太阳能吸收式制冷果蔬保鲜库设计毕业设计论文(编辑修改稿)

太阳能吸收式制冷果蔬保鲜库设计毕业设计论文(编辑修改稿)内容摘要：

式中， f 为溶液的循环倍率，即产生 1kg 氨蒸气所需的浓溶液量。 可根据精馏塔的质量平衡计算 f ，式 4 中，令 39。 39。 ar   ，称作放气范围； Rq 为分凝器热负荷，用式陕西理工学院毕业设计 第 13 页 共 51 页 计算。 吸收器单位热负荷 aq （单位为 kJ/kg ）： 根据吸收器热平衡关系可得： aq = ah8 +（ f 1） 3h 4fh = ah8 3h + )( 43 hhf  溶液热交换器热负荷： 由浓溶液侧计 1Twq = )( 41 aa hhf  由稀溶液侧计算有 2Twq = ))(1( 22 ahhf  式中， ah2 通过 at2 和 39。 a 在 h  图上查到，其中 at2 =4t +（ 5～ 8）℃ ， 4t = 1wt +（ 4～ 8）℃。 热交换器出口溶液比焓值 ah1 由下式确定： aaa hhhffh 4221 )(  式中， 为溶液热交换器损失系数。 分凝器单位热负荷 Rq （单位为 kJ/kg ）： 根据精馏段氨的质量平衡系数可得分凝器中冷凝回流液数量： 139。 39。 139。 39。 139。 39。 LRR    式中， 1L 为塔板回流液浓度。 假定在理想情况下塔板数无穷多时，蒸气呈平衡状态，使 1L 与 1点重合，则式 可改写为： 陕西理工学院毕业设计 第 14 页 共 51 页 39。 39。 39。 39。 139。 39。 39。 39。 rdRR    又根据分凝器的热 平衡的关系： RL qRhhhR  139。 39。 539。 39。 1)1( 得： )(139。 39。 139。 39。 39。 39。 39。 39。 39。 39。 39。 39。 539。 39。 1 hhhhq rd dRR    过冷器单位热负荷 gq （单位为 kJ/kg ）： 8861 hhhhq aag  式中， ah6 和 ah8 的确定应先选定一个端部温差后，在 h 图上查出其中一个比焓值，然后根据过冷器的热平衡关系求出另一个比焓值。 循环系统的热平衡关系为： Rakh qqqqq 0 循环的热力系数为： hqq0 一般  在 ～ 范围。 具体计算： 状态参数确定 (以 1㎏液氨为基准 ) ξ 工作参数确定： 冷却水进口温度 1wt =32℃ 冷却水出口温度 2wt =40℃ 热源参数： aMP （表压）的饱和蒸气 冷凝温度 kt =43℃ 陕西理工学院毕业设计 第 15 页 共 51 页 蒸发终了温度 t8=5℃，蒸发温升 32t ℃，蒸发初始温度 39。 8t =7℃， 终了状态下 的氨气焓 h8： ξ 8′= h8′= ㎏（液） ξ 8″= h8″= ㎏（气） 进入冷凝器的氨气浓度 5 =≈ 1=ξ 6（液） ， h6=㎏ 发生器终态 ： 温度取 t2=95℃ （出口温度 95℃ ） h2=420KJ/㎏ ξ 2= 吸收终温 ： t4=wt +Δt 4=28+6=34℃ Δt 4— 吸收器冷端温差 6℃ ξ 4= h4=50kJ/㎏ 放气范围 ： Δξ=ξ 4ξ 2== 吸收器前稀氨液 ： 温度 t3=t4+Δt 3=34+11=45℃ Δt 3— 冷端温差取 11℃ h3=85KJ/㎏ t2a=t3=45℃ h2a=h3=85KJ/㎏ 出换热器浓氨水 溶液循环倍率 0. 31 50. 42 5 . 99 8ƒ 42 45      3 1 7 K J / K 0 . 9 5 6 . 2 1 16 . 2 1 8542050 0 . 9 5 f 1f 2241 aaa hhhh 发生开始状态 氨水 ξ 1′= P= 查 h— ξ 图。 t1′=9 0℃ h1′=326KJ/ ㎏ 氨气 利用利用辅助线，查得 h1″=1834KJ/ ㎏ ξ1″= 塔顶气氨状态 P= ξ 5= 陕西理工学院毕业设计 第 16 页 共 51 页 查 h— ξ 图。 T5=52℃ h5=1653KJ/㎏ 冷负荷计算： 精馏塔热负荷 Rq (回流冷凝器的热负荷 ) η p— 精馏效率。 一般取 ～。 取 4245    Rq =h1h5+R(h1″ h1′) =18341653+(1834326 =㎏ 发生器的热负荷 Kq Kq = h5h2+ƒ(h2h1a)+ Rq =1653420+179。 (420 317)+ =㎏ 吸收器热负荷 Aq Aq = (h8ah3)+ƒ(h3h4) =+179。 (85 50) =㎏ 冷凝器热负荷 Cq Cq = h5h6 =1653535 =1118KJ/㎏ 陕西理工学院毕业设计 第 17 页 共 51 页 溶液热交换器的热负荷 TWq TWq =(ƒ1)179。 (h 2h3) =179。 ( 1)179。 (420 85) =㎏ 溶液热交换器的热损失 Δq TW Δq TW =(ƒ1)(h2h3) =㎏ 过冷器热负荷 Nq Nq = h8ah8 = =㎏ 单位制冷量 ONq (蒸发器的单位热负荷 ) ONq = h8ah8 = =㎏ 循环热力系数 : kon 蒸发器的原理及计算方法： 蒸发器是制冷装置中的另一种交换设备。 对于制冷系统来说，它是制冷剂从系统外吸热的热交换器。 在蒸发器中，制冷剂的液体在较低的温度下沸腾，转变为蒸气，并吸收被冷却物体或介质的热量。 所以蒸发器是制冷系统中制取冷量和输出冷量的设备。 制冷装置中的蒸发器，按其被冷却介质的特性，可以分为冷却液体载冷剂的蒸发器及冷却空气的蒸发器两大类。 冷却空气的蒸发器有多种结构型式，不论是液体载冷剂的蒸发器还是冷却空气的蒸发器，都是制冷剂在管内蒸发而空气或载冷 剂在管外侧被冷却。 如果蒸发器是装在冷箱内或冷库库房内，而且空气系自由运动，则习惯上称之为冷却排管。 陕西理工学院毕业设计 第 18 页 共 51 页 冷却空气的蒸发器，都是以制冷剂在管内蒸发直接冷却空气的，包括冷却排管和空气冷却器（冷风机）的蒸发器两种。 冷却排管多应用于冷库的冷藏库房及试验用低温装置。 其共同点是制冷剂在管内蒸发，管外空气只作自然对流。 为了增强传热和节约管材，冷却排管大都用翅片管作成。 对于氨制冷装置应用钢管，一般用套片式翅片管；对于氟利昂装置多用钢管，翅片管则是绕片和套片式都有。 有时为了制造方便，有的冷却排管也是用光管制成的。 冷却排管按其 在室内安装方式，可分为墙排管及顶排管两类。 前者是按墙安装，后者则是吊装在顶棚的下面。 墙排管有直管式及蛇管式两种。 直管式只适用于氨，而蛇管式对于氨及氟利昂都适用。 直管式墙排管在我国冷藏库中适用较多。 一般用多跟高度为～ 的直立φ 38179。 或φ 57179。 无缝管，分别焊接与φ 76179。 或φ 89179。 的上、下横管上，立管之间的中心距为 110～ 130mm。 立管的高度和根数，可根据所需的冷却排管面积、冷库建筑的净高度等确定。 工作时氨液从下横管的中部进入，氨气由上横管的中部排出。 这种墙排管的充氨量为排管容积的 80%，因此它属于满液式蒸发器。 直管式墙排管的优点是结构简单、便于制造；制冷剂蒸气容易排出，从而保证了传热效果。 与直管式相比，蛇管式墙排管充液量小，其缺点是冷却排管内的制冷剂蒸气不能很快地离开，而要经过冷却排管全部长度后才能排出去，这样就影响了传热效果。 冷却空气的蒸发器计算方法： 冷却排管的计算目的是确定传热面积，从而选用或制作合适的排管。 冷却排管的面积，可按传热基本公式计算，即 tKQF  0 式中， 0Q 冷却排管的热负荷，由冷间的负荷决定（ W）； F冷却排管的外表面积（ 2m ）； t 冷间空气温度与制冷剂蒸发温度之差（℃），一般 t =7～ 15℃； K冷却排管的传热系数 [ )/( 2 KmW  ]。 以氨为制冷剂，计算冷藏库排管的传热系数可参阅《制 冷空调原理及应用》表 76和表 77。 表 76中列有三种温差（ 5℃、 10℃、 15℃）。 若温度差不同于表列值使，可按下式进行温度差修正： 10 10  tKK 式中， K实际温差下的传热系数 [ )/( 2 KmW  ]； 10K 温差为 10℃时的传热系数 [ )/( 2 KmW  ]； t 冷间空气温度与制冷剂蒸发温度之间的实际温差（℃）。 陕西理工学院毕业设计 第 19 页 共 51 页 《制冷空调原理及应用》表 77采用φ 57179。 无缝钢管制作冷却排管。 而目前国内冷藏库中多采用φ 38179。 或 φ 32179。 无缝钢管制作排管。 因此该表所列的传热系数应进行管径修正。 当管径不等于 57mm 时，可按下式进行管径修正： 057  dKK 式中 0d 制作冷却排管的光滑外径 （ m ）； K管子外径为 0d 时冷却排管的传热系数 [ )/( 2 KmW  ]； 57K 管子外径为 57mm 时冷却 排管的传热系数 [ )/( 2 KmW  ]。 选取φ 38179。 的光管，进行修正： 26 3205 38 K 冷却排管的表面积 9 7 0102 6 2 5 0 0 0 F 2m 求出表面积，可根据选定的管径算出所需管子的总长度： 0dFL  式中 L管子的总长度（ m ）； 0d 冷却排管的管子外径（ m ）。 带 入数据的 mL 6 5 9 7 0  冷凝器原理与计算方法：。