспособность системы холодоснабжения меньше зависит от надежности одного-единственного источника электроснабжения, особенно в случае использования гибридных систем. Целесообразно также применение АБХМ в качестве резервного источника холодоснабжения.

Системы охлаждения, работающие на природном газе, в конечном итоге обеспечивают более полное использование топливных ресурсов, чем сопоставимые системы охлаждения, потребляющие электрическую энергию. Типичный процесс производства электрической энергии предполагает при выработке и транспортировке потери примерно 65−75% топливных ресурсов. В то же время в газоиспользующих системах теряется всего 5−10% топлива. Утилизация сбросной тепловой энергии еще более увеличивает рентабельность АБХМ.

АБХМ имеют также ряд конструктивных преимуществ, не относящихся к области эффективного использования топливно-энергетических ресурсов:

* Экологическая безопасность за счет отказа от использования хладагентов на основе CFC (хлорфторуглерода) и HCFC (гидрохлорфторуглерода).

* Пониженный шум при работе оборудования, отсутствие вибраций.

* Отсутствие высокого давления в системе.

* Отсутствие массивных движущихся частей.

* Высокая надежность установок.

* Низкая стоимость обслуживания.

В процессе сгорания газа в АБХМ образуется некоторое количество вредных выбросов, однако весьма незначительное, поскольку современные установки обеспечивают достаточно полное сгорание. С другой стороны, эти выбросы образуются непосредственно на месте функционирования установки, и этот фактор в некоторых случаях может являться критическим.

АБХМ прямого нагрева могут использоваться, помимо выработки охлажденной воды, и для получения горячей воды в том случае, если они оборудованы вспомогательным теплообменником и контур горячей воды оборудован необходимыми устройствами управления. Если система используется подобным образом, то, как правило, общие приведенные затраты (включая капитальные затраты, расходы на пусконаладку, эксплуатационные затраты), будут ниже, чем затраты при использовании отдельных холодильной машины и бойлера.

Относительно высокие капитальные затраты ограничивают широкое распространение АБХМ. Низкая эффективность одноступенчатых АБХМ ограничивает их конкурентоспособность, за исключением случаев использования легкодоступной сбросной тепловой энергии. Даже применение двухступенчатых АБХМ экономически оправдано не во всех ситуациях.

Еще одно ограничение применения АБХМ связано с относительно высокими затратами энергии на работу насосов. Производительность водяного насоса конденсатора в общем случае является функцией потока холодоносителя. Технологии охлаждения, отличающиеся более низким холодильным коэффициентом, обычно требуют более высокого потока холодоносителя по сравнению с технологиями, обеспечивающими более высокий холодильный коэффициент, и, соответственно, большей производительности (размеров) циркуляционного насоса. Точно так же при использовании абсорбционных холодильных машин из-за большего объема холодоносителя требуются градирни большего размера, чем при использовании холодильных машин с электроприводом компрессоров.

Рисунок 6 — Схема установки холодоснабжения с использованием тепловой энергии от сжигания отходов

Рассмотрим пример построения системы климатизации с использованием (утилизацией) тепловой энергии от сжигания отходов для абсорбционного охлаждения. Такая система была реализована в Бельгии. В данном случае была использована АБХМ мощностью 600 кВт. На рис. 7 приведена схема установки.

В состав системы климатизации первоначально входили три компрессорных холодильных машины, каждая из которых оборудована четырьмя поршневыми компрессорами. В ходе модернизации параллельно этим холодильным машинам была установлена бромистолитиевая АБХМ. Средняя холодильная нагрузка объекта составляет 321 кВт * ч, максимальная 790 кВт * ч. Поскольку мощность АБХМ превышает среднюю холодильную нагрузку, она может использоваться в течение большей части года, по расчетам примерно 80% года. При холодильной нагрузке 321 кВт * ч на абсорбционное охлаждение необходимы затраты тепловой энергии в 497 кВт * ч при холодильном коэффициенте 0,65.

В системе используется градирня производительностью 1376 кВт * ч. Для повышения эффективности установки был установлен бак-аккумулятор охлажденной воды емкостью 8000 л.

Для передачи теплоты дымовых газов промежуточному теплоносителю (воде) используется четырехрядный теплообменник из стальных оребренных труб. Теплообменник установлен в секции очистки дымовых газов с байпассированием. Байпассирование регулируется клапанами с контроллером, позволяющим путем частичного открытия клапанов поддерживать постоянную температуру теплоносителя после теплообменника выше 110 °C.

В холодное время года, когда потребность в холодоснабжении невелика, перегретый дымовыми газами теплоноситель используется в качестве источника тепловой энергии для системы водяного отопления через теплообменник.

При использовании (утилизации) теплоты дымовых газов для абсорбционного охлаждения из-за более низкой температуры дымовых газов на входе вытяжного вентилятора обеспечивается дополнительная экономия электрической энергии на вращение вентилятора. Так, при утилизации 497 кВт * ч тепловой энергии дымовых газов требуемая мощность вентилятора уменьшается на 8 кВт (с 14 до 6 кВт).

Выбор мощности абсорбционной холодильной машины определялся отношением средней холодильной нагрузки к максимальной (пиковой). Если пиковая нагрузка наблюдается лишь в течение короткого периода, то абсорбционное охлаждение более экономично в случае, если оно покрывает именно среднюю холодильную нагрузку. При средней холодильной нагрузке 321 кВт * ч и при среднем холодильном коэффициенте 2,9 для компрессорных холодильных машин для снятия холодильной нагрузки требуется 110 кВт электрической мощности. При использовании (утилизации) тепловой энергии от сжигания отходов для абсорбционного охлаждения эта электрическая энергия не используется. Дополнительная экономия, как было указано выше, образуется за счет уменьшения температуры дымовых газов, при которой электрическая нагрузка вытяжного вентилятора уменьшается на 8 кВт. Однако при абсорбционном охлаждении требуется и дополнительное электроснабжение — 8,2 кВт непосредственно для обеспечения работы АБХМ, 2 кВт для вентилятора градирни, 7,8 кВт на работу циркуляционных насосов. Таким образом, чистое снижение электрической нагрузки составляет 101 кВт.

В рассматриваемом случае стоимость электрической энергии составила 2,9 бельгийских франка за 1 кВт * ч (проект был реализован до введения единой европейской валюты). Линия по сжиганию отходов функционирует семь дней в неделю в три смены (практически круглосуточно), и ее время работы в год составляет 8064 ч при коэффициенте загрузки 0,868. Таким образом, годовой экономический эффект от внедрения утилизации теплоты дымовых газов на абсорбционное охлаждение составил 2 050 168 бельгийских франков. Стоимость установки (капитальные затраты) составила 6 830 360 бельгийских франков. Период окупаемости (без учета фактора дисконтирования), таким образом, составил менее четырех лет. Однако следует отметить, что, поскольку АБХМ используется лишь для покрытия средней холодильной нагрузки, для покрытия пиковых нагрузок необходимо использовать компрессорные холодильные машины, и этот факт необходимо учитывать при оценке эффективности проекта в целом.

2. Расчётная часть

2.1 Термодинамический расчёт цикла

Рисунок 7 — Процессы абсорбционной холодильной установки

Так как температура охлаждаемого помещения, то принимаем температуры рассола на входе и выходе из испарителя: и.

Температура испарения:

, (1)

.

Так как температура охлаждающей воды на входе в конденсатор, то принимаем температуру воды на выходе.

Температура конденсации:

, (2)

По таблицам состояния насыщения для аммиака:

Температура крепкого раствора на выходе из абсорбера:

, (3)

По давлению и температуре определяем концентрацию раствора и его энтальпию.

,

Температура слабого раствора на выходе из генератора, принимая давление греющего пара pгр.п. = 0,35 МПа:

, (4)

По давлению и по температуре определяем концентрацию слабого раствора и его энтальпию.

,

.

Кратность циркуляции (т.е. отношение массового расхода крепкого раствора к массовому расходу паров ХА из дефлегматора):

, (5)

При правильно организованном процессе дефлегмации и ректификации, поэтому:

Температура пара после дефлегматора должна на превышать температуру конденсации чистого агента при давлении.

, (6)

,

Его энтальпия определяется по диаграмме по и.

По диаграмме определяется параметры пара, равновесного кипящему крепкому раствору.

Жидкость:

,, ,.

Пар:

,, ,.

Удельный отвод флегмы из дефлегматора (т.е. отношение массового расхода флегмы к массовому расходу пара на выходе из дефлегматора).

Флегмовое отношение:

, (7)

.

Удельная тепловая нагрузка дефлегматора, т. е. отвод теплоты из дефлегматора на единицу массового расхода пара из дефлегматора:

, (8)

Параметры слабого раствора после теплообменника:

,

,

,

,

.

Энтальпия крепкого раствора на входе в генератор, пренебрегая приростом энтальпии раствора в насосе, вследствие малого значения этой величины, т. е. из условия

.

, (9)

Энтальпия крепкого раствора не должна превышать энтальпию кипящего раствора с концентрацией при давлении.

Энтальпия слабого раствора после теплообменника:

, (10)

Удельная тепловая нагрузка теплообменника:

, (11)

Удельная тепловая нагрузка конденсатора:

, (12)

где по диаграмме.

Температура паров ХА после охлаждения:

, (13)

где — температура жидкого ХА после конденсатора, т. е..

Удельная тепловая нагрузка охладителя:

, (14)

энтальпия пара по диаграмме при и.

Энтальпия жидкого аммиака перед дросселем:

, (15)

Удельная холодопроизводительность установки:

, (16)

Удельное количество тепла, отводимое в адсорбере:

, (17)

Энтальпия точки смешения:

.

, (18)

.

Удельная тепловая нагрузка генератора:

(19)

Тепловой баланс установки:

, (20)

, (21)

,

расхождение баланса

.

Расход ХА (аммиака):

, (22)

где ,

Тепловые нагрузки аппаратов:

— генератора ,

— абсорбера ,

— охладителя ,

— конденсатора ,

— дефлегматора ,

— теплообменника.

Удельный расход тепла:

, (23)

.

Холодильный коэффициент:

, (24)

.

2.2 Тепловой расчёт генератора

В качестве исходных данных имеем:

количество дистиллята ,

массовое содержание аммиака в исходной смеси ,

массовое содержание аммиака в дистилляте ,

массовое содержание аммиака в кубовом остатке ,

флегмовое отношение ,

кратность циркуляции.

Определяем количество исходной смеси и кубового остатка по следующим формулам:

, (25)

,

, (26)

.

Определяем молярные доли аммиака в исходной смеси, дистилляте и кубовом остатке. Молекулярная масса аммиака, воды.

, (27)

,

,

Для определения числа тарелок графическим методом строим диаграмму равновесия для бинарной смеси аммиак — вода.

Рисунок 8 — Диаграмма равновесия для бинарной смеси аммиак-вод

Таблица 1 — Таблица равновесия для бинарной смеси аммиак-вода

Температура

190

0

0

0

0

160

0,11

0,52

0,116

0,534

140

0,184

0,744

0,199

0,755

125

0,24

0,85

0,25

0,857

111

0,3

0,9

0,31

0,905

80

0,46

0,976

0,474

0,977

60

0,584

0,999

0,6

0,999

40

0,81

0,9999

0,82

0,9999

33

1

1

1

1

, (28)

,

Определяем минимальное флегмовое число:

, (29)

По графику равновесия определяем действительное число тарелок. Одну тарелку используем на насадку.

Принимая КПД тарелки зт=0,5, определяем действительное число тарелок:

, (30)

Уравнения рабочих линий:

а) верхней части колонны

, (31)

б) нижней части колонны

, (32)

Средние концентрации жидкости:

а) верхней части колонны

, (33)

б) нижней части колонны

Средние концентрации пара находим по уравнениям рабочих линий:

а) верхней части колонны

б) нижней части колонны

Средние температуры пара определяем по диаграмме (рис. 2):

а) верхней части колонны

при

б) нижней части колонны

при

Средние мольные массы и плотности пара:

, (34)

(35)

а) ,

.

б) ,

.

Средняя плотность пара в колонне:

.

Температура вверху колонны при равняется, а в кубе-испарителе при она равняется. Плотность жидкого аммиака при, а воды при. Принимаем среднюю плотность жидкости в колонне:

, (36)

,

, (37)

Объемный расход проходящего через колонну пара при средней температуре в колонне:

, (38)

,

(39)

где.

Диаметр колонны:

, (40)

Принимаем диаметр колонны, тогда скорость пара в колонне будет равна:

, (41)

Высота тарелочной части колонны:

, (42)

где — расстояние между тарелками.

Для диаметра колонны принимаем расстояние между тарелками равным. Тогда:

Произведем расчет насадочной части колонны. Выбираем насадку из керамических колец Рашига.

Для беспорядочно засыпанных керамических колец Рашига размером 25Ч25Ч3 мм: удельная поверхность и свободный объем.

Диаметр насадочной части колонны:

(43)

Скорость пара определяется следующим путем. Сначала рассчитываем фиктивную скорость пара в точке захлебывания (инверсии) по уравнению (при > >):

, (44)

где — удельная поверхность насадки,;

— ускорение свободного падения,;

— свободный объем насадки,;

и — плотности пара и жидкости,;

— динамический коэффициент вязкости жидкости;

G и D — массовые расходы жидкости и пара,;

А=0,125 — для ректификационных колонн в режиме эмульгирования.

, (45)

где.

,

,

,

,

Определяем рабочую скорость пара для колонн, работающих в пленочном режиме:

, (46)

,

Принимаем диаметр насадочной части колонны.

Определяем высоту насадочной части колонны:

, (47)

где — эмпирический коэффициент для большинства органических

жидкостей; для керамических колец принимается равным — 88;

— диаметр выбранных колец насадки, мм;

=35 — молекулярная масса разгоряченной смеси;

— плотность флегмы,;

— коэффициент, учитывающий смачивание насадки,;

— средняя температура в колонне, К.

Высота насадочной части

Определяем высоту колонны:

,, ,

,

Расстояние между тарельчатой частью и насадкой примем равной 450 мм.

Тогда:

2.3 Расчёт испарителя

Тепловой расчет испарителя для охлаждения жидкого хладоносителя, рассола — раствора NH3 в воде, ведут по формуле:

(48)

Если заданная холодопроизводительность установки равна Qо, то с учетом тепловых потерь в окружающую среду тепловая нагрузка испарителя определится формулой:

.

,

, (49)

Тогда:

Выбираем аммиачный кожухотрубчатый испаритель завода «Компрессор» марки 180-ИКТ.

Количество рассола, циркулирующего в системе испарителя,

(50)

где — изобарная теплоемкость рассола,

— температура рассола на входе в испаритель,

— температура рассола на выходе из испарителя.

Скорость движения рассола в трубах испарителя определяется по формуле:

, (51)

где: — плотность рассола;

— площадь сечения одного хода по трубам, определяется по формуле:

, (52)

здесь — внутренний диаметр труб испарителя;

— общее число труб;

— число ходов труб испарителя.

,

Коэффициент теплопередачи испарителя определяется двумя методами, результаты которых сравнивают.

I метод

Коэффициент теплопередачи:

, (53)

где — поверхность теплообмена испарителя; определяется по

типоразмеру испарителя;

— средняя разность температур между аммиаком и рассолом,

определяется по выражению;

, (54)

где — температура испарения аммиака.

II метод

Тепловой поток через трубы испарителя находят по формуле:

(55)

Коэффициент теплопередачи определяется по выражению:

,

где — коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к аммиаку;

— коэффициент теплоотдачи от рассола к стенке трубы;

и — диаметр труб, соответственно внутренний и наружный;

— толщина стенки труб, слоя загрязнения маслом и

отложением соли, соответственно;

— коэффициент теплопроводности металла трубы, масла и соли.

Для аммиачных испарителей принимают:

, ,

,.

Термическим сопротивлением стенки трубы ст/ст в расчете можно пренебречь.

Величина коэффициента определяется из выражения:

Величина коэффициента находится по формуле:

(56)

где — критерий Нуссельта;

— коэффициент теплопроводности рассола.

Значение критерия Нуссельта определяют из критериального уравнения:

, (57)

в котором:

, (58)

,

, (59)

,

(60)

(61)

.

здесь — динамический коэффициент вязкости рассола.

Тогда:

,

, (62)

.

2.4 Гидравлический расчет тракта подачи исходной смеси в генератор

Рисунок 9 — Схема трубопровода подачи крепкого раствора в генератор.

Так как в тракт подачи исходной смеси в генератор входит теплообменник раствора, то нам необходимо выполнить конструктивный расчёт данного теплообменника.

Расчёт теплообменника.

Тепловая нагрузка аппарата:

(63)

Средняя разность температур между греющим паром и раствором:

(64)

Принимаем коэффициент теплопередачи

;

Поверхность нагрева аппарата:

(65)

.

Выбираем двухтрубный теплообменник.

Диаметр внутренней трубы; диаметр наружной трубы; слабый раствор направляется в трубу меньшего диаметра.

Общая длина труб:

(66)

Число труб при длине одной трубы

(67)

Скорости движения слабого и крепкого раствора:

(68)

(69)

Гидродинамический расчёт теплообменника раствора.

Полный напор:

(70)

где — сумма гидравлических сопротивлений поверхностей

теплообменника;

— сумма потерь напора за счёт местных сопротивлений;

— сумма потерь, обусловленных ускорением потока (у нас

=0);

— затраты напора для преодоления гидростатического столба

жидкости (у нас теплообменник включён в замкнутую сеть, а значит

=0); значит:

,

, (71)

, (72)

здесь — коэффициент сопротивления трения;

— коэффициент местного сопротивления;

— длина труб;

— эквивалентный диаметр трубы;

— плотность крепкого раствора;

— скорость движения крепкого раствора в трубах теплообменника.

;

Определим:

(73)

;

где — кинематический коэффициент вязкости при,

.

Так как, то коэффициент сопротивления трения определяем по формуле Никурадзе:

(74)

;

тогда:

;

Полная потеря напора в теплообменнике:

;

Гидродинамический расчёт трубопровода.

а) В случае включения в тракт подачи смеси теплообменника раствора.

;

где — сумма гидравлических сопротивлений поверхностей

трубопровода;

— сумма потерь напора за счёт местных сопротивлений;

; (75)

где — скорость движения крепкого раствора в трубопроводе;

— коэффициент местного сопротивления;

— длина труб;

— диаметр трубопровода;

— плотность крепкого раствора.

; (76)

где — сумма гидравлических сопротивлений поверхностей

трубопровода на участке трубопровода от абсорбера до насоса;

— сумма гидравлических сопротивлений поверхностей

трубопровода на участке трубопровода от насоса до теплообменника;

— сумма гидравлических сопротивлений поверхностей

трубопровода на участке трубопровода от теплообменника до

генератора;

Определим:

; (77)

где — кинематический коэффициент вязкости при, .

Т.к, то коэффициент сопротивления трения определяем по формуле Никурадзе:

;

тогда:

(78)

Определим:

;

где — кинематический коэффициент вязкости при;.

Так как, то коэффициент сопротивления трения определяем по формуле Никурадзе:

;

тогда:

(79)

.

Определим:

;

где — кинематический коэффициент вязкости при, .

Так как, то коэффициент сопротивления трения определяем по формуле Никурадзе:

;

тогда:

;

Сумма гидравлических сопротивлений поверхностей трубопровода:

;

Полная потеря напора в трубопроводе в случае включения в тракт подачи смеси теплообменника раствора:

;

Суммарная потеря напора в тракте подачи исходной смеси в генератор в указанном случае:

;

б) В случае выключения из тракта подачи смеси теплообменника раствора.

;

где — сумма гидравлических сопротивлений поверхностей трубопровода;

— сумма потерь напора за счёт местных сопротивлений;

;

где — скорость движения крепкого раствора в трубопроводе;

— коэффициент местного сопротивления;

— длина труб;

— диаметр трубопровода;

— плотность крепкого раствора.

;

где — сумма гидравлических сопротивлений поверхностей трубопровода на участке трубопровода от абсорбера до насоса;

— сумма гидравлических сопротивлений поверхностей трубопровода на участке трубопровода от насоса до генератора;

;

Определим:

;

где — кинематический коэффициент вязкости при, .

Т.к, то коэффициент сопротивления трения определяем по формуле Никурадзе:

; тогда:

;

;

Определим:

;

где — кинематический коэффициент вязкости при, .

Т.к, то коэффициент сопротивления трения определяем по формуле Никурадзе:

;

тогда:

;

Сумма гидравлических сопротивлений поверхностей трубопровода:

;

Полная потеря напора в трубопроводе в случае выключения из тракта подачи смеси теплообменника раствора:

.

3. Патентный обзор

3.1 Абсорбционная холодильная машина (патент РФ № 2 224 189)

Рисунок 10 — форма выполнения абсорбционной холодильной машины согласно изобретению;

Рисунок 11 — диаграмма достигнутых экспериментальным путем значений кпд абсорбционной холодильной машины согласно изобретению, при разных температурах на входе в зависимости от настройки байпасного регулирующего клапана;

Рисунок 12 — бапасный клапан в разрезе

Рисунок 13 — форма выполнения пузырькового насоса

Абсорбционная холодильная машина системы «Platen-Munters», содержащая генератор для испарения хладагента в растворителе, сепаратор растворителя, в котором осуществляют отделение растворителя от хладагента, конденсатор для сжижения хладагента, испаритель, в котором хладагент испаряют посредством сухого газа и с охлаждением, при необходимости первый газовый теплообменник и абсорбер, в котором в обедненную смесь из хладагента и растворителя вводят испаренный хладагент, и эту смесь в генераторе повторно испаряют. Выход испарителя или выход расположенного при необходимости за испарителем первого газового теплообменника и выход генератора впадают в ведущий в абсорбер байпас. Идущую от испарителя через первый газовый теплообменник смесь из испаренного хладагента и сухого газа направляют к выходу генератора и там через байпас, где газовая смесь вступает в контакт с горячим, частично выгазованным, идущим от генератора раствором и отбирает у него дальнейший хладагент. Использование изобретения позволит повысить кпд машины даже при относительно низкой температуре 75 °C источника тепла. 2 с. и 16 з.п. ф-лы, 5 ил.

Изобретение относится к абсорбционной холодильной машине системы «Platen-Munters», содержащей генератор для испарения растворенного в растворителе хладагента, сепаратор растворителя, в котором осуществляют отделение растворителя от хладагента, конденсатор для сжижения хладагента, испаритель, в котором хладагент испаряют посредством сухого газа и с охлаждением, при необходимости первый газовый теплообменник и абсорбер, в котором в обедненную смесь из хладагента и растворителя вводят испаренный хладагент, и эту смесь в генераторе повторно испаряют.

Для эксплуатации известной абсорбционной холодильной машины системы «Platen-Munters» требуется источник тепла с температурой намного выше 100 °C. При температурах 100 °C и ниже кпд, напротив, приближается к нулю. Имеющиеся источники тепла с низкими температурами, такие как горячая вода из промышленных систем, работающих от отходящего тепла, например централизованное теплоснабжение, солнечная система отопления и т. п., непригодны поэтому для обычных выполнений этих абсорбционных холодильных машин, поскольку требуемые высокие температуры, как правило, не могут быть достигнуты.

Задачей изобретения является поэтому создание абсорбционной холодильной машины описанного выше рода, с помощью которой высокий кпд может быть достигнут даже при относительно низкой температуре, преимущественно приблизительно 75 °C.

Согласно изобретению, это достигается за счет того, что выход испарителя или выход расположенного при необходимости за испарителем первого газового теплообменника и выход генератора впадают в ведущий в абсорбер байпас, причем идущую от испарителя через первый газовый теплообменник смесь из испаренного хладагента и сухого газа направляют к выходу генератора и через байпас, где газовая смесь вступает в контакт с горячим, частично выгазованным, идущим от генератора раствором и отбирает у него дальнейший хладагент.

Идущую от испарителя через первый газовый теплообменник смесь направляют, таким образом, не непосредственно к абсорберу, а к выходу генератора и там — через байпас, и она отбирает у идущего от генератора раствора хладагент. От первого газового теплообменника можно также отказаться, так что в этом случае смесь направляют из выхода испарителя к входу байпаса. В обоих случаях можно в зоне входа абсорбера достичь низкой концентрации раствора, являющейся условием низкой температуры охлаждения, без необходимости сильного нагрева генератора. Для абсорбционной холодильной машины согласно изобретению могут найти применение поэтому источники тепла низкой температуры. За счет низкой температуры генератора уменьшается количество испаренной заодно воды, благодаря чему предотвращается снижение кпд в испарителе.

В другом выполнении изобретения предусмотрен второй газовый теплообменник, первичная сторона которого расположена между выходом испарителя или при необходимости выходом первого газового теплообменника и входом байпаса, а вторичная сторона — между выходом байпаса и входом абсорбера, так что идущая от байпаса газовая смесь охлаждается. Охлаждение газовой смеси позволяет повысить обогащение идущей от генератора обедненной жидкости.

Байпас обеспечивает низкую рабочую температуру, однако вызывает также потерю энергии. Согласно другой форме выполнения изобретения может быть предусмотрено, что между выходом испарителя и входом абсорбера или между входом и выходом байпаса расположен регулирующий клапан, с помощью которого дозируют количество направленного в обход через байпас газа, причем не направленная в обход часть течет прямо к абсорберу. Тем самым, возможно регулирование воздействия байпаса на требуемое понижение температуры источника теплоснабжения.

Согласно одному варианту изобретения регулирующий клапан выполнен в виде замыкающего накоротко байпас проходного клапана, благодаря чему при открытом клапане байпас не действует, а при закрытом клапане байпас может полностью проявить свое действие.

Согласно другому варианту изобретения регулирующий клапан выполнен в виде трехлинейного распределителя, который распределяет идущую от испарителя газовую смесь на поток к байпасу и поток к абсорберу. За счет этого байпас может быть очень точно настроен по своему действию.

Для увеличения площади контакта между протекающей через байпас газовой смесью и протекающей через него жидкостью внутренняя стенка байпасной трубы может быть покрыта стойким к аммиаку волокнистым материалом, причем стойкий к аммиаку волокнистый материал преимущественно образован стекловолокнистым холстом, который отвечает требованиям к большой поверхности и высокой стойкости.

Другой признак изобретения состоит в том, что внутри байпасной трубы расположена упирающаяся в ее внутреннюю стенку винтовая пружина, причем стойкий к аммиаку волокнистый материал зажат между внутренней стенкой и винтовой пружиной.

Это предотвращает уменьшение проходного сечения байпаса для протекающего через байпас газа.

Особенно высокий кпд достигается согласно другой форме выполнения изобретения за счет того, что хладагент образован аммиаком, а растворитель — водой.

Далее может быть предусмотрено выполнение байпаса с возможностью обогрева, благодаря чему температуру байпаса можно установить на значение, при котором притекающая газовая смесь отбирает у обедненного раствора очень высокую долю аммиака.

Далее изобретение относится к пузырьковому насосу для абсорбционной холодильной машины, содержащему по меньшей мере одну вертикальную насосную трубку, которая обогревается жидким или газообразным теплоносителем и в которой раствор хладагента движется вверх за счет образования пузырьков.

Жидкостный контур в абсорбционных холодильных машинах часто поддерживают так называемыми «маммут-насосами» или «пузырьковыми насосами», например в классической системе «Platen-Munters», в которой воду используют в качестве растворителя, а аммиак — в качестве хладагента. Поскольку для эксплуатации такой абсорбционной холодильной машины энергию можно отбирать у источника тепла, она прекрасно подходит для преобразования солнечной энергии в холод. Обычные пузырьковые насосы, однако, непригодны или плохо пригодны для обогрева теплоносителями с изменяющейся температурой, возникающей при получении солнечной энергии.

Такой пузырьковый насос состоит из двух сообщающихся между собой сосудов, заполненных водным раствором аммиака. Один из этих обоих сосудов, т. е. активная часть насоса, выполнен в виде вытянутой вверх трубки, которая нагревается, как только внутри нее высвобождается аммиак. Образующиеся газовые пузырьки гонят тогда раствор в узкой трубке вверх. В некоторых пузырьковых насосах в нижней части вытянутой вверх трубки находится маленький газосборник, в который трубка входит сверху. Там газ собирается, прежде чем он вытолкнет вверх жидкость в находящейся выше трубке.

У обоих названных типов пузырьковых насосов имеется критическая область низких температур, в которой газовые пузырьки образуются настолько медленно, что они слишком малы, чтобы заполнить все сечение насосной трубки, и поэтому движутся вверх, не захватывая жидкость. За счет этого концентрация аммиака в насосной трубке понижается. Согласно термодинамическим данным раствора аммиака в воде в этом случае, однако, повышается температура, при которой аммиак может высвобождаться. При медленном повышении температуры насоса одновременно возрастает, следовательно, требуемая минимальная температура и могут возникнуть ситуации, когда пузырьковый насос впоследствии отказывается работать, поскольку в насосной трубке находится больше воды и почти нет аммиака. Упомянутый газосборник должен уменьшать эту опасность. Именно при использовании солнечной энергии возникает, однако, иногда несмотря на это временная температурная характеристика, при которой даже пузырьковые насосы с газосборником из-за описанного эффекта отказываются работать. При слишком медленном процессе запуска или охлаждения раствор хладагента может потерять слишком много газа и за счет этого на длительный срок привести к отказу пузырькового насоса.

Эта проблема может возникнуть также у обогреваемых газом аммиачных абсорбционных холодильников, например когда загрязнена газовая горелка. Насос может быть снова введен в действие только после того, как весь холодильник будет на короткое время перевернут вверх ногами, в результате чего богатый аммиаком раствор снова попадает в насосную трубку. У больших холодильных машин такие действия невозможны, потому что большие холодильные агрегаты, как правило, проектируются не с пузырьковыми, а с электрическими перекачивающими насосами.

При длительной эксплуатации оптимальный холодильный кпд требует точного дозирования производительности насоса независимо от температуры нагрева.

Задачей изобретения является поэтому создание пузырькового насоса описанного выше рода, который предотвращал бы отказ в критической области температур и обеспечивал бы длительную эксплуатацию абсорбционной холодильной машины.

Согласно изобретению это достигается за счет того, что нижний конец по меньшей мере одной насосной трубки соединен с удлиненным, обогреваемым резервуаром для запуска процесса накачивания, который имеет впускное и выпускное отверстия и через который протекает текущий в насосную трубку раствор хладагента, в основном, в горизонтальном направлении, причем впускное и выпускное отверстия расположены с возможностью удержания в резервуаре для запуска процесса накачивания образующегося в нем газового пузыря, причем уровень жидкости — раствора хладагента — в холодном состоянии лежит ниже активной рабочей зоны насосной трубки.

Перед входом раствора хладагента в насосную трубку он находится большей частью в резервуаре для запуска процесса накачивания, обогреваемом температурой, которая всегда немного ниже собственно температуры нагрева пузырькового насоса. При возрастании температуры нагрева в названном резервуаре для запуска процесса накачивания образуется газовый пузырь, который из-за формы этого резервуара не может выйти, и потому вытесняет раствор, так что его уровень возрастает до ставшей горячей тем временем насосной трубки, в результате чего запускается процесс накачивания. Если же температура насосной трубки лежит в критической области, где, например, высвобождается совсем мало аммиака, то резервуар для запуска процесса накачивания уже настолько холодный, что там аммиак переходит в раствор, газовый пузырь исчезает, и раствор отводится из пузырькового насоса.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой