ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ-ПРИЛОЖЕНИЕ
МИНИСТЕРСТВО МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
МИНИСТЕРСТВО ПИЩЕВОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ЦЕНТРАЛЬНОЕ ПРАВЛЕНИЕ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОГО ОБЩЕСТВА
ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
ВО "АГРОПРОМИЗДАТ"
1985
СОДЕРЖАНИЕ
ХОЛОД - НА СЛУЖБЕ АПК
рТаланов А. В., Быков А. В., Бежанишвили Э. М. Анализ
k технико-экономических показателей холодильных машин
для агропромышленного комплекса 2
Попов В. П. Новые технические условия на проектирование
холодильников предприятий мясной промышленности 10
Итоги Всесоюзного общественного смотра эффективности
работы холодильников мясной промышленности за 1984 г. 12
БРИГАДНОЙ ФОРМЕ ОРГАНИЗАЦИИ И
СТИМУЛИРОВАНИЯ ТРУДА — ШИРОКОЕ ВНЕДРЕНИЕ!
Порядок оплаты труда и материального стимулирования
мастеров и других инженерно-технических работников,
включенных в состав укрупненных производственных
бригад в промышленности и строительстве 13
ПРОБЛЕМЫ ЭКОЛОГИИ
Ржепишевский К. И., Дорошенко А. В., Ярмолович Ю. Р.
Выбор рациональной конструкции
косвенно-испарительных воздухоохладителей 15
ЗА ЭКОНОМИЮ ТОПЛИВНО-ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
РЕСУРСОВ
Тимофеевский Л. С, Дзино А. А., Цимбалист А. О.,
Шмуйлов Н. Г. Сравнительная оценка
термодинамической эффективности теоретических циклов
одноступенчатой абсорбционной бромистолитиевой холодильной
машины 21
НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
Клибанов Е. Л., Кочеткова Е. В., Никитин В. А. Выбор
материала для пластин клапанов холодильных
компрессоров 26
Константинов Л. И., Мельниченко Л. Г., Лийв Ю. А.
Динамика термических сопротивлений конденсаторов
судовых холодильных установок 29
Кириллов В. X., Логачевский В. И., Дорошенко А. В.
К расчету пленочных тепломассобменных аппаратов
для холодильной техники 32
Карасев В. С, Липатова О. С, Корнеев А. Д.,
Пирогов Е. Н. Обобщение опытных данных по теплообмену
и паросодержанию при кипении халадагентов в
вертикальных кольцевых каналах 34
Захаров И. Д., Трофимова О. С. Моделирование
термодинамических свойств смесей хладагентов на основе
расширенного закона соответственных состояний 36
Оленев Ю. А., Цирульникова Н. А. Формирование
кристаллов льда при замораживании смесей мороженого 40
Нецепляев С В., Мазуренко Н. П., Антипов А. В.
Микробиологическая оценка растительных продуктов при
хранении в бытовых холодильниках 44
ОБМЕН ОПЫТОМ
Плотников А. Е., Замковец В. Н., Аннушкина Л. П. Работа
^испарителей ИКР-2000 при температуре кипения —40 °С
^ по оросительно-затопленной схеме 46
Сотников В. П. Винтовой запор для дверей холодильных
камер 48
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Креймер Н. Г., Пытченко В. П., Медникова Н. М.,
Иванова Р. Б. Меры по снижению расхода
электроэнергии на выработку холода при эксплуатации
аммиачных холодильных установок 49
ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ'
Новый комментарий к «Правилам устройства и
безопасной эксплуатации аммиачных холодильных установок» 54
ИЗОБРЕТЕНИЯ 25, 48, 57, 59, 61
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Федоров В. Г., Оносовский В. В., Бондаренко Л. Ф. Новое
учебное пособие 58
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Из Бюллетеней Международного института холода 60
РЕФЕРАТЫ 62
CONTENTS
REFRIGERATION FOR AGRO-INDUSTRIAL COMPLEX
Talanov A. V., Bykov A. V., Bezhanishvili E. M. Analysis
of Technical and Economic Indices of Refrigerating
Machines for Agro-Industrial Complex 2
Popov V. P. New Technical Conditions for Designing Cold
Stores of Meat Industry Enterprises 10
Results of АН-Union Social Review of Cold Store
Effectiveness in Meat Industry in 1984 12
WIDE INTRODUCTION OF BRIGADE FORM OF LABOUR
ORGANIZATION AND INCENTIVE!
Labour Remuneration and Material Incentive of Foremen
and Other Engineering-Technical Workers Included in
Enlarged Production Brigades in Industry and
Construction 13
PROBLEMS OF ECOLOGY
Rzhepishevsky K. I., Doroshenko A. V., Yarmolovich Y. R.
Selection of Rational Design of Indirect-Evaporative Air
Coolers 15
FOR ECONOMY OF FUEL-ENERGY RESOURCES
Timofeyevsky L. S., Dzino A. A., Tsimbalist A. O.,
Shmuilov N. G. Comparative Estimation of
Thermodynamic Effectiveness of Theoretical Cycles in Single-Stage
Absorption Lithium Bromide Refrigerating Machine 21
SCIENCE, ENGINEERING, TECHNOLOGY
Klibanov E. I., Kochetkova E. V., Nikitin V. A. Choice
of Plate Material for Valves of Refrigerating Compressors 26
Konstantinov L. 1., Melnichenko L. G., Liiv Y. A. Dynamics
of Thermal Resistance of Condensers in Marine
Refrigerating Plants 29
Kirillov V. K.t Logachevsky V. L., Doroshenko A. V.
Calculation of Film Heat Exchangers for Refrigerating
Engineering 32
Karasev V. S., Lipatova O. S., Korneyev A. D., Pirogov E. N.
Generalization of Experimental Data on Heat Exchange
and Vapour Content at Refrigerant Boiling in Vertical
Circular Channels 34
Zakharov N. D., Trofimova O. S. Simulation of
Thermodynamic Properties of Refrigerant Mixtures on Basis of
Extended Law of Corresponding States 36
Olenev Yu. A., Tsirulnikova N. A. Ice Crystal Formation
at Freezing Ice Cream Mixtures 40
Netseplyayev S. V., Mazurenko N. P., Antipov A. V.
Microbiological Estimation of Vegetable Products at
Storage in Domestic Refrigerators 44
PRACTICE EXCHANGE
Plotnikov A. E., Zamkovets V. N., Annushkina L. P.
Operation of Evaporators IKR-2000 at Boiling Temperature —
40 °C in Spray-Flooded Circuit 46
Sotnikov V. P. Screw Lock for Doors of Cold Rooms 48
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Kreimer N. G., Pytchenko V. P., Mednikova N. M., Iva-
nova R. B. Measures for Reducing Power Consumption
at Production of Refrigeration When Operating Ammonia
Refrigerating Plants 49
LABOUR PROTECTION AND SAFETY PRECAUTIONS
New Comments to "Rules for Designing and Safe Operation
of Ammonia Refrigerating Plants" 54
INVENTIONS 25, 48, 57, 59, 61
BOOK REVIEW
Fyodorov V. G., Onosovsky V. V., Bondarenko L. F. New
Text-Book 58
FOREIGN TECHNICAL NEWS
From Bulletin of International Institute of Refrigeration 60
SUMMARIES 62
© ВО" «Агропромиздат», «Холодильная техника», 1985 г.

Холод — на службе АПК!
УДК ¦ 621.57.004.1:631.145
АНАЛИЗ
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ
ПОКАЗАТЕЛЕЙ ХОЛОДИЛЬНЫХ
МАШИН
ДЛЯ АГРОПРОМЫШЛЕННОГО
КОМПЛЕКСА
А. В. ТАЛАНОВ, д-р техн. наук А. В. БЫКОВ,
канд. техн. наук Э. М. БЕЖАНИШВИЛИ
В последние годы во ВНИИхолод-
маше проводят технико-экономические
исследования, направленные на
выявление основных тенденций развития
холодильного оборудования
общепромышленного назначения [2] в целях
снижения его себестоимости и
повышения эффективности использования.
Авторами проанализированы
технико-экономические показатели всех
основных типов холодильных машин,
широко применяемых в
агропромышленном комплексе (АПК).
Марки исследованных машин и их
основные характеристики приведены в
таблице.
Основные положения и
принципиальные подходы к оценке качества и
экономичности холодильных машин
рассмотрены в работах [3, 5, 6, 8].
С использованием методических
положений [6] были просчитаны годовые
приведенные затраты 3 в зависимости
от холодопроизводительности (рис.
1, а)*. Как видно из графика, с
ростом холодопроизводительности
затраты плавно увеличиваются от 600 руб.
до 40 тыс. руб., а при одинаковой холо-
ч допроизводительности для машин,
работающих при отрицательных
температурах кипения (на «холодном
режиме»), они всегда выше, чем для машин,
работающих при положительных
температурах кипения (на «теплом режиме»).
Наиболее высоки затраты для
двухступенчатых холодильных машин C5—
38 тыс. руб.).
Важнейшим технико-экономическим
показателем является стоимость
производства 1000 кВт«ч холода — 30.
* На .'рисунках пронумерованы только те
точки, которые обозначают машины,
выпадающие из общей совокупности, или
проанализированы в тексте.
Зависимость Зо от
холодопроизводительности Q0 (рис. 1, б) показывает,
что с ростом последней значение Зо
снижается: при работе машин на
«холодном режиме» с 55—60 до 15—
20 руб/(МВт«ч), а на «теплом
режиме»—с 30—35 до 10—12руб/(МВт-ч).
Для двухступенчатых машин стоимость
производства 1000 кВт-ч холода
составляет около 30 руб/(МВт«ч). Видно,
что отдельные холодильные машины
выпадают из общей совокупности.
Для выяснения причин отклонения
(завышения или занижения) стоимости
производства 1000 кВт«ч холода по от-1
дельным типам машин исследованы
зависимости изменения ряда других
технико-экономических показателей от
холодопроизводительности Qo: удельной
стоимости машины C/Qo, удельной
массы машины G/Qo, отношения стоимости
к массе машины C/G, годовых
приведенных затрат на 1 руб. стоимости
машины 3/С.
Установлено, что с повышением
холодопроизводительности удельная
стоимость машины снижается с 260—280
до 30—40 руб/кВт, причем при
одинаковой холодопроизводительности она
наиболее высока для двухступенчатых
машин, меньше для одноступенчатых
машин, работающих «на холодном
режиме» и наиболее низка для машин
(R12 и R22), работающих на «теплом
режиме» (рис. 2, а).
Удельная масса машин с ростом
холодопроизводительности также
снижается: при работе на «холодном
режиме» с 110—120 до 20—30 кг/кВт,
на «теплом режиме» — с 60—70 до
10—15 кг/кВт.
Графическая зависимость отношения
стоимости к массе (C/G) от
холодопроизводительности Qo для исследовац^
ных типов машин имеет вид зоны, верщ}
няя граница которой проходит по
точкам C/G=3,0 для малых машин и
C/G=2,3 для крупных, а нижняя
граница соответственно по точкам C/G=
= 2,0 и C/G= 1,2.
Следовательно, с увеличением Q0
рост массы опережает стоимость
машины. Отношение C/G — величина
переменная в зависимости от вида
оборудования.
Наиболее эффективно металл исполь-
2

Ill
IV
V
II
I
III
II
I
II
I
II
ft
Приме
№
п/п
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
!32
33
34
35
чан!
Марка |
машины
ХМ-ФУ40/1 !
ХМ-ФУУ80/1
XM-AB22/AI
ХМ-АУ45/А1
ХМ-АУУ90/А1
МКТ40-2-2
МКТ80-2-2
МКТ80-7-2
МКТ40-2-1
МКТ80-2-1
МКТ110-2-2
МКТ220-2-2
1МКТ110-7-2
1МКТ220-7-2
МКТ110-2-1
МКТ220-2-1
АД 130-3
АД 260-7-4
МКТ350-2-1
1ХМФ-16
ХМФ-32
MBT14-1-0
УВ-10
АВЗО
ТОМ-2А
ИФ-56М
МВВ4-1-2
1МКВ9-1-2
1МВВ9-1-2
МКТ20-2-0
МХУ-8С
1МКВ6-1-2
1МВВ6-1-2
МКТ14-2-0
МКТ28-2-0
1я. 1. t0, ts2, tK, twX, tB
компрессора
ФУ40
ФУУ80 I
AB22 |
АУ45 |
АУУ90
ПБ40
ПБ80
П80
ПБ40
ПБ80
П110
П220
П110
П220
П110
П220
ВХ350П110
ВХ350 П220
ВХ350
2ФУБС9
2ФУУБС18
2ФУБС9
ФВ6
ФВ20
ФУ12
ФВ6
ФВ6
2ФУБС9
2ФУБС9
2ФУБС12
ФВ6
2ФВБС6
2ФВБС6
2ФУБС9
2ФУУБС18
' — температура со

Хладагент
R12
R12
R717
R717
R717
R22
R22
R717
R22
R22
R22
R22
R717
R717
R22
R22
R717
R717
R22
R12
R12
R12
R12
R12
R12
R12
R12
R12
R12
R22
R12
R12
R12
R22
R22
ответстЕ
Температур*
/о 1
8
8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—40
—40
—
—7
—7
—
—
—
—5
—15
— 15
— 15
— 15
—
— 15
— 15
5
5
енно к
ls2
_
— 10
— 10
— 10
— 10
— 10
— 10
8
8
— 10
— 10
— 11
— 11
8
8
—
—
8
_
—
2
2
2
—
—
—
—
6
2
—
—
_
—
ипения
'*
1
—
—
—
—
—
—
—
—
—
_
—
—
—
—
—
35
35
—
45
45
—
—
—
40
30
30
—
—
30
45
г —
—
30
30
, хлад
1, °С
^ш1
22
22
28
28
28
25
25
25
25
25
25
25
20
20
25
25
—
—
25
_
—
—
—
25
—
—
20
—
—
20
—
_
1 —
оноситс
'в1
—
—
—
—
—
—
—
—
—
_
—
—
—
—
—
—
—
—
_
—
25
20
—
—
—
—
20
—
—
20
1 —
ля на
Холодо-
производи-
тельность
Qo, кВт I
93
186
26,7
53,5
107
36,6
73
87
76
155
97
194
128
256
230
460
157
300
710
22,9
44,5
13,3
11
39
13,4
3,31
35
10,47
10,47
42,4
9,3
7
7
30,5
1 60
выходе из

Стоимость
С руб. 1
3815
6520
2400
3110
3690
6000
7000
7000
6000
7700
7650
9550
7120
9040
9950
14250
17280
25620
24260
8400
15100
2440
1610
5360
3970
600
1000
2000
3100
2500
1430
1800
2130
2740
|3450
испарите
Масса
_? KI
2019
3300
1470
2160
3680
1150
1510
3200
1070
1700
3786
4570
4500
6800
4260
6445
7865
11640
8700
2250
2400
680
580
1100
1830
365
275
700
550
940
810
480
460
700
|1100
ля, кон-
денсации, воды на входе в конденсатор, воздуха на входе в воздухоохладитель.
2. В базу V входят холодильные машины с винтовыми компрессорами.
зуется для изготовления запасных
частей в обязательном комплекте (C/G—
=9,3 руб/кг), менее — для
изготовления запасных частей россыпью E,5),
компрессорного оборудования B,92),
самих холодильных машин A,69) и
аппаратов @,77 руб/кг).
Зависимость годовых приведенных
затрат на 1 руб. стоимости машины
3/С от холодопроизводительности
приведена на рис. 3, а. По мере роста Qo
значение этого показателя
увеличивается (затраты растут быстрее стоимости)
при работе машины на «холодном ре-
1*
з

3,тыс.ру5
38
24
20
16
12
~'\ I
I
ШкШ
\ л I III I
1 ш
llll -КИП1
41
Ш А
Ш
3 Ь56 8 10 20 30 W 60 80100 200 W ЭОО 700 00,нВт
Рис. I* Зависимость годовых приведенных
затрат 3 (а) и стоимости производства 1000 кВт«ч
холода Зо (б) от холодопроизводительности
машин Qq:
ф — R12, х - R22, Т - R717, /0= —15 °С
(«холодный режим»); О — R12, Д — R22,
/0=5 °С («теплый режим»); -f —R12, to=—5-J-
—7 °С; П — R717 (двухступенчатые машины).
Номера точек соответствуют номерам машин
в таблице
С^руб/иВт
3 *56 8 10 20 30 W 6080100 200300 5007000^,4
Рис. 2. Зависимость удельной стоимости C/Qo {a)
и удельной массы G/Qo (б) от холодопроиз-.
водительности машин Qo (обозначения точек см.
на рис. I; номера точек соответствуют номерам
машин в таблице)
3/0
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
3/00,рц5/кВт
У
Гтг
Jt
\
Т
и
х| Т
[+
I к
Ў X
Ш >
>\
\Ш\ I
Д^Г I
Ш
Рис. 3. Зависимость годовых приведенных
затрат на I руб. стоимости холодильных машин
3/С (а) и удельных затрат З/Qo (б) от
холодопроизводительности машин Qo (обозначения
точек см. на рис. 1; номера точек соответствуют
номерам машин в таблице)
жиме» от 0,7 до 2,2 и на «теплом» —
от 0,5 до 1,7.
Из графика 3/Q0=(p(Qo),
представленного на рис. 3, б, видно, что с
повышением Qo удельные затраты
уменьшаются. Характер изменения 3/Qo=
= cp(Qo) аналогичен изменению Зо=
= cp(Qo). Некоторое отличие
обусловлено влиянием на 30 среднегодовой
наработки т.
Так, если на графике (см. рис. 1, б)
3o=cp(Qo) точки 26 и 27 (холодильные
машины ИФ-56М и МВВ4-1-2) лежат
ниже кривой, т. е. выпадают из
совокупности, то на графике 3/Q0=(p(Qokj
они не выпадают из общей совокуп-f
ности, так как сказывается влияние
большой среднегодовой наработки.
Зависимость 3=ф(т) довольно
сложная. Отдельные статьи затрат,
связанные с расходами, увеличиваются
пропорционально т (плата за
потребляемую электроэнергию, охлаждающую
воду), другие — не зависят от т (плата
за установленную мощность,
содержание производственных помещений,
затраты на монтаж и транспортировку),
третьи меняются, но не пропорциональ-
4

но т (затраты на содержание
обслуживающего персонала, ремонт).
Затраты, изменяющиеся
пропорционально т, могут быть условно отнесены
к «активным», а не зависящие от т —
к так называемым «балластным».
Доля балластных затрат в общих
затратах потребителей весьма
существенна и достигает для отдельных типов
холодильных машин 55—65 %.
Очевидно, что для ее снижения значение т
должно расти, т. е. непрерывно должна
улучшаться фондоотдача. Это может
быть обеспечено, если при
проектировании холодильных установок не будет
предусматриваться большое
резервирование (естественно, что это, в свою
очередь, потребует обеспечения
необходимого уровня надежности
холодильного оборудования).
Улучшение фондоотдачи тем более
^/Опуриб'/кВт
100, —
60
важно, что общая стоимость
эксплуатируемых холодильных установок в
пищевых отраслях уже превысила
2 млрд. руб.
Для более углубленного анализа
экономичности выпускаемого
оборудования рассмотрим структуру удельных
затрат: энергетических 3\/Qo C\ —
затраты на электроэнергию и воду), на
ремонт и обслуживание 32/Qo (З2 —
затраты на ремонт и обслуживание),
на оборудование Зз / С?о(Зз — затраты
на оборудование)*, а также графики
зависимости потребляемой
электрической мощности N3 и холодильного
коэффициента (электрического) еэ от
холодопроизводительности Qo.
На графике 3i/Qo=q>(Qo) (рис. 4, а)
* Структура,?,, 32, и 33 подробно
рассмотрена в [4, 7].
20
*J
а
г I
т
•28 ^
Ssr
+ +
3
~3BL
Л
~2Ч
•21
Ў
W
мм
4
г
|?
Л. j «..ЫД^Ди^у
дт
д
с—
32/00,рубУкВт
33/о0,ру^/кВт
/SO
120
%
80
I •
®
<
0
i
м*
г ~
+25
•
+20
?»
и т
X
21
+
а»
?
м
э|г * A"*S*
1
lJ
J 4 5 67 8310
20 30 40 60 80100
6
200 JO О 500 700 О о, квт
Рис. 4. Зависимость удельных энергетических затрат 3\/Qo (а), удельных затрат на ремонт и
обслуживание Зг/Qo (б) и удельных затрат на оборудование Зз/Qo (в) от холодопроизводительности
машин Qo (обозначения точек см. на рис. I; номера точек соответствуют номерам машин в таблице)
5

хорошо видны две области — малой
холодопроизводительности
(холодильные машины I и II баз с Q0<40 кВт)
и средней и большой
холодопроизводительности (холодильные машины
III—V баз с Q0>40 кВт). В пределах
этих областей характеристики весьма
пологие, т. е. с ростом Q0 почти
пропорционально увеличиваются и
энергетические затраты. Четко
просматривается влияние на этот показатель
режима работы холодильных машин —
при одной и той же
холодопроизводительности значение 3\/Q0 для машин,
работающих на «холодном режиме»,
существенно выше, чем «на теплом»,—
а также вида водоснабжения
конденсатора — проточной водой или
оборотной. Значения 3\/Qo для машин,
в которых применяется проточная вода
(точки 28, 32), выпадают из общей
совокупности точек. С другой стороны,
этот показатель при водяном
охлаждении машин выше, чем при воздушном
охлаждении из-за стоимости воды.
На графике 32/Qo=q>(Qo) (рис. 4, б)
также имеются те же две области. В
области малых холодопроизводительно-
стей режим работы машин не влияет
на значение 32/Q0, в области средних —
наиболее высокие значения 32/Qo
характерны для машин, работающих на
аммиаке. В целом характеристика 32/Q0
падает более круто, чем 3i/Qo.
На графике 33/Q0=(p(Qo) (рис. 4, в)
нет областей, характерных для двух
предыдущих графиков, незаметно
влияние режима работы и вида
применяемого хладагента.
Анализ графиков структуры удельных
затрат позволяет сделать вывод, что в
области малых холодопроизводительно-
ч
1
*1т1
-
\\?
Ш
W
111
/
А
/
1
л
*?
н
llL-л.
+П" \
р/ со
\\\
1
^т-
20-
ы
ч*
л\а\
щ*
ч\\
г
ГП—^
<**¦*--*
д
=т-
АТ
тп
3 * 5678310 20 30 W 6080ЮО 200 500 500 700QQ,KBm
Рис. 5. Зависимость потребляемой мощности
N3 (а) и холодильного коэффициента еэ (б) от
холодопроизводительности машин Q0
(обозначения точек см. на рис. 1; номера точек
соответствуют номерам машин в таблице)
стей именно характер зависимости
Зз/Qo определяет крутизну кривой
3/Q0=q)(Qo), а в области средних и
больших — характер зависимостей
3\/Qo и 32/Q0 от Q0 повлиял на
расслоение кривых 3/Q0=(p(Qo) по
режимам и хладагентам.
Анализ зависимости N3=(p(QQ) .(рис.
5, а) показывает, что на
потребляемую мощность в области больших хо-
лодопроизводительностей влияют вид
хладагента и режимы работы машин.
Из общей совокупности выпадают две
машины — 1ХМФ-16 и ХМФ-32 (точки
20 и 21).
На графике e3=(p(Q0) (рис. 5, б)
просматриваются две области — малых,
а также средних и больших холодо-
производительностей. В первой области
холодильный коэффициент в 1,3—
1,7 раза ниже, чем во второй. В
указанных пределах e3=Q0/A/r3=const.
При работе фреоновых машин на
«теплом режиме» холодильный
коэффициент на R22 выше, чем на R12.
При работе на «холодном режиме»
холодильный коэффициент аммиачных
машин несколько выше, чем
фреоновых (R22).
Наиболее низки холодильные
коэффициенты для машин 1ХМФ-16 и
ХМФ-32 (точки 20 и 21) из-за высокой
электрической мощности. Точки 22,
23, 31, характеризующие холодильные
коэффициенты машин МВТ 14-1-0,
УВ-10, МХУ-8С, работающих на
«теплом режиме», легли на кривую для
«холодного режима». По аналогии со
средними и крупными машинами эти
точки должны лежать выше, т. е.
холодильные коэффициенты у этих машин
занижены.
Располагая характеристиками,
приведенными на рис. 2—5, и зная
конструктивные особенности холодильных
машин для АПК, можно установить
для конкретных машин основные
причины отклонения стоимости производств
ва 1000 кВт-ч холода 30 (или 3/Q0),
а также ряда других
технико-экономических показателей, что и показано
ниже.
Для аммиачной холодильной машины
ХМ-АВ22/А1 значения 30 и 3/Q0
завышены вследствие больших затрат
на ремонт и обслуживание E2/Qo),
которые не компенсируются даже
относительно низкой стоимостью этой
машины (что подтверждается малым
значением C/Qo и большим 3/С).
Аналогично аммиачные машины ХМ-АУ45/А1

и ХМ-АУУ90/А1 характеризуются
высоким значением 3/С из-за своей
низкой стоимости.
Показатель Зо для фреоновой
холодильной машины МБВ4-1-2
относительно низок (хотя З/Qo не выпадает из
общей совокупности) вследствие
большой среднегодовой наработки т.
Машина характеризуется также малой
материалоемкостью G/Qo.
Универсальная водоохлаждающая
машина МКТ20-2-0, используемая, так
же как и машина АВЗО, для
охлаждения молока на молочных фермах,
характеризуется высокой стоимостью Зо
вследствие больших удельных
энергетических затрат 3i/Qo, хотя стоимость
машины в отличие от машины АВЗО
не завышена.
Молокоохлаждающая машина АВЗО
имеет большие энергетические затраты
3i/Qo, что объясняется повышенной,
стоимостью охлаждающей воды
оборотной системы водоснабжения на
молочных фермах (стоимость 1 м3
охлаждающей воды 5 коп. вместо 1,4 коп.
для холодильных установок
общепромышленного назначения). Кроме того,
она характеризуется большой
стоимостью, о чем свидетельствует
завышенное значение C/Qo.
Целевая аккумуляционная
молокоохлаждающая машина ТОМ-2А имеет
высокое значение З/Qo (хотя показатель
Зо не выпадает из общей совокупности
точек из-за большой среднегодовой
наработки т), что связано с весьма
высокими значениями Зз/Qo, C/Qo и
G/Qo. Это объясняется
конструктивными особенностями машины, в состав
которой входит технологическое
оборудование — ванна для охлаждения
молока, редуктор и другие элементы.
В отличие от машины ТОМ-2А у
снятой с производства целевой
аккумуляционной водоохлаждающей машины
JVlXy-8C стоимость Зо занижена из-за
^большой среднегодовой наработки т=
= 6000 ч (З/Qo не выпадает из общей
совокупности точек) и малого
холодильного коэффициента.
Из других особенностей
характеристик рассматриваемых машин следует
отметить низкое значение З/Qq для
машин 1МВВ6-1-2 и 1МВВ9-1-2 при
высоких значениях C/Qo и
соответственно низких 3/С, что объясняется
использованием воздушных конденсаторов, а
также высокое значение 3\/Qo для
машин 1MKJB6-1-2 и 1МКВ9-1-2 с
водяным охлаждением конденсаторов,
обусловленное использованием дорогой
проточной воды.
Целевые фреоновые холодильные
машины типа 1ХМФ-16 и ХМФ-32 для
фруктохранилищ характеризуются
высокими значениями C/Qo, G/Qo, Зз/G
и N9 и низкими 3/С из-за большой
стоимости машин, которая связана с
развитой теплообменной поверхностью
воздухоохладителей. Последняя выбрана
такой по условиям хранения фруктов
в помещениях фруктохранилищ —
перепад температур воздуха на входе и
выходе не должен превышать 3 °С.
Высокое значение N3 объясняется
наличием в составе машин двух
компрессоров, электроподогревателей и
относительно большой мощностью
вентиляторов воздухоохладителей. Кроме
того, сказывается использование
воздушных конденсаторов.
Следует также отметить низкие
значения показателей: 3/С у машины
МКТ350-2-1 из-за относительно малых
затрат и высокой стоимости, C/Qo у
снятой с производства машины ИФ-56М
из-за ее низкой стоимости; G/Qo у
машин 1МВВ9-1-2 и 1МВВ6-1-2 из-за
относительно малой массы.
Проведенные технико-экономические
исследования позволили не только
оценить экономичность отдельных
конкретных моделей машин, но, что более
важно, выявить общие зависимости и
основные тенденции развития и
совершенствования холодильного оборудования,
используемого в АПК.
Эти тенденции основаны на
соблюдении для всех машин следующих
условий:
C/G«const; 3/C«const; 30 «const.
Первое условие должно быть
обеспечено в результате снижения стоимости
малых холодильных машин I и II баз
(конечно, не за счет роста массы
средних и крупных машин).
Второе и третье условия достигаются
уменьшением значений 3 и Зо для
холодильных машин I, II, III и IV баз,
прежде всего путем повышения
единичной мощности и холодильного
коэффициента, снижения удельной стоимости
холодильных машин I и II баз и
повышения надежности (сокращение затрат
на ремонт и обслуживание)
холодильных машин III и IV баз.
Очевидно, что наиболее сложно
реализовать третью тенденцию (в малых
машинах удельные показатели всегда
7

были и будут несколько хуже, чем в
средних и крупных), но стремиться
к тому, чтобы характеристики 30 и 3/Qo
стали более пологими, всегда будет
актуальной задачей.
Указанные тенденции могут быть
осуществлены при условии проведения в
сферах производства и эксплуатации
комплекса работ, направленных
на.повышение качества и эффективности
использования холодильного
оборудования для АПК.
Из числа планируемых в отрасли
холодильного машиностроения на
двенадцатую пятилетку работ могут быть
отмечены следующие:
замена поршневых компрессоров
IV базы на винтовые, при этом в
результате повышения примерно в 1,8
раза долговечности резко снизится
значение Зг/Qo и обеспечится условие
3o~const;
освоение в производстве новой
градации компрессоров типа ПБ для II
базы. Новые компрессоры имеют
холодильный коэффициент примерно на
20 % выше, чем у заменяемых, в
результате чего уменьшится 3\/Qq и
обеспечится условие 3o«const;
широкое освоение в серийном
производстве нового поколения
компрессоров III базы типа П и впервые для
этой базы бессальниковых
компрессоров типа ПБ. Для компрессоров типа П
и ПБ III базы характерно повышение
безотказности примерно в 1,7 раза,
долговечности в 1,3 раза и, кроме того,
в результате расширения пределов
отношения давлений конденсации и
кипения возможен переход от водяного к
воздушному охлаждению
конденсаторов машин, выпускаемых на базе этих
компрессоров;
создание целевых машин,
максимально приспособленных к технологическим
нуждам потребителей, полностью
автоматизированных, с повышенной
заводской готовностью и одновременно
уменьшенной материалоемкостью.
Освоение в производстве таких машин
будет способствовать снижению Зг/Qo
и Зз/Qo, кроме того, оно направлено
на обеспечение условий C/G«const
и 3o«const;
проведение коренной модернизации
ряда холодильных машин,
используемых в АПК, в том числе применение
в машинах типа ТОМ-2А
бессальниковых компрессоров, испарителей с внут-
ритрубным кипением, в машинах типа
УВ-10 — бессальниковых компрессоров,
8
снижение установленной мощности
вентиляторов машин типа ХМФ-32 и др.,
в результате чего будут снижены 3\/Qo,
Зг/Qo и обеспечится условие Зо~const;
использование в холодильных
машинах для АПК высокоэффективных теп-
лообменных аппаратов (конденсаторов
с проволочным приварным оребрением,
испарителей с наружным металлиза-
ционным покрытием, а также с внутри-
трубным кипением, применение в
аппаратах биметаллических трубок), что
обеспечит снижение 3\/Qo и удельной
массы, а также соблюдение условий
3o~const и С/(/«const;
повышение уровня надежности
холодильных машин на основе
использования узлов и деталей из новых
материалов, в том числе клапанных
пластин из широкополосной термообрабо-
танной стальной ленты для
компрессоров II, III и IV баз, фторопластовых
колец в компрессорах III базы, новых
резино-технических материалов, новых
графитовых или других
композиционных материалов для торцевых
уплотнений компрессоров, релаксационно-
стойких пружин для компрессоров IV
базы и др.;
снижение себестоимости
выпускаемого холодильного оборудования путем
внедрения на заводах отрасли новых,
прогрессивных технологических
процессов, в том числе обкатки холодильных
компрессоров с нагружением,
использования порошковой металлургии при
изготовлении ряда деталей
холодильного оборудования, алюминиевого
литья для малых холодильных машин
на основе компрессоров I и II баз и т. д.
В результате должно существенно
снизиться отношение Зз/Qo и обеспечиться
условие 3o~const;
улучшение компоновки малых
холодильных машин в целях сокращения
дополнительных производственных
площадей на обслуживание оборудования*.^
К работам, которые должны быть|
проведены отраслью холодильного ма^
шиностроения совместно с
потребителями, относятся следующие:
замена конденсаторов с водяным
охлаждением на воздушные в
холодильных машинах, используемых в
отраслях пищевой промышленности, что
позволит снизить 3i/Qo*,
*В работе [1] показано, что затраты на
строительство производственных помещений
достигают для отдельных типов холодильных машин
до 15—20 % от общих затрат потребителей.

более широкое применение молокоох-
лаждающих машин с проточными
охладителями, что сократит расход
электроэнергии по сравнению с ее расходом
в машинах аккумуляционного типа;
повышение энергетической
эффективности холодильных машин путем
применения более совершенных рабочих
веществ (использование хладагента
R22 взамен R12) и смазочных масел
с присадками, улучшающими их проти-
возадирные и антифрикционные
свойства, благодаря чему сокращаются
затраты на ремонт холодильного
оборудования;
внедрение автоматизированных
систем оттаивания инея, что позволит
снизить металлоемкость выпускаемого
оборудования и резко сократить
эксплуатационные расходы путем ликвидации
дополнительных грузовых работ в
камерах. Внедрение автоматизированного
оттаивания направлено на обеспечение
условия C/G«const, а также
сокращение энергетических затрат, т. е.
снижение 3\/Qo\
замена батарей на интенсивные
воздухоохладители. При этом снижается
металлоемкость оборудования,
улучшается равномерность распределения
температуры в камере, ускоряется
выход на необходимый температурный
режим и обеспечивается более
эффективное использование полезной
площади камер.
Работы, выполнение которых следует
рекомендовать отраслям-потребителям
для повышения эффективности
использования холодильного оборудования,
перечислены ниже:
отказ от использования проточной
охлаждающей воды и переход на
оборотную систему водоснабжения;
повышение среднегодовой наработки
холодильного оборудования т, что
позволит увеличить долю «активных»
затрат и соответственно уменьшить долю
^«балластных» затрат, т. е. избежать
^омертвления основных фондов. Одним
из эффективных методов повышения т
является уменьшение ненагруженного
резерва холодильного оборудования
при проектировании новых
предприятий;
применение в рассольных системах
рекомендованного ВНИКТИхолодпро-
мом кальтозина вместо хлористого
кальция, что позволит резко повысить
коррозионную стойкость теплообменной
аппаратуры;
перевод все большего числа
холодильных машин на работу в
автоматическом режиме, что будет
способствовать снижению значения 32/Qo. В
настоящее время по оценочным данным
в автоматическом режиме в различных
отраслях народного хозяйства не
эксплуатируется около 50 % холодильных
установок с компрессорами III базы
и до 80 % установок с компрессорами
IV и V баз.
Реализация указанного выше
комплекса работ повысит технический
уровень и качество холодильных машин,
эффективность их использования в АПК
и даст существенный экономический
эффект в народном хозяйстве.
Список использованной литературы
1. Быков А. В., Бежанишвили Э. М.,
Таланов А. В. Анализ капитальных затрат
потребителей и влияющих *на них показателей
качества холодильного оборудования.—
Холодильная техника, 1984, № 12, с. 27—33.
2. Быков А. В., Бежанишвили Э. М.,
Таланов А. В. Анализ
технико-экономических показателей холодильных машин.—
Труды ВНИИхолодмаша, 1983, с. 26—43.
3. Быков А. В., Калнинь И. М.,
Бежанишвили Э. М. Экономическая
эффективность — результирующий показатель
качества холодильных машин.— Химическое и
нефтяное машиностроение, 1982, № 2, с. 26—30.
4. Влияние показателей надежности на
экономичность холодильных машин / Э. М.
Бежанишвили, В. И. Смыслов, А. В. Таланов,
И. Г. Хазанов.— Холодильная техника, 1983,
№ 11, с. 14—20.
5. Калнинь И. М., Бежанишвили Э. М.
Оценка экономичности холодильного
оборудования.— Холодильная техника, 1981, № 9,
с. 21—27.
6. ОСТ 26-03-2025 — 84. Оборудование
холодильное. Определение экономической
эффективности от внедрения новой техники.
7. Повышение энергетической
эффективности холодильных машин /А. В. Быков,
И. М. Калнинь, Э. М. Бежанишвили, Б. Л. Цир-
лин.— Холодильная техника, 1982, № 6,
с. 4—8.
8. Таланов. А. В., Быков А. В., Кубла-
н о в В. Я. Методика оценки уровня качества
холодильного оборудования.— Холодильная
техника, 1984, № 7, с. 19—23.
9

УДК [725.355:637.5] @83.74)
НОВЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ
УСЛОВИЯ НА ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ХОЛОДИЛЬНИКОВ
ПРЕДПРИЯТИЙ
МЯСНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
в. п. попов
Опыт эксплуатации введенных за
последние годы холодильников
предприятий мясной промышленности показал
несовершенство некоторых
предусматриваемых в проектах технических и
объемно-планировочных решений. В
связи с этим необходимо было
откорректировать технические условия на
проектирование холодильников мясо-'
комбинатов, разработанные и
утвержденные Минмясомолпромом СССР в
1979 г.
Новые технические условия на
проектирование холодильников мясной
промышленности, утвержденные в 1984 г.,
разработаны проектным институтом
«Гипромясо» при участии ВНИКТИхо-
лодпрома, ВНИИМПа, отдела
холодильной службы Управления мясной
промышленности.
При пересмотре технических условий
был учтен опыт работы ряда новых
холодильников, а также последние
достижения отечественной и зарубежной
холодильной техники и технологии.
Технические условия значительно
расширены. В них дополнительно
включены инструкция по экранированию
камер хранения и укрытию штабелей
замороженного мяса тканями,
технологическая инструкция по охлаждению
говядины и свинины с периодическим
орошением водой, мероприятия по
сокращению усушки мяса при холодильной
обработке и хранении на
холодильниках, правила «Техники безопасности
и. производственной санитарии для
мясной промышленности», отраслевой
стандарт «Система стандартов безопасности
труда. Работы погрузочно-разгрузоч-
ные на холодильниках. Требования
безопасности», нормы усушки мяса и
мясопродуктов при холодильной обработке
и хранении.
В проектах на строительство новых
и реконструкцию действующих
холодильников будут использоваться
осваиваемые отечественной
промышленностью монорельсовые электронные
весы марки 9011ТМ-400 повышенной
точности (цена деления 0,2 кг) для
взвешивания мяса грузоподъемностью
400 кг.
Из технических условий на
проектирование холодильников исключено
двухстадийное охлаждение мяса и
предусмотрено при строительстве новых
холодильников только одностадийное
быстрое охлаждение, а при
реконструкции и техническом перевооружении
действующих — также с периодическим
орошением водой.
Признано целесообразным
проектировать часть камер охлаждения с
универсальным режимом (и для
охлаждения, и для замораживания).
Количество таких камер будет определяться в
каждом случае заданием на
проектирование.
Существенные поправки внесены в 1
проектирование камер однофазного за- '
мораживания мяса. Если в технических
условиях 1979 г. допускалась емкость
камер замораживания,
соответствующая 2—3-часовой производительности
цеха первичной переработки скота (для
мясокомбината мощностью 100 т мяса
в смену с учетом сортировки она
составляла до 40 т), то, согласно новым
техническим условиям, она должна
быть не более 5 т для мясокомбината
мощностью 10 т мяса в смену и 10—
15 т для предприятия мощностью 30—
50 т мяса в смену. Для мясокомбината
мощностью 100 т мяса в смену и более
емкость камер замораживания
определяется заказчиком в задании на
проектирование, но не должна превышать
25 т.
В новых технических условиях
снижена единичная емкость камер
хранения замороженного мяса (не более
1000 т вместо прежней — 1500 т).
Количество их должно быть не менее
трех. В проектах будет также
предусматриваться не менее двух камер
хранения замороженного мяса емкостью
не более двухсуточной выработки цеха
первичной переработки скота.
В целях снижения потерь от усушки
в камерах хранения замороженного мя'й
са рекомендуется устройство ледяных
экранов, а также теплоизоляционных
откатных дверей, серийное
производство которых освоено фрунзенским ре-
монтно-механическим заводом «Союз-
мясомолтара».
Для мясокомбинатов мощностью 50 т
и выше, поставляющих продукцию в
промышленные центры, признано
целесообразным проектировать одну
оборудованную подвесными путями камеру
хранения замороженного мяса ем-
10

костью, соответствующей вместимости
пятивагонной рефрижераторной секции.
Это условие необходимо отражать в
задании на проектирование. Хранение
замороженного мяса на подвесных
путях в такой камере должно быть
кратковременным (при естественной
циркуляции воздуха) и строго
контролироваться, чтобы не допустить его
сверхнормативной усушки.
Наличие на предприятии подобной
камеры позволит значительно ускорить
загрузку рефрижераторных секций,
избежать их сверхнормативных простоев,
снизить трудоемкость транспортных и
складских работ.
Учитывая, что нагрузка на 1 пог. м
подвесного пути для крупного и
мелкого рогатого скота, а также свиней
различна, признано целесообразным
для специализированных предприятий
по переработке свиней и мелкого
рогатого скота принимать ее равной
200 кг/м.
Для хранения эндокринно-фермент-
ного сырья, жиров, пельменей,
субпродуктов и кишок в контуре здания
холодильника будут проектироваться
отдельные камеры.
При расчете теплопритоков в
камеры холодильной обработки мяса расход
холода на охлаждение и
замораживание следует увеличивать на 30—40 %
для компенсации пиковых тепловых
.нагрузок в начальной стадии процесса.
Важным дополнением технических
условий явилось усиление паротепло-
изоляции ограждений в соответствии
с «Руководством по проектированию
теплоизоляции ограждающих
конструкций зданий холодильников» (М.:
Стройиздат, 1982). Так, например, для
пароизоляции вместо обмазочных
материалов (битумная грунтовка, горячая
битумная мастика) будут применяться
рулонные материалы (пергамент, рубе-
оид, гидроизол и др.)- Коэффициенты
еплопередачи ограждений для
климатических зон страны со среднегодовой
температурой выше 0 °С и ниже 9 °С
при температурах в камерах—30, —20
и —10°С должны приниматься
соответственно 0,17; 0,21 и 0,26 Вт/(м2-К)
@,15; 0,18 и 0,22 ккал/(ч.м2.°С)
вместо ранее применявшихся 0,20; 0,23 и
0,28 Вт/(м2-К) @,17; 0,20 и 0,24 ккал/
(ч«м2«°С). Это позволяет сократить
усушку мяса и расход электроэнергии.
Впервые введено требование при
разработке проектов холодильников для
южной климатической зоны и южной
части средней климатической зоны
применять для кровель солнцезащитные
экраны из волнистых асбестоцементных
листов с проветриваемым под ними
пространством. Кровли холодильников в
средней климатической зоне (кроме
южной ее части) должны оклеиваться
фольгоизолом.
Новые технические условия
дополнены рекомендациями по
предпочтительному выбору испарительных
конденсаторов при условии, что жесткость
свежей воды — не более 3 мг экв/л. При
освоении промышленностью серийного
выпуска воздушных конденсаторов они
будут предусматриваться в проектах
холодильников, кроме расположенных
в зонах с жарким и сухим климатом.
При проектировании холодильных
установок рекомендовано применять
насосно-циркуляционную систему
охлаждения с верхней или нижней
подачей жидкого аммиака.
Для уменьшения замасливания
испарительной системы обязательна
установка гидроциклонов.
Опыт эксплуатации
скороморозильных роторных аппаратов показал
целесообразность подачи в них жидкого
аммиака отдельными насосами, что
принято в технических условиях.
В качестве приборов охлаждения для
камер холодильной обработки мяса
рекомендованы как подвесные, так и
крышные и напольные
воздухоохладители (последние — при недостаточной
высоте камер).
Обвязку аммиачных насосов и
воздухоохладителей трубопроводами,
установку приборов автоматики и
арматуры необходимо проектировать по
утвержденным рекомендациям ВНИКТИхо-
лодпрома.
В целях дальнейшего
совершенствования проектирования холодильников
мясной промышленности в настоящее
время ВНИКТИхолодпромом
совместно с институтами ЛТИХП, ОТИХП,
МТИММП пересматриваются
рекомендации по проектированию холодильных
установок для предприятий мясной
промышленности, которые должны быть
представлены на утверждение в 1985 г.
С учетом их действующие технические
условия на проектирование
холодильников будут скорректированы.

УДК [621.565.92:637.5] .004.182
ИТОГИ ВСЕСОЮЗНОГО
ОБЩЕСТВЕННОГО СМОТРА
ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ
холодильников мясной
ПРОМЫШЛЕННОСТИ ЗА 1984 г.
В минувшем году коллективы
холодильников предприятий мясной
промышленности продолжали участвовать
во Всесоюзном общественном смотре
эффективности работы по сокращению
потерь мяса и мясопродуктов при
холодильной обработке и хранении,
который был объявлен в 1983 г. впервые
в отрасли коллегией Министерства
мясной и молочной промышленности СССР
и Президиумом ЦК профсоюза рабочих
пищевой промышленности.
Участие в смотре позволило не только
выполнить, но и значительно
перевыполнить установленное задание по
сокращению потерь мяса и
мясопродуктов.
В результате внедрения
интенсифицированных способов холодильной
обработки, увеличения выпуска мяса в
блоках, упакованных в полимерные
пленки, совершенствования условий
хранения, улучшения эксплуатации
холодильников Минмясомолпрома СССР
экономия мясных ресурсов в 1984 г.
на них достигла 7,5 тыс. т. против
5,7 тыс. тв 1983 г.
Высокие показатели были достигнуты
рядом предприятий Минмясомолпромов
РСФСР, Украинской ССР, Белорусской
ССР, Литовской ССР, Латвийской ССР,
Эстонской ССР и других союзных
республик.
Коллегия Минмясомолпрома СССР
и Президиум ЦК профсоюза рабочих
пищевой промышленности, рассмотрев
представленные минмясомолпромами
союзных республик и
республиканскими комитетами профсоюза материалы
по итогам Всесоюзного общественного
смотра эффективности работы
холодильников за 1984 г., признали
победителями и наградили дипломами
Минмясомолпрома СССР и денежными
премиями тринадцать предприятий:
дипломом I степени и денежной
премией 1500 руб.— Оршанский
мясоконсервный комбинат Витебской области
Белорусской ССР, Паневежский
мясокомбинат Литовской ССР;
дипломом II степени и денежной
премией 1000 руб.— Свердловский
мясокомбинат РСФСР, Лидский
мясокомбинат Гродненской области Белорусской
ССР, Рижский мясокомбинат
Латвийской ССР, Бельцкцй мясокомбинат
Молдавской ССР;
дипломом III степени и денежной
премией 700 руб.— Тамбовский
птицекомбинат РСФСР, Киевский мясокомбинат
Украинской ССР, Александрийский
мясокомбинат Кировоградской области
Украинской ССР, Таурагский
мясокомбинат Литовской ССР, Сухумский
мясокомбинат Грузинской ССР, Кирова-
бадский мясокомбинат
Азербайджанской ССР, Таллинский мясоконсервный
комбинат Эстонской ССР.
Отмечена хорошая работа коллекти-,
вов холодильников мясокомбинатов \
Новоград-Волынского Житомирской
области Украинской ССР, Калинкович-
ского Гомельской области Белорусской
ССР, Ходжейлинского Узбекской ССР,
Павлодарского и Уш-Тобинского
Казахской ССР.
Следует подчеркнуть, что Оршанский
мясоконсервный комбинат,
Паневежский, Лидский, Рижский,
Александрийский, Таурагский и Кировабадский
мясокомбинаты стабильно добиваются
хороших показателей в работе по
сокращению потерь мяса на холодильниках
и второй год подряд получают высокие
награды.
Признанные лучшими в 1984 г.
предприятия отрасли за счет сокращения
потерь при холодильной обработке и
хранении сэкономили 600 т продукции
на сумму 900 тыс. руб. и тем самым
пополнили мясные ресурсы страны.
Итоги работы холодильников
предприятий мясной промышленности за
1984 г. показали, что наряду с
достижениями имеются и некоторые
недостатки. В частности, коллегией
Минмясомолпрома СССР и Президиумом
ЦК профсоюза рабочих пищевой
промышленности обращено внимание
руководителей Минмясомолпромов РСФСР*|
Киргизской ССР, Таджикской ССР,
Армянской ССР и Туркменской ССР
на недостаточную организаторскую
работу по привлечению трудовых
коллективов производственных объединений и
предприятий мясной промышленности
к участию в проводимом смотре. Этим,
а также всем минмясомолпромам
союзных республик предложено усилить
организаторскую работу в этом
направлении, нацелить трудовые коллективы
всех предприятий на безусловное вы-
12

полнение напряженного задания по
сокращению потерь мяса на
холодильниках в 1985 г.
Проводимый смотр эффективности
работы холодильников отрасли решает
важную задачу, направленную на
пополнение продовольственных ресурсов
страны, и ее надо рассматривать не
только как хозяйственную, но и как
политическую. Резервы сокращения по-
*терь мяса при холодильной обработке
и хранении в промышленности еще
велики, их можно более полно
использовать, если целеустремленно и
настойчиво повышать технический уровень
холодильников, улучшать их
эксплуатацию, совершенствовать условия
хранения вырабатываемой продукции.
Бригадной форме организации и стимулирования труда
широкое внедрение!
Одним из важнейших направлений дальнейшего развития и
повышения эффективности коллективных форм организации и
стимулирования труда в условиях проводимых мероприятий по
совершенствованию хозяйственного механизма является включение в состав
укрупненных бригад мастеров и других инженерно-технических работников
с оплатой их труда в зивисимости от результатов работы этих
коллективов.
В целях усиления связи заработной платы мастеров и других
инженерно-технических работников, включенных в состав бригад,
с конечными коллективными результатами труда и повышения их
материальной заинтересованности и ответственности в достижении
более высоких производственных результатов с меньшими затратами
с учетом опыта работы таких бригад и результатов проводимых
экономических экспериментов Госкомтруд СССР и Секретариат ВЦСПС
постановлением от 29 декабря 1984 г. утвердили «Порядок оплаты
труда и материального стимулирования мастеров и других
инженерно-технических работников, включенных в состав укрупненных
производственных бригад в промышленности и строительстве». В связи
с этим утратил силу утвержденный ими же постановлением от
6 апреля 1984 г. «Временный порядок оплаты труда мастеров и других
инженерно-технических работников, включенных в состав укрупненных
производственных бригад в промышленности».
УДК 658.387.4:658.32
ПОРЯДОК ОПЛАТЫ ТРУДА
И МАТЕРИАЛЬНОГО
СТИМУЛИРОВАНИЯ МАСТЕРОВ
И ДРУГИХ
ИНЖЕНЕРНО-ТЕХНИЧЕСКИХ
^РАБОТНИКОВ, ВКЛЮЧЕННЫХ
ГВ СОСТАВ УКРУПНЕННЫХ
ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ БРИГАД
В ПРОМЫШЛЕННОСТИ
И СТРОИТЕЛЬСТВЕ
1. Настоящий Порядок определяет
условия оплаты труда и материального
стимулирования мастеров и других
инженерно-технических работников,
которые в случаях производственной
необходимости включены в состав
укрупненных производственных бригад с
согласия коллективов бригад и
указанных категорий работников.
2. Мастера и другие
инженерно-технические работники могут включаться
в состав укрупненной производственной
бригады при численности работников,
входящих в ее состав, равной или выше
нормы управляемости для них или при
объемах работ, превышающих нормы
(нормативы) для соответствующих
категорий инженерно-технических
работников.
Организация труда и управления в
таких первичных коллективах должна
перестраиваться таким образом, чтобы
обеспечить сочетание административно-
технического руководства с
общественным управлением, взаимозаменяемость
13

между инженерно-техническими
работниками.
Руководство бригадой возлагается
администрацией с согласия коллектива
бригады, как правило, на мастера или
других инженерно-технических
работников цехов и производственных
участков. При этом в обязательном порядке
создается совет бригады.
В зависимости от условий
производства и организации труда бригада
может объединять всех рабочих,
инженерно-технических работников
производственного участка. В этих бригадах,
как правило, должны
организовываться звенья, возглавляемые звеньевыми
преимущественно из числа рабочих.
3. Основными задачами мастеров и
других инженерно-технических
работников, входящих в состав укрупненной
производственной бригады, являются
организационная и технологическая
подготовка производства,
совершенствование управления,технологии и
организации труда, снижение трудоемкости
выпускаемой продукции, повышение ее
качества, сокращение цикла
изготовления изделий, внедрение хозяйственного
расчета и улучшение на этой основе
конечных результатов работы бригады,
а также осуществление мероприятий по
охране труда и технике безопасности.
4. Оплата труда работников в
бригадах, в состав которых включены
мастера и другие инженерно-технические
работники, осуществляется по единому
наряду за конечный результат.
Для усиления заинтересованности
всех категорий работников, включая
мастеров и других
инженерно-технических работников, в достижении высоких
конечных результатов работы бригады
оплата труда членов бригады должна
производиться по комплексным
сдельным расценкам на единицу продукции
(работы), рассчитываемым исходя из
технически обоснованных норм
времени, выработки (в строительстве — по
калькуляциям, составленным по
укрупненным, единым, ведомственным и
другим технически обоснованным нормам),
тарифных ставок соответствующих
разрядов работ, выполняемых бригадой,
и должностных окладов
инженерно-технических работников.
5. Коллективный сдельный заработок
бригады, подлежащий распределению,
складывается из тарифных ставок
(должностных окладов), сдельного
приработка за перевыполнение норм вы-
14
работки и премий за конечные
результаты работы бригады.
6. Премирование мастеров и других
инженерно-технических работников,
включенных в состав бригады, так же
как и рабочих, осуществляется по
результатам работы этой бригады за
выполнение показателей и условий,
установленных администрацией по
согласованию с профсоюзным комитетом. В
качестве основных показателей
премирования коллективов бригад следует
применять: выполнение производственных
заданий или плана по номенклатуре
выпускаемой продукции, снижение
трудоемкости изготовляемых изделий,
улучшение качества продукции. При
этом премии рабочим, мастерам и дру- !
гим инженерно-техническим
работникам выплачиваются из фонда
заработной платы, а также из фонда
материального поощрения.
Работники бригады могут
премироваться также за коллективные
результаты работы по экономии конкретных
видов материальных ресурсов, за
выпуск продукции с государственным
Знаком качества, изготовление новых
товаров народного потребления
улучшенного качества и другие результаты из
источников, предусмотренных
специальными системами премирования.
7. Сдельный приработок бригады и
премии распределяются между
членами бригады в соответствии с
присвоенными рабочим тарифными разрядами
и установленными мастерам и другим
инженерно-техническим работникам
должностными окладами с учетом
фактически отработанного времени и с
применением коэффициента трудового
участия (КТУ).
8. Размер коэффициента трудового
участия мастерам и другим
инженерно-техническим работникам
устанавливается решением коллектива (совета)
бригады с учетом прежде всего
критериев, характеризующих особенности
функций, выполняемых этими работник
ками (обеспечение условий для
производительной и качественной работы
бригады, безусловное выполнение
правил техники безопасности, недопущение
нарушений технологической и трудовой
дисциплины и др.)- Установленный
коллективом (советом) бригады КТУ
может быть понижен администрацией по
согласованию с профсоюзным
комитетом за обнаруженные упущения в
работе.

9. При распределении в бригаде с
применением коэффициента трудового
участия общей суммы премиального
фонда размер премий отдельным
рабочим и инженерно-техническим
работникам, которым увеличен КТУ, может
превышать предельный размер,
предусмотренный действующими положениями
(без увеличения общей суммы премий
в целом по бригаде).
Премии мастерам и другим
инженерно-техническим работникам,
включенным в состав бригады, выплачиваются
в те же сроки, что и рабочим.
10. В укрупненных производственных
бригадах с повременной оплатой труда,
в состав которых включены мастера
и другие инженерно-технические
работники, должны применяться
нормированные задания (нормы обслуживания,
нормативы численности).
Оплата труда этих работников
производится по установленным им
должностным окладам с премированием за
конечные результаты работы бригады
с распределением премий с применением
КТУ в соответствии с пп. 6, 8 и 9
настоящего Порядка.
11. В бригадах, в состав которых
наряду с рабочими-сдельщиками
включены инженерно-технические работники
и рабочие-повременщики, доплаты за
совмещение профессий (должностей)
работникам, относящимся к различным
категориям персонала (инженерно-тех-
Проблемы экологии
УДК 621.565.945
выбор рациональной
конструкции
косвенно-испарительных
(Воздухоохладителей
К. И. РЖЕПИШЕВСКИЙ,
канд. техн. наук А. В. ДОРОШЕНКО,
Ю. Р. ЯРМОЛОВИЧ
Воздухоохладители
косвенно-испарительного типа, используемые в
системах кондиционирования воздуха,
обеспечивают по сравнению с
воздухоохладителями, подключенными к
холодильным машинам, снижение
энергозатрат в 3—4 раза [6] и при этом
ническим работникам, рабочим и т. п.),
устанавливаются без утверждения
перечня совмещаемых профессий
вышестоящей организацией.
12. Мастерам и другим инженерно-
техническим работникам, занятым в
укрупненных производственных
бригадах выполнением особо ответственных
работ (например, ремонт и наладка
особо сложного оборудования),
должностные оклады могут устанавливаться в
размере до 200 руб. в месяц в том же
порядке, что и для
высококвалифицированных рабочих.
13. Для инженерно-технических
работников, включенных в состав
укрупненных бригад, может вводиться
дополнительная оплата труда за работу в
ночное время в размерах, установленных
для рабочих этих бригад, в пределах
планового фонда заработной платы
объединений, предприятий и
организаций.
14. Конкретный порядок оплаты
труда мастеров и других
инженерно-технических работников, включенных в
состав укрупненных производственных
бригад, с учетом задач и условий труда
и производства устанавливается исходя
из данного Порядка руководителем
производственного объединения
(предприятия) , строительно-монтажной
организации совместно с профсоюзным
комитетом при участии трудового
коллектива.
практически не оказывают вредного
воздействия на окружающую среду.
Экспериментальное исследование га-
летно-сорбентного и галетно-пластинча-
того модулей этих
воздухоохладителей [4] показало перспективность
применения последних, поскольку они
унифицируют и упрощают конструкцию
тепломассообменного аппарата.
Авторы поставили задачу найти
оптимальное конструктивное решение
«сухой» и «влажной» зон галетно-плас-
тинчатого модуля (ГП).
Сохраняя многоканальную
упорядоченную структуру насадки и попе-
речноточную схему взаимодействия
основного О и вспомогательного В пото-
15

ков (во «влажной» зоне противоточное
движение потоков воздуха и воды),
поставленную задачу решали двумя
путями: применением различных
пористых материалов, обеспечивающих
устойчивость пленки орошающей воды
на внешних поверхностях галет, и
использованием различного по отношению
к воздушному потоку расположения
ребер шероховатости поверхности
галет.
Применение регулярной
шероховатости способствует интенсификации
процессов тепломассообмена как в «сухой»,
так и во «влажной» зонах, причем
эта шероховатость создается единым
профилированием листа, выходящего
одной стороной в «сухую», а другой —
во «влажную» зоны. С учетом
рекомендаций [5] разработана конструкция
рифленой поверхности галет [1] с
регулярной шероховатостью в виде
чередующихся выступов и впадин
(высота h =0,6 мм, шаг / =10 мм), которые
образуют в каналах участки с местными
сужениями и расширениями.
Предварительными исследованиями
многоканальных теплообменных
модулей, изготовленных из гофрированного
листа с поперечной регулярной
шероховатостью [1], установлено, что при
равном увеличении гидравлических
сопротивлений интенсивность
теплоотдачи на стороне основного потока у
шероховатых поверхностей на 20—30 %
выше, чем у гладких. Эти теплообмен-
ные модули явились базовыми
элементами для разрабатываемых
воздухоохладителей.
Было исследовано четыре модуля:
ГП-1, ГП-2, ГП-ЗП, ГП-4П. Базовым
для ряда галетно-пластинчатых
модулей являлся модуль ГП-1, для которого
была отработана конструкция «сухой»
зоны. В частности, наилучшие
характеристики получены для насадок,
образованных из листов с поперечной
регулярной шероховатостью, с
эквивалентным диаметром каналов 4о =8 мм.
В модулях ГП-1, ГП-2 и ГП-ЗП во
«влажной» зоне между боковыми
сторонами галет установлен проставочный
лист, имеющий наклонные основное и
вспомогательное рифления. В
результате в этой зоне наряду с
интенсификацией процесса обеспечивается
оптимальное перераспределение
контактирующих сред: вспомогательного
воздушного* потока и пленки орошающей
воды [2], однако не устраняется ее
16
неравномерность на поверхности галет.
На ней одновременно наблюдается
пленочное и струйное течения с
чередованием смоченных и сухих участков.
Чтобы достичь равомерного
распределения орошающей воды, под теплооб-
менными элементами установлен слой
гигроскопического материала, который
удерживает- часть стекающей воды и
под воздействием набегающего
воздушного потока равномерно распределяет
ее по поверхности галет (модуль ГП-2
[2]).
В модулях ГП-1 и ГП-2 для
равномерного орошения поверхности
предусматривали большое количество мест
ввода воды (модули ГП-1 и ГП-2),
что усложняло конструкцию
водораспределителя. Покрытие боковых
поверхностей галет с наружной стороны
тонким слоем пористого материала
толщиной 6=0,1 мм из синтетического
полиамидного волокна способствовало
равномерному орошению поверхности
галет (модули ГП-ЗП и ГП-4П) при
значительном уменьшении расхода ре-
циркулирующей воды Ож — до 150—
200 л/ч. Кроме того, хорошая
смачиваемость пористого материала привела
к увеличению коэффициента
растекания, что, в свою очередь, позволило
значительно упростить систему водо-
распределения.
Для обеспечения поперечноточного
движения вспомогательного потока
в модулях ГП-1, ГП-2 и ГП-ЗП
использовали конструкцию корпуса с
«двойным дном». В модуле ГП-4П применили
прямоточный ввод потоков с
последующим поворотом вспомогательного
потока поперечно основному. Это дало
возможность наряду со снижением
потерь напора в «сухой» и «влажной»
зонах увеличить расход воздуха через
аппарат.
Принципиальная схема
исследованных модулей, их геометрические
характеристики и диапазоны рабочих нач|
грузок приведены в таблице и на рис. 1.
Экспериментальный стенд описан ранее
[4]. Были проведены тепловые и
гидравлические испытания модулей.
Опытные данные обрабатывали по
ранее созданному применительно к по-
перечноточной косвенно-испарительной
схеме методу [4, 8], обеспечивающему
определение параметров всех
взаимодействующих потоков в любой точке
модуля, расчет коэффициентов
переноса суммарного тепла на стороне
вспомогательного потока и теплоотдачи на

Тип
модуля
ГП-1
ГП-2
ГП-ЗП
ГП-4П
>
Схема
контактирования
потоков
Поперечно-
точная
(см. рис. 1)
То же
»

Прямоточная с

следующим
поворотом


гательного потока

поперечно
основному
Число
галет
26
26
26
31
Живое сечение,
м2
«сухой»
зоны
0,0166
0,0166
0,0166
0,0198
«влажной»
зоны
0,031
0,021
0,03
0,025
Эквивалентный
диаметр каналов,
мм

основного
потока
8
8
8
8

вспомогательного
потока
12,8
15,0
12,8
9,7
Значения констант и показателей
степеней в уравнении B)
о103
0,064
0,085
0,84
1,27
к
0,78
0,81
0,77
0,82
т
0,51
0,49
0,41
0,32
п
0,43
0,38
0,12
0,1
Диапазон
изменения
параметров
Re0<4000
ReB<4500
ReJK<100
Re0<4000
ReB<4500
Re)K<100
Re0<4000
ReB<5000
Re)K<45
Re0<3500
ReB<3000
Re«<45
В Ж
ЭЭЬь
s=o
0~
в
t
уь
ь?о
А)
в
ГГ )Т)>1
1 k} \\
Рис. 1. Схема исследованных модулей:
а — поперечноточная; б — прямоточная с последующим,
поворотом вспомогательного потока поперечно основному: Ж —
орошающая вода
стороне основного потока воздуха.
Результаты исследования
тепломассообмена приведены на рис. 2—4 в
виде зависимости числа Нуссельта
основного потока Nu0 от главных
определяющих параметров: расходов
основного G0 и вспомогательного GB потоков
и расхода воды Gw.
Анализ графиков на рис. 2
показывает, что при теплообмене между
основным и вспомогательным потоками
менее интенсивно процесс теплопередачи
^протекает на стороны «сухой» зоны.
^Увеличение скорости основного потока
интенсифицирует теплообмен во всем
исследованном диапазоне скоростей для
всех исследованных модулей.
Зависимости имеют качественно одинаковый
характер (см. рис. 3), причем
применение пористых покрытий улучшает
характеристики аппарата. Увеличение
скорости вспомогательного потока не
приводит к возрастанию коэффициента
теплоотдачи при скоростях,
соответствующих числу Рейнольдса вспомо-
2 J <*Re010*
2 д *ReeW~3
Рис. 2. Зависимость для модуля ГП-4П числа
Нуссельта основного потока Nu0 от числа
Рейнольдса основного потока Re0 (а) и
вспомогательного ReB (б):
О — GB=300 м3/ч; V — GB=400 м3/ч; V — Go=400 м3/ч;
Щ— Go=500 м3/ч
гательного потока Ree>>3000 (см.
рис. 2).
Установлено, что изменение расхода
орошающей воды Gw оказывает
наибольшее влияние на эффективность ра-
2 Холодильная техника № 8
17

NUn
Г ¦
11 1 1 1
Mil—
г- 1/у
\ i i i Г
Г, i iM
,

Loud
йр1(Г*Па
JL-fff*»'
5ft
^0,5 1 2 3 4Re0W*
Рис. 3. Зависимость числа Нуссельта от
основного потока Nuo от числа Рейнольдса основного
потока Re0 для различных модулей.
/ — ГП-4П, 2 — ГП-ЗП, 3 - ГП-2, 4 — ГП-1
10,0 х
5,0
W
2,0
5 10 20 30 $0 50 Rem
Рис. 4. Зависимость числа Нуссельта основного
потока Nu0 от числа Рейнольдса потока
орошающей воды Яеж для различных модулей:
/ — ГП-4П, ГП-ЗП; 2 — ГП-2; 3 — ГП-1
боты модулей без гигроскопического
покрытия (модули ГП-1 и ГП-2). При
Gw>350—400 л/ч A?еж«50)
эффективность работы ни одного из модулей не
увеличивается. Влияние расхода
орошающей воды на интенсивность
процесса охлаждения основного потока
выявляли, находя зависимость Nu0 от
Re*. Критерий Яеж определяли по
формуле:
И / ч
г — л
Г 2\ ^^\
г т^
h Л
Re« =
?ж^э.в
A)
где gn
плотность орошения, vm3/(c-m2),
Яж=0ж//в»
/в — живое сечение каналов «влажной»
зоны, м2;
d3B — эквивалентный диаметр каналов
«влажной» зоны, м;
— коэффициент кинематической
вязкости, м2/с.
На основании полученных данных для
расчета воздухоохладителей с галетно-
пластинчатой вставкой рекомендована
зависимость вида:
Nu0=cRe?Re?Re?.
B)
Аналогичный вид зависимости
использован в [10] при расчете косвенно-
испарительных водоохладителей.
Значения константы с и показателей
степеней в уравнении B), а также рабочие
диапазоны нагрузок приведены в
таблице.
0,5 1,0 2,0 3}0 4,05,0 8,0
Рис. 5. Гидродинамические характеристики
вспомогательного потока при движении его во
«влажной» зоне модуля ГП-4П:
О _ Сж=0; Д — Сж=100 л/ч; П — Сж=300 л/ч
Исследования показали, что лучшие
рабочие характеристики у модуля
ГП-4П, который к тому же
конструктивно прост.
Исследование гидравлических
характеристик (потери напора по
вспомогательному потоку Ар, количество
орошающей воды, задерживаемой в наса-
дочном слое, 6* и коэффициент
сопротивления %) показало, что характер их
изменения практически одинаков для
всех рассматриваемых модулей. В
качестве примера на рис. 5 приведены
эти характеристики для
вспомогательного потока при движении его во
«влажной» зоне модуля ГП-4П.
Установлено, что сопротивление
вспомогательного потока зависит в большей сте-^
пени от расхода воздуха и в меньшей —
орошающей воды.
Значение 6*, являющееся важным
параметром, который влияет на процессы
тепломассообмена и гидродинамику
двухфазного течения, находили,
суммируя статическую и динамическую ее
составляющие. Первую определяли до
разности масс смоченной и сухой
насадок, вторую — методом отсечки
орошающей воды. Конструкция модуля
ГП-4П обеспечивает достаточно боль-
18

шое значение бж, благодаря чему
поверхность галет равномерно покрывается
водяной пленкой. При Re^<3000
значение 6* слабо зависит от скорости
вспомогательного потока и
определяется в основном расходом орошающей
воды. При Re^>3000 нарушается
устойчивость пленки жидкости на боковых
поверхностях галет и, как следствие,
увеличивается унос воды из аппарата.
При росте ReB от 3000 до 4500
происходит постепенное оголение нижней части
поверхности галет и перемещение
пленки вверх.
Сложный характер изменения
коэффициента сопротивления к связан с
влиянием на него гидродинамики про-
^ цесса. С увеличением расхода
вспомогательного потока до значения,
соответствующего Ree=3000, наблюдается
снижение к, в дальнейшем с ростом
Re^ превалирующее влияние на него
оказывает расход орошающей воды.
Оптимальное соотношение потоков
l=Gu/GQ находили, анализируя
зависимость (рис. 6):
QE/N=f(l), C)
где Q — холодопроизводительность;
Е — эффективность охлаждения
основного потока;
N — суммарные энергозатраты на
организацию процесса, учитывающие
работу вентилятора и насоса.
Несмотря на достаточно условный
характер, комплекс QE/N определяет
теплоэнергетическую эффективность
процесса охлаждения. Установлено, что
для всех типов модулей оптимальное
значение / находится в диапазоне
0,9—1,1. Конструкция модуля ГП-4П
наиболее эффективна (см. рис. 6).
Принцииально важен вопрос о
пределе охлаждения, возможном в косвенно-
испарительной схеме. Теоретическим
w,o\
8,0
6,0
0,5 1,0 1,5 2,0 I
Рис. 6. Зависимость комплекса QE/N от
соотношения потоков /:
/ — ГП-4П, 2 — ГП-ЗП, 3 — ГП-2, 4 — ГП-1
ш
пределом для одноступенчатой
косвенно-испарительной схемы является
температура поступающего воздуха по
смоченному термометру 4 [3, 6, 9, 10].
С учетом необратимых потерь реально
достигаемые температуры воздуха,
выходящего из воздухоохладителя,
оказываются выше 4-
Дальнейшее снижение температуры
воздуха без изменения его влагосо-
держания d возможно двумя методами:
использованием многоступенчатых схем
[6] или применением регенеративной
косвенно-испарительной схемы [7].
В последнем случае ставили задачу,
используя лишь одну ступень, охладить
воздух до температуры, близкой к
температуре точки росы наружного
воздуха.
Однако в работе [3] было показано,
что достичь этого при конечных
поверхностях галет сложно. Результаты
испытаний регенеративной косвенно-
испарительной схемы [7] показали, что
она может обеспечить большее
приближение температуры охлаждаемого
воздуха к температуре смоченного
термометра, чем косвенно-испарительная
схема, причем при условии доувлажне-
ния основного потока.
Переход к многоступенчатой схеме
обеспечивает большее охлаждение
воздуха, но связан с ростом
энергозатрат, поскольку увеличиваются
соотношение потоков / и протяженность
каналов тепломассообменного
аппарата. Усложняется также компоновка
модуля.
Были проведены опыты с
многоступенчатой схемой воздухоохладителя с
числом ступеней от одной до четырех.
В качестве ступеней охлаждения
использовали одинаковые модули, хотя
длина последующей ступени может
быть меньше предыдущей. Если судить
по виду зависимости (рис. 7)
QE/N=f(n),
где п — число ступеней,
то лучшие показатели будут у
двухступенчатого модуля, а одно- и
трехступенчатые модули характеризуются
близкими значениями комплекса QE/N.
С ростом числа ступеней
увеличиваются потери давления в воздушном
потоке, в результате чего вместо
вентилятора с напором 150—170 Па для
одноступенчатого модуля следует
использовать вентилятор с большим
напором, например для двухступенчатой
схемы не менее 300 Па.
2*
19

qe/n\
12,0
Щ0\
щ
у
у
у
у
ч/
s2 1
4J
6,0-
1 г з ь п
Рис. 7. Зависимость комплекса QE/N от числа
ступеней в схеме:
/ — ГП-4П (Go=Ga==400 м3/ч), 2 — ГП-4П (G ==
«GB=300 м3/ч), 3 — ГП-ЗП (Go=GB=300 м3/ч)
Использование многоступенчатых
схем позволяет значительно снизить
температуру охлаждаемого воздуха.
Например, при охлаждении воздуха
от /i=40 °C D = 20,9 °С и d=8,2 г/кг,
температура точки росы /р = 10,8°С)
в одноступенчатой схеме основной
поток охлаждается до температуры
25,9 °С D = 16,7 °С); в
двухступенчатой—до 19,4 °С D = 14,4 °С); в
трехступенчатой — до 16,0 °С D = 13,1 °С)
и в четырехступенчатой — до 14,5 °С
D = 12,4 °С).
Одновременно с охлаждением
основного потока охлаждается и
увлажняется вспомогательный поток. Так, для
вышеприведенного примера
интегральные значения параметров
вспомогательного потока для каждой из ступеней
соответственно составляют I — 4 =
= 26,2 °С D.М = 23,0°С); II - 4 =
= 19,3 °С D.М = 17,1°С); Ш - 4 =
= 16,1 °С D.М = 14,7°С); IV -4 =
= 14,4 °С Dм= 13,6 °С).
Вспомогательный поток можно подмешивать к
основному для регулирования влагосо-
держания последнего.
Была рассмотрена также
комбинация обычного модуля и
увлажнительной ступени, включаемой по основному
потоку. Такое решение обеспечивает
дополнительное охлаждение и доувлаж-
нение основного потока. Например,
при охлаждении воздуха от /i=40 °C
(?м=21 °С) в одноступенчатой схеме
получаем ?2=26,0 °С, а в случае
использования дополнительной
увлажнительной ступени — ^2= 19,1 °С D = 16,9°С).
Основной поток воздуха охлаждается
в косвенно-испарительном модуле при
неизменном влагосодержании, а затем
в увлажнительной ступени в режиме
адиабатического увлажнения.
На основании проведенных
исследований для воздухоохладителей
косвенно-испарительного типа рекомендуется
комбинированная прямопоперечноточ-
20
ная схема взаимодействия воздушных
потоков, реализованная в модуле
ГП-4П; использование упорядоченной
многоканальной насадки с регулярной
шероховатостью поверхности;
применение пористых покрытий поверхности
галет во «влажной» зоне аппарата.
Применение
косвенно-испарительного модуля совместно с
увлажнительной ступенью рекомендуется в районах
с жарким сухим климатом и в
помещениях с пониженной влажностью.
Воздухоохладители
косвенно-испарительного типа могут быть включены
в системы кондиционирования воздуха
и благодаря низким энергозатратам
и простоте конструктивного оформления
оказываются в ряде случаев
конкурентоспособными с обычными
воздухоохладителями. Число ступеней (не
более трех) следует выбирать с учетом
требуемой степени охлаждения воздуха
и типа устанавливаемого вентилятора.
Область применения разработанных
косвенно-испарительных
воздухоохладителей не исчерпывается системами
кондиционирования воздуха, их можно
использовать, например, для
охлаждения радиоэлектронной аппаратуры и
т. п.
Следует подчеркнуть также
экологическую чистоту разработанных
воздухоохладителей.
Список использованной литературы
1. А. с. 1101284 (СССР).
2. А. с. 1113641 (СССР).
3. Берм а н Л. Д. О возможности
охлаждения воды наружным воздухом до
температуры точки росы.— Холодильная техника, 1959,
№ 1, с. 40—45.
4. Дорошенко А. В., РжепишевскийК. И.
Рабочие характеристики компактных
косвенно-испарительных воздухоохладителей.—
Холодильная техника, 1983, № 4, с. 38—43.
5. К а л и н и н Э. К., Д р е й ц е р Г. А., Я р х о С. А.
Интенсификация теплообмена в каналах.—
М.: Машиностроение, 1981.— 205 с.
6. Кокорин О. Я. Установки
кондиционирования воздуха.— М.: Машиностроение,
1978.— 160 с. -щ
7. Кондиционер для кабины зерноубороч- 1
ного комбайна «Нива»/ |А. Д. Волкун!
А. Б. Цимерман, М. Г. Зексер, В. С. Майсо-
ценко.— Холодильная техника, 1980, № 3,
с. 14—18.
8. РжепишевскийК. И., Дорошенко4 А. В.
Охладители косвенно-испарительного типа.
Метод расчета.— Рукопись депонирована
в ВИНИТИ, № 5243—82, М., 1981.— 12 с.
9. Perez-Blanko H., Bird W. A.— Trans,
of the ASME J. Heat Transfer. 1984. Vol.
106, №1, pp. 461—469.
10. Teruka S., Noji N., Simada N., Matu-
no O.— Refrigeration, 1983, Vol. 58., № 673
pp. 1041—1049.

За экономию топливно-энергетических ресурсов
УДК 621.575.013:536.7
СРАВНИТЕЛЬНАЯ ОЦЕНКА
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОЙ
ЭФФЕКТИВНОСТИ
ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ЦИКЛОВ
ОДНОСТУПЕНЧАТОЙ
АБСОРБЦИОННОЙ
БРОМИСТОЛИТИЕВОЙ
ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
Канд. техн. наук Л. С. ТИМОФЕЕВСКИЙ,
А. А. ДЗИНО,
канд. техн. наук А. О. ЦИМБАЛИСТ,
канд. техн. наук Н. Г. ШМУЙЛОВ
В одноступенчатых абсорбционных
бромистолитиевых холодильных
машинах промышленного типа применяют
циклы с совмещенными [3] или
раздельными [1] процессами тепломассо-
переноса в абсорберах.
Выбор цикла на первоначальном
этапе разработки каждой
холодильной машины должен основываться на
анализе термодинамической
эффективности циклов в условиях конкретных
параметров внешних источников. При
этом наиболее прост сравнительный
анализ термодинамической
эффективности теоретических циклов машин при
заданных температурах внешних
источников.
Влияние различных параметров на
термодинамическую эффективность
теоретических циклов одноступенчатой
холодильной машины с более
распространенными совмещенными
процессами тепломассопереноса в абсорбере
рассмотрено в работе [5], однако
до настоящего времени основные
показатели таких циклов не сопоставлены
с показателями циклов с раздельными
процессами тепломассопереноса в
абсорбере. Задачей проведенной работы
и являлась сравнительная оценка
основных термодинамических
показателей указанных циклов.
Схема и теоретический цикл
одноступенчатой абсорбционной бромисто-
литиевой холодильной машины с
совмещенными процессами
тепломассопереноса в абсорбере приведены на
рис. 1.
Основные процессы цикла (см. рис.
1,6): 2—7 — нагрев слабого раствора
Рис. 1. Схема (а) и теоретический цикл (б) одноступенчатой абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машины с совмещенными процессами тепломассопереноса в абсорбере:
/ — конденсатор; // — генератор; III — теплообменник растворов; IV — испаритель; V — абсорбер;
yj _ насос слабого раствора; р0, pa, ph, pK — давления соответственно кипения рабочего вещества,
абсорбции пара, кипения раствора и конденсации пара
21

3t 3h3max
с^Дж/кг
Рис. 2. Схема (а) и теоретические циклы (б) одноступенчатой абсорбционной бромистолитиевои
холодильной машины с раздельными процессами тепломассопереноса в абсорбере:
/ — конденсатор; // — генератор; /// — теплообменник растворов; IV — испаритель; V — абсорбер;
VI — переохладитель раствора; VII, VIII — насосы слабого и смешанного растворов соответственно;
IX, X, XI — вентили
в теплообменнике; 7—5 — адиабатно-
изобарная десорбция пара рабочего
вещества (воды); 5—4 — кипение
раствора в генераторе до
концентрации ?* 4—8 — охлаждение крепкого
раствора в теплообменнике; 8—9 —
адиабатно-изобарная абсорбция
водяного пара раствором; 9—2 —
абсорбция водяного пара раствором при
совместном тепломассопереносе в
абсорбере на его трубном пучке до
концентрации ?*; 3'—3 — отвод теплоты
перегрева и конденсация водяного пара
в конденсаторе; 3—/' — кипение
воды в испарителе.
На рис. 2 приведены схема и
теоретические циклы одноступенчатой
машины с раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере.
При заданных температурах внешних
источников концентрация слабого
раствора в абсорбере ?* в данном цикле
может быть принята различной в
пределах ОТ Lmin=?a ДО Еатах (СМ-
рис. 2,6). При Lmin=5* рециркуля-
ция слабого раствора в цикле 2—7—
5—4—8—2 достигает бесконечно
большой величины, и концентрация
смешанного раствора ?смт1П будет равна
концентрации слабого раствора |*
т. е. имеет место равенство Еа min=
= 5а==?смтт. В этом случае параметры
основных узловых точек 1, Г', 3, 3',
2, 7, 4, 8 цикла будут полностью
соответствовать параметрам тех же
узловых точек цикла с совмещенными
процессами тепломассопереноса в
абсорбере (см. рис. 1,6).
При отсутствии рециркуляции
слабого раствора в цикле 9—70—50—4—
#0—8 концентрация раствора в конце
процесса абсорбции достигнет значения
?атах- Для осуществления этого цикла
в схеме машины (см. рис. 2,а) вентили
IX, X закрывают, вентиль XI
открывают, а насос VIII выключают. Любой
из промежуточных циклов, например
2i—7i—5i—4—8i—9i—10i (см. рис. 2,6),
протекает при вполне определенной
кратности рециркуляции слабого
раствора, причем концентрация слабого
раствора имеет значение ?а1, а
смешанного — ?си/.
Для теоретического анализа всех
циклов приняты следующие условия:
в процессах абсорбции пара и
кипения раствора отсутствуют потери
от недонасыщения и недовыпаривания
растворов в соответствующих
аппаратах; в теплообменниках растворов
имеет место полная рекуперация
теплоты;
22

гидравлические сопротивления,
возникающие при прохождении пара из
испарителя в абсорбер и из
генератора в конденсатор, отсутствуют;
высшая температура раствора в
конце процесса кипения его в
генераторах /4 равна температуре греющего
источника h\
низшая температура в конце
процесса абсорбции /г в цикле с
совмещенными процессами
тепломассопереноса в абсорбере равна
температуре конденсации пара tK, которая в свою
очередь принята равной температуре
источника охлаждающей среды tW9
а в циклах с раздельными
процессами тепломассопереноса в абсорбере
температура раствора на выходе из
переохладителя (в точках 2, 10h 8
на рис. 2,6) также равна температуре
конденсации tK и температуре
источника охлаждающей среды tw;
температура кипения воды в
испарителе to равна температуре
охлажденного источника /s;
состояние пара, поступающего из
генератора в конденсатор, определяется
при средней концентрации раствора в
циклах ?ср и давлении в генераторе
Р*.
Эффективность рассматриваемых
циклов оценивали по тепловому
коэффициенту, кратностям циркуляции и
рециркуляции слабого раствора.
Основные уравнения для
определения различных показателей циклов
следующие.
Тепловой поток в испарителе
qo=i\<—k. A)
В циклах с совмещенными и
раздельными процессами тепломассопереноса
в абсорбере при бесконечно большой
кратности рециркуляции слабого
раствора тепловой поток в конденсаторе,
абсорбере, генераторе и
теплообменнике растворов соответственно
q=ib,—?3; Bа)
I qa=iy+a*(is—i2)—k; (За)
Qh=h'+a* (U—h) —U\ Da)
qT=(a*—\) (U—h)=a*(i7—i2); Ea)
в циклах с раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере при
промежуточном значении концентрации
слабого раствора ?а/
?=*з'г—*'з; Bб)
Яа=1\*+а1 (hi—hi) —hi=
= F.+а_1)(/9._/10.); C6)
qh=k4-^ai(U—i1)—h\ D6)
qT= (а,— 1) (ц—i8i) =at (i7i—i2i); E6)
в циклах с раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере при
отсутствии рециркуляции слабого
раствора
<7='3W— 'Si BВ)
<7а='1'+ао (*8 о—i*9 ) —i% o=
= (а0—1)(/во—is); (Зв)
<7л='з'тах+ао (*4—h о) —и\ Dв)
<7Т= (а0— 1) (i4—/8 о)=а0 (*т о—k), Eв)
где а* — кратность циркуляции раствора,
Ъг—Ьа
Е*
я<= —— ; G)
Ъг Ъа i
bt — кратность рециркуляции слабого
раствора,
ь_ (g^i)(/8/-/9/)_ (а.-1)(^-^см.) _
'9/ l2i Ьсм i &a i
__ ^+(flr-1)/щ
а0= = -—— . (9)
Ьг Ъа max
Тепловой коэффициент циклов
ST=W<7tf. (Ю)
Циклы рассчитаны на основе
термодинамических свойств водного раст-;
вора бромистого лития [4].
На рис. 3 для теоретических
циклов машин с совмещенными
процессами тепломассопереноса в абсорбере
показаны зависимости теплового
коэффициента gT и кратности циркуляции
раствора а* от высшей температуры
кипения раствора в генераторе t\
при различных значениях температуры
кипения воды в испарителе /о и
постоянной низшей температуре раствора
в абсорбере *2=33° С.
Как следует и графика, тепловой
коэффициент ?т с повышением /0 от 5
до 20° С при постоянном значении tA
увеличивается в среднем на 6,7 %, а
с повышением t4 с 65 до 85° С при
постоянном значении ^0 уменьшается
в среднем на 4,0 %. Последнее можно
объяснить тем, что с повышением t4
при постоянных температурах /0, tK и
t2 возрастает средняя концентрация
раствора в цикле ?ср, а
следовательно, и дифференциальная теплота
смешения раствора в генераторе, что, в
свою очередь, требует увеличения
тепловой нагрузки генератора [2]. С
ростом средней концентрации раствора при
постоянном давлении кипения в гене-
23

85 t?,°C
Рис. 3. Зависимость теплового коэффициента gT
и кратности циркуляции раствора а* от высшей
(температуры кипения раствора в генераторе tA
при различных значениях температуры кипения
воды в испарителе U и постоянной низшей
температуре раствора ь=33°С для
теоретических циклов маши* * совмещенными процессами
тепломасрпперенос* v абсорбере
раторе /;,, >величивается и энтальпия
образующегося водяного пара iy (см.
рис. 1,6).
Кратность циркуляции раствора а*
возрастает с понижением /4 и to
(см. рис, 3).
На рис. 4 показана зависимость
теплового коэффициента gT от
температуры кипения воды в испарителе
/0 в циклах с раздельными
процессами тепломассопереноса в абсорбере
при различной кратности рециркуляции
слабого раствора bt и постоянных
температурах растворов в генераторе
/4=85° С и абсорбере /2=33° С.
При 6 = оо тепловой коэффициент в
данных циклах равен тепловому
коэффициенту в циклах с совмещенными
процессами тепломассопереноса.
С уменьшением bt от оо до 0 в циклах
с раздельными процессами
тепломассопереноса тепловой коэффициент
снижается. Это вызвано ростом
температуры раствора на выходе из
абсорбера и соответственно на выходе из
регенеративного теплообменника
растворов it2 = tbl). что приводит к
ухудшению внутренней регенерации
теплоты. Кроме того, в циклах с
раздельными процессами по сравнению с
0,875
ОЩ
0,625
^
*.-
0
///
10
/5
to,0С
Рис. 4. Зависимость теплового коэффициента с,т
от температуры кипения воды в испарителе U
при различной кратности рециркуляции слабого
раствора Ь{ и постоянных температурах
растворов в генераторе /4=85 °С и абсорбере /г=33 °С
для теоретических циклов машин с раздельными
процессами тепломассопереноса в абсорбере
циклами с совмещенными процессами
наблюдается и больший перегрев пара,
образующегося при кипении раствора в
генераторе.
В циклах с раздельными
процессами тепломассопереноса в
абсорбере при полном исключении
рециркуляции слабого раствора (&г=0)
тепловой коэффициент ниже, чем в
циклах с совмещенными процессами: при
/0=7°С на 3,2%, а при /0=18°С на
4,6 % (^4=85° С и /2=33° С). Более
интенсивное снижение теплового
коэффициента с ростом температуры
кипения в испарителе, а значит, и
давления в абсорбере, вызвано
ухудшением регенерации теплоты в циклах
с раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере при
постоянных температурах охлаждающей и
греющей сред.
Таким образом, тепловой
коэффициент циклов с раздельными
процессами тепломассопереноса в абсорбере
ниже, чем циклов с совмещенными
процессами при равных температурах
внешних источников. Исключение
составляет цикл с бесконечной
рециркуляцией слабого раствора F^=00),
24

тепловой коэффициент которого равен
тепловому коэффициенту цикла с
совмещенными процессами.
С введением в цикл с
раздельными процессами тепломассопереноса
в абсорбере рециркуляции при
увеличении bt от 0 до оо циркуляция
уменьшается от максимального
значения до минимального, суммарный
расход циркулируемого и рециркулируе-
мого растворов повышается от
максимального значения циркуляции до
бесконечности. При этом возрастают
энергозатраты на привод насосов
растворов.
При полном исключении
рециркуляции слабого раствора в циклах с
раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере энергозатраты на
привод насосов растворов также
возрастают, так как кратность
циркуляции раствора увеличивается в
среднем в 12 раз как при t0=7° С, так и
при t0=l8° С по сравнению с
кратностью циркуляции раствора в циклах
с совмещенными процессами
тепломассопереноса в абсорбере при
одинаковых высшей температуре раствора
в генераторе /4=85° С и низшей
температуре в абсорбере /2=33° С.
Полученные результаты позволяют
сделать вывод, что по основным
показателям термодинамическая
эффективность теоретических циклов с
раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере ниже
термодинамической эффективности теоретических
циклов с совмещенными процессами
тепломассопереноса в абсорбере при
одинаковых температурах внешних
источников. Однако применение цикла с
раздельными процессами позволило
I
ИЮБРЕТЕНИЯ
A1) 1155834 4E1) F25 Dl/00, A23 N17/00 B1)
3672246/28-13 B2) 07.12.83 G1) Головной
экспериментально-конструкторский институт по
машинам для переработки травы и соломы G2)
С.-Н. Э. Рузгас, М. С. Серулявичус, В. И.
Коршунов E3) 621.568.4
E4) E7) 1. ОХЛАДИТЕЛЬ ГРАНУЛ,
содержащий вертикальный корпус с жалюзи на
создать агрегат АБХА-5000 с
единичной мощностью, вдвое превышающей
мощность агрегата АБХА-2500 с
совмещенными процессами [1]. При этом
агрегат АБХА-5000 можно
транспортировать по железной дороге, что
невозможно было бы, если в агрегате
такой мощности использовали
совмещенные процессы тепломассопереноса
в абсорбере.
Тем не менее решение вопроса о
применении абсорбционных бромисто-
литиевых холодильных машин с
раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере должно быть
основано на комплексном рассмотрении как
термодинамических, так и
экономических характеристик работы машин
этого типа при конкретных условиях
эксплуатации.
Список использованной литературы
1. Абсорбционный холодильный агрегат
производительностью 6000 кВт с
использованием низкотемпературной теплоты для
охлаждения воды / Л. М. Розенфельд,
Н. Г. Шмуйлов, И. М. Калнинь и др.—
Теплоэнергетика, 1982, №-2, с. 64—66.
2. Бадылькес И. С, Данилов Р. Л.
Абсорбционные холодильные машины.— М..
Пищевая промышленность, 1966, с. 356.
3. Исследование абсорбционных бромисто-
литиевых холодильных машин АБХА-2500
в ленинградском объединении «Светлана» /
Н. Г. Шмуйлов, Ю. А. Вольных, Л. М.
Розенфельд и др.— Холодильная техника,
1979, № 12, с. 7—11.
4. Термодинамические свойства водных
растворов бромистого лития / О. И. Верба,
В. А. Груздев, В. А. Захаренко и др.—
В кн.: Теплофизические свойства растворов.
Новосибирск, 1983,- с. 19—34.
5. Усюкин И. П., Колосков Ю. Д. О
применении различных растворов для
абсорбционных холодильных установок.—
Холодильная техника, 1974, № 7, с. 28—31
боковых стенках для прохождения
охлаждающего воздуха, загрузочное окно и разгрузочное
приспособление, включающее выполненное в
днище окно и размещенные под ним лотки,
связанные с вибратором, отличающийся тем, что,
с целью упрощения конструкции, лотки
выполнены в виде разъемных коробов, нижняя часть
каждого из которых установлена с возможностью
перемещения в вертикальной плоскости, а верхняя
часть связана с корпусом жестко.
2. Охладителе по п. 1, отличающийся тем,
что нижняя часть короба связана с корпусом
посредством пружины растяжения.
3. Охладитель по п. 1, отличающийся тем,
что нижняя часть короба установлена на
пружине сжатия.
25

НАУКА,
ТЕХНИКА.
ТЕХНОЛОГИЯ
УДК 621.646.98:669.14.018
ВЫБОР МАТЕРИАЛА ДЛЯ
ПЛАСТИН КЛАПАНОВ
ХОЛОДИЛЬНЫХ КОМПРЕССОРОВ
Канд. техн. наук Е. Л. КЛИВАНОВ,
Е. В. КОЧЕТКОВА, В. А. НИКИТИН
Надежность и эффективность работы
поршневого компрессора существенно
зависят от пластин клапанов. Их изготавливают
вырубкой из катаной стальной термообра-
ботанной ленты.
На седле клапана пластины
подвергаются нагрузке от разности давлений
нагнетания и всасывания, а при открытии
и закрытии клапана —
ударно-изгибающим нагрузкам, повторяющимся с частотой
16—25 Гц при общем количестве циклов
не менее 5-Ю8. На них воздействуют также
повышенные температуры и холодильная
среда. При таком комплексе воздействий
применяемая для пластин лента должна
иметь повышенную стойкость к
изнашиванию и разрушению. Так как при посадке
на седло пластины призваны надежно
перекрывать клапан, не допуская чрезмерных
перетечек пара, у ленты должны быть
высокие показатели по чистоте обработки
поверхностей и плоскостности.
Многолетние наблюдения показывают,
что отказы пластин в основном вызваны
усталостью стали. Возникновение очагов
усталостного разрушения при напряжениях
на 25—50 % меньших предела текучести
материала обусловлено наличием в нем
неметаллических включений, газовых пор,
микротрещин и т. д. Их роль * в
усталостных процессах иллюстрирует рис. 1, на
котором показано влияние размера дефекта
на относительную долговечность пластин.
При дефектах порядка до 5—10 мкм
долговечность пластин максимальна и
соответствует противоизносным возможностям
стали. При больших дефектах долговечность
пластин снижается и тем сильнее, чем менее
пластична сталь. При наличии крупных
дефектов, соизмеримых с критической длиной
трещины C0—90 мкм [2, 4]), пластины
разрушаются, не отработав и 10 % своего
ресурса.
Возникающие на пластинах в местах
контакта с седлом и ограничителем клапана
пояски износа служат также источником
трещинообразования. При этом разрушение
поверхности зачастую само является
следствием ее усталости от циклического
ударного соприкосновения с седлом и
ограничителем клапана. При соударениях контактные
слои металла деформируются,
переупрочняются и выкрашиваются.
У пластин кольцевых и пятачковых
клапанов наблюдается абразивно-механическое
изнашивание при их провороте
относительно посадочных мест [3].
На рис. 2 показан характер изнашивания
в пятачковом клапане пластин с круглым
контуром и в виде правильного
многоугольника, вершины которого очерчены
дугами [1]. Поскольку у новой пластины грани
скользят вдоль направляющей (паучка), а
вершины расположены в прорезях
направляющей, проворота пластины не бывает,
и она в 3—4 раза менее интенсивно
изнашивается.
Повышение степени деформационного
упрочнения (по твердости) контактных
поверхностей сопровождается снижением ско-
100 \ 1—I I VI 111 V I—I I I I ГЦ] I
* \ \
1 IN \Ы
| 7S\ [ММ fJ X
* Н—— \ N —
! \\\\\\\\\ ft
/ 5 10 50 100
Размер де (ре к та 7 мкм j
Рис. 1. Влияние размера дефекта на
относительную долговечность пластин клапанов:
6i и бг — относительное удлинение стали
F2>б,)
0,3л 1 | 1
Рис. 2. Характер изнашивания пластин
пятачкового клапана в процессе эксплуатации:
/ — пластина; 2 — направляющая;
сталь 7С27Мо2 (фирмы «Сандвик», Швеция);
сталь 09X15Н8Ю
26

Щ20
I
i
о— I \
5 10 15 20 25
Степень упрочнения, %
30 Jf
Рис. З. Влияние степени деформационного
упрочнения поверхностей на скорость изнашивания
пластин при наличии (/) и отсутствии B)
абразивно-механического изнашивания
Относительная изнашиваемость
5» ^
СП-22
Рис. 4, Относительная изнашиваемость пластин
при отсутствии (заштрихованная часть) и
наличии (незаштрихованная часть)
абразивно-механического изнашивания контактных поверхностей
рости абразивно-механического
изнашивания, но в то же время ускорением
контактного растрескивания, о чем
свидетельствуют данные по изнашиванию пластин из
стали 09X15Н8Ю, представленные на рис. 3.
И если не принимать конструктивных мер
для предотвращения проворота, то трудно
подобрать сталь для пластин, так как она
должна удовлетворять противоречивым
требованиям — иметь высокую твердость
(чтобы противостоять абразивно-механическому
изнашиванию) и повышенную пластичность
(чтобы противостоять хрупкому
разрушению поверхности).
При выборе материала пластин
обращают внимание на то, чтобы предел
прочности его ав был не менее 1000 МПа (для
снижения массы пластин и тем самым
энергетических потерь в клапане). В связи с этим
для пластин подходят термообработанные
ленты из инструментальных (У10А) и
пружинных F5Г) сталей с пределом прочности
0в=16ОО-г-18ОО МПа, пределом
выносливости о-1=5-^650 МПа и относительным
удлинением 6=5-7-7 %. Наряду с ними
перспективна и сталь БП, которая имеет
сходный с инструментальными сталями
химический состав и благодаря выплавке из бело-
рецкого первородного чугуна без лома и
дополнительной обработке в ковше твердыми
рафинирующими смесями с продувкой
аргоном обладает повышенными (почти в 1,5
раза) пластичностью, вязкостью и
усталостной прочностью.
Учитывая химическую активность
хладагента и масла, в ряде случаев применяют
коррозионностойкие хромистые стали мар-
тенситного класса с высокими пределами
прочности и выносливости (ав>1500 МПа,
о\_,>800 МПа) — сталь 30X13 и ее
шведский (фирма «Сандвию») аналог с добавкой
молибдена 7С27Мо2.
Находят применение и
коррозионностойкие хромоникелевые стали, предпочтительно
переходного класса @9X15Н8Ю), которые
при удовлетворительном пределе прочности
(ав^1000 МПа) обладают повышенными
относительным удлинением F>40 %),
ударной вязкостью (KCV>620 кДж/м^) и
способностью компенсировать энергию
ударного воздействия аустенитно-мартен-
ситным превращением. Промышленностью
налажен выпуск ленты из мартенситно-ста-
реющей стали 12ХНМКТЮ (СП-22) с
высоким качеством поверхности.
Во ВНИИхолодмаше проведены
исследования с целью выбрать из указанных
сталей такие, пластины из которых по
износостойкости и выносливости удовлетворяли бы
всему конструктивному многообразию
клапанов. На стенде были испытаны пластины
пятачковых клапанов, выполненные из
различных сталей (по восемь каждой марки),
в составе холодильных компрессоров в
условиях практического отсутствия и наличия
абразивно-механического изнашивания.
Противоизносные свойства сталей
оценивали в период их приработки к опорным
поверхностям клапана (первые 500 ч работы).
Наиболее стойкими к изнашиванию
оказались пластины из сталей БП-1М и У10А
(рис. 4), которые были выбраны для
дальнейших исследований.
Пятачковые и полосовые пластины
B72 шт.) из этих сталей,
изготовленные из ленты толщиной и шириной
соответственно 0,5X55 и 0,4X6 мм устанавливали
в клапаны 2ФУБС12-Ц120М, 2ФУУБС25-
Ц040М, АУ45-Ц120-01/00в, АУ45-Ц41-00а.
За эксплуатационную стойкость принимали
продолжительность работы пластин до
поломки. Испытания длились 6 тыс. ч
(межремонтный период клапанов). За время
испытаний ни одна пластина из стали БП-1М
не вышла из строя, в то время как из
стали У10А обычной выплавки
эксплуатационная стойкость полосовых пластин не
превышала 1,5 тыс. ч, а пятачковых —
2,5 тыс. ч.
Требуемой долговечности пластин из
стали У10А достигали повышением
пластичности металла, уменьшением дефектов и
прежде всего неметаллических включений
до размеров не более 10 мкм, снижением
27

Таблица 1
Показатели
Массовое содержание
примесей, %
серы
фосфора
Массовое содержание
газов, %
кислорода
азота
Загрязненность
неметаллическими
включениями, балл
(по ГОСТ 1778—
70)
оксидами
точечными
строчечными
сульфидами
точечными
строчечными
нитридами
силикатами
Максимальный
размер
неметаллических включений,
мкм
без обработки
0,020
0,030
0,010
0,012
2
2
1,5
3
3
2
| 30
УЮА
АШР
0,007
0,006
0,0029
0,0089
0,5
1,0
1,0
Нет
1,0
0,5
' 10
Марка стали
ЭШП
0,005
0,003
Не опеределено
То же
0,5
Нет
0,5
Нет
Нет
Нет
10
АШР
0,013
0,015
0,0046
0,0045
1,0
Нет
0,5
Нет
Нет
Нет
10
БП
ЭШП
0,004
0,013
Не определено
То же
1,0
Нет
0,5
Нет
Нет
Нет
10
Таблица 2
Показатели качества
Предел прочности, МПа
Шероховатость, мкм
поверхности
кромок
Желобчатость, %
Поперечная разнотолщинность по
ширине (чечевицеобразность), %
Число перегибов
плющеная
1580—1860
0,34—0,40
Не определена
Нет
0,15
21—50
Лента
катаная
1580—1860
0,30—0,32
3,7—5,0
0,1
Нет
22—31
гост
21996—76
1580—1860
0,63
6,3
0,5
Нет
15
фирмы
«Сандвик»
1600—1900
0,30
Не определена
0,1
Нет
16
загрязненности металла неметаллическими
включениями до уровня минимальной
вероятности их попадания в область действия
максимальных напряжений. При этом для
устранения чрезмерной локальной
концентрации напряжений шероховатость
поверхности ленты и содержание наиболее опасных
оксидных и силикатных включений
стремились свести к минимуму.
Улучшение свойств и чистоты металла
обеспечили при его выплавке обработкой
в ковше жидкими синтетическими шлаками
с продувкой аргоном (способ АШР) или
электрошлаковым переплавом (ЭШП)
слитков, о чем наглядно свидетельствуют
сравнительные данные, представленные в табл. 1.
Здесь же приведены результаты,
достигнутые при аргонно-шлаковой обработке и
электрошлаковом переплаве стали БП.
Помимо существенного снижения содержания
газов, примесей, содержания и размеров
неметаллических включений,
дополнительное рафинирование оказало положительное
влияние на пластичность и усталостную
прочность металла. По эксплуатационной
стойкости полосовые и пятачковые пластины
из глубокорафинированной стали УЮА,
испытанные в количестве 186 шт., не уступали!
пластинам из стали БП.
Одновременно с повышением чистоты
металла улучшены микрогеометрия и
плоскостность пластин. Особое внимание
обращено на качество кромок узких лент для
пластин полосовых клапанов. Такие ленты
до сих пор изготавливали продольной резкой
широкой катаной полосы, при этом на
острых кромках возникали заусенцы,
микротрещины, появлялась желобчатость. Они
были устранены технологическими
мероприятиями. Коренного улучшения качества
узких лент добились переводом на их
изготовление из проволочной заготовки методом
26

плющения. При такой технологии ленты
получаются с естественным закруглением
кромок, что исключает возможность появления
дополнительных очагов разрушения.
Показатели качества разработанных
клапанных лент в сопоставлении с
показателями качества отечественного и
зарубежного аналогов приведены в табл. 2.
Как видно, разработанные ленты по
основным параметрам находятся на уровне
лучшего зарубежного образца, а по
количеству перегибов, особенно плющеная,
значительно его превосходят.
Катаная лента из стали У10А-Ш
(ТУ 14-4-964—78) и плющеная из сталей
БП-1М и БП5-Ш (ТУ 14-4-1273—84)
рекомендованы для изготовления пластин
полосовых, пятачковых и кольцевых клапанов.
Намечены к выпуску следующие
типоразмеры пластин (толщинахширина): 0,4X6;
0,6X7; 0,6X8; 0,8X8; IX10; 0,5X55;
0,8X100 мм (последние два типоразмера
только для катаной ленты).
Начатые широкие стендовые и
эксплуатационные испытания клапанов с
пластинами, изготовленными из промышленных
партий лент улучшенного качества,
показывают, что их применение повышает ресурс
пластин, а благодаря достижению
плоскостности и холодопроизводительность
компрессоров. В конечном итоге это приводит к
сокращению затрат при эксплуатации
холодильных компрессоров.
Список использованной литературы
1. А. с. № 1060855 (СССР).
2. Клибанов Е. Л., Бежанишвили Э. М.
Повышение надежности пластин кольцевых
клапанов.— Холодильная техника, 1981, № 2,
с. 18—23.
3. Кочеткова Е. В., Клибанов Е. Л.,
Бежанишвили Э. М. Повышение
долговечности пластин клапанов пятачкового типа.—
Холодильная техника, 1979, № И, с. 40—43.
4. Юхансеон Г., Персеон Г. Влияние
условий испытаний и фактов, относящихся к
материалу, на усталостную прочность клапанной
стали.— Сообщения Исследовательского
центра по сталям «Сандвик», Швеция. 1979.— 21 с.
УДК 621.565.044:629.12
ДИНАМИКА ТЕРМИЧЕСКИХ
СОПРОТИВЛЕНИЙ
КОНДЕНСАТОРОВ СУДОВЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Д-р техн. наук, проф. Л. И. КОНСТАНТИНОВ,
канд. техн. наук Л. Г. МЕЛЬНИЧЕНКО,
Ю. А. ЛИЙВ
Динамика роста термического
сопротивления теплопередающей поверхности
конденсатора судовой холодильной установки
(СХУ) зависит от интенсивности
оседания масла на наружной поверхности труб
конденсатора (для аммиачных установок),
образования окислов металла и появления
загрязнений на внутренней поверхности
труб. Термическое сопротивление
загрязнений труб составляет более половины
общего термического сопротивления в
конденсаторе СХУ. Наличие загрязнений
может уменьшать коэффициент
теплопередачи поверхности в 2—2,5 раза [4].
В данной работе рассматривается
методика определения общего термического
сопротивления 2/? на основании параметров
работы СХУ в условиях эксплуатации.
В основу методики положены зависимости,
описывающие математические модели
конденсаторов СХУ [2, 3].
При расчете 2/? в массив исходных
данных вошли количество компрессоров
и водяных насосов, работающих в данный
момент, и взятые из вахтенных
журналов параметры узловых точек цикла работы
холодильной установки: давления или
температуры кипения и конденсации
хладагента, температура или давление
хладагента в промежуточном сосуде,
температуры хладагента на всасывании в ступени
низкого и высокого давлений,
температуры конца сжатия в ступенях низкого и
высокого давлений, температура
охлаждающей воды на входе в конденсатор и
выходе из него, расход охлаждающей
воды через конденсатор Vw.
По общеизвестным формулам [3]
определяли расходы хладагента через ступени
низкого и высокого давлений и тепловую
нагрузку на конденсаторы QK с учетом
состава парка оборудования.
Общее термическое сопротивление 2/?
находили на основании обобщения
математических моделей конденсаторов
различных типов судов [1]:
'к-0,99^, b—cVw
2ja= ¦— >
aQKl(T4 a
где tK — температура конденсации, °С;
tw\ — температура охлаждающей
воды на рходе в конденсатор, °С;
а, Ь, с — коэффициенты, зависящие от
конструктивных особенностей
конденсаторов (табл. 1).

Таблица 1
Характеристики
Площадь теплопередающей поверхности, м2
Число ходов по воде
Количество труб
Длина труб, м
Диаметр труб, м
внутренний
наружный
Расход охлаждающей воды, м3/с
Коэффициенты для расчета 2/?
а
Ь
с
БМРТ
сМаяков-
ский»
80
4
444
3,000
0,020
| 0,028
0,025
1,260
0,2554
5,5728
РТМ
сТропик»
90
4
264
2,925
0,030
0,038
' 0,044
2,1274
0,2998
3,7152
РТМ
«Атлантик»
160
4
565
2,495
0,032
0,038
' 0,084
1,1880
0,09365
0,6564
РПБ
«Профессор
Баранов»
125
8
254
| 4,070
0,031
! 0,038
0,0417
1,3785
0,1344
1,8576
Таблица 2
Номер
кривой
(см.
рис. 1,а
1
2
3
4
РТМ «Атлантик»
А
ю-4
ю-4
ю-4
ю-4
1 В
0,8607
0,8476
0,8439
0,8956
С
0,128
0,120
0,096
0,154
БМРТ «Лесков»
А
10~4
10~4
Ю-4;
ю—4 j
в
0,9447
0,9215
0,8761
0,8200
С
0,151
0,120
0,072
0,035
Основные конструктивные
характеристики конденсаторов различных типов судов
приведены в табл. 1.
Существенное отличие численных
значений коэффициентов, входящих в
выражение для ?/?, объясняется
существенным расхождением конструктивных
характеристик конденсаторов различных типов
судов. Коэффициент Ъ зависит от тепло-
передающей поверхности конденсатора,
поэтому для судов типа РТМ «Атлантик» он
значительно ниже. Коэффициент с, кроме
того, зависит от числа труб в одном
ходу, их диаметра и расхода охлаждающей
воды. Для РТМ «Атлантика он ниже по
сравнению с БМРТ в 8,5 раза. На
коэффициент а эти характеристики оказывают
меньшее влияние.
Зависимость общего термического
сопротивления от продолжительности работы
описывается уравнением вида нелинейной
регрессии, коэффициенты которого
рассчитывали по методу наименьших квадратов
со взвешиванием. На основе достаточно
представительного объема статистической
информации была получена зависимость
2#=Лтв+С,
где А, В, С — коэффициенты, зависящие от
типа судна, времени и района
плавания (табл. 2);
т — продолжительность работы
конденсатора с момента последней
чистки, ч.
На рис. 1 приведены фактические
значения 2/? для судов БМРТ типа
«Лесков» и РТМ типа «Тропик». Из графиков
видно, что темп роста 2/? близок для всех
30
Щм*к/Вт
Рис. 1. Зависимость общего термического
сопротивления XR от продолжительности работы
конденсаторов т для БМРТ типа «Лесков» (а) и РТМ
типа «Тропик» (б):
/ — район плавания ЮВТ (юго-восточная часть
Тихого океана), температура забортной воды
*=8-М6,5 °С, соленость воды ?=35рт; 2 — ЦВА
(центрально-восточная часть Атлантического
океана), /=17-г-21 °С, ?=36,5рт; 3 — ЮВТ,
/=15-И9°С, |=34,5рт; 4 — СВА
(северо-восточная часть Атлантического океана), /=6-f-
-М1°С, 6=32рт; 5 — ЦВА, *=11-М2,5 °С,
|=31 рт; 6 — СЗА (северо-западная часть
Атлантического океана), /= 10-=-13 °С, |=34рт*
7 — СЗА, /=12-f-14,5°C, |=33рт; 8 — ЦВА|
/=20-f~24°C, |=35рт; 9 — ЦВА, /=20-^26 °С,
?=34рт;
5 — в работе 3 компрессора на 1 конденсатор;
6 — в работе 4 компрессора на 3 конденсатора;
7, 8, 9 — в работе 5 компрессоров на 3
конденсатора
рассматриваемых случаев, а положение
начальных точек кривых определяется
различным состоянием теплопередающей
поверхности конденсатора в момент
снятия параметров. Скачкообразное снижение
термического сопротивления (см. рис. 1, а,
кривые /,3, 4) соответствует моменту чистки

Таблица 3
*"№
Тип судна
РТМ «Атлантик»
РПБ «Профессор Баранов»
РТМ «Тропик»
БМРТ «Маяковский»
2R, м2-К/Вт
а=1,5 мм
0,165
0,175
0,185
0,250
0=2,0 мм
0,225
0,235
0,245
0,345
конденсаторов. Описанным выше методом
с использованием характеристик
конденсатора были определены толщины
загрязнений в момент чистки. Они достигали
2,5 мм, а в некоторых случаях (см. рис. 1,6,
кривая 5) — 3,5 мм, в то время как
правилами эксплуатации установлена
предельно допустимая толщина загрязнений
6=1,5-=-2 мм [5].
Общее термическое сопротивление 2/?
при нормированных толщинах загрязнений
для разных типов судов показано в табл. 3.
В результате обработки кривых,
представленных на рис. 1, были получены
зависимости 2/?//2/?о=/(т), т. е.
зависимости отношения общего термического
сопротивления в конкретный момент времени
к его значению при т=0 от
продолжительности работы конденсатора (рис. 2).
Для БМРТ типа «Лесков» и РТМ типа
«Атлантик» средние значения
соответственно составляют:
2/?//2/?о=1,39.10-3т°'88+1;
2/?f/2/?o=l,5.10-3T°'78+l.
Штриховыми линиями ограничено поле
разброса. Разброс экспериментальных
значений на рис. 2,а не превышает ±16%,
а на рис. 2,6 — ±6%, что может быть
признано удовлетворительным на данной
стадии исследований.
Анализ данных вахтенных журналов
показал, что при больших толщинах
загрязнений давление конденсации
приближалось к предельно допустимому либо оно
искусственно снижалось подключением
резервного конденсатора. Это
свидетельствует о том, что обслуживающий
персонал не имеет четких рекомендаций о
периодичности чистки в различных
эксплуатационных условиях.
\ Приведенная методика позволяет с
приемлемой точностью расчетным путем
определять 2>R в условиях эксплуатации.
Накопление дополнительной
информации о динамике термических сопротив-
12
f,8
t*
1,0
<zZ{
LJ^r"
a
Т|—*-*У^
cTF '
r^-n
h"
0 500 WOO 1500 2000 2500 J000 %ч
б"
Рис. 2. Зависимость IRJZRo от
продолжительности работы конденсатора т для БМРТ типа
«Лесков» (а) и РТМ типа «Атлантик» (б)
лений конденсаторов СХУ даст
возможность в дальнейшем получать более
детализированные зависимости для 2/?,
учитывающие состав и соленость воды в
различных районах Мирового океана в
различные сезоны, а также конструктивные
параметры и особенности эксплуатации
конденсаторов СХУ.
Обработка достаточно большого объема
статистической информации по
приведенной методике позволит дать обоснованные
рекомендации о времени проведения чисток
конденсаторов.
Список использованной литературы
1. Алгоритм и программа расчета суммарного
термического сопротивления в конденсаторах
во времени / Л. И. Константинов, Л. Г.
Мельниченко, Ю. А. Лийв и др.— Деп. в
ЦНИИТЭИРХ 17.10.83, № 550 рх —
Д83.— 18 с.
2. Исследование работы судовых
холодильных установок / под ред. Л. И.
Константинова.— Калининград: Книжное издательство,
1970.— 104 с.
3. Константинов Л. И., Мельниченко Л. Г.
Судовые холодильные установки.— М.:
Пищевая промышленность, 1978.— 448 с.
4. Мартыновский В. С, Мельцер Л. 3.
Судовые холодильные установки и их
эксплуатация.— Л.: Судостроение, 1971 — 375 с.
5. Правила технической эксплуатации
холодильных установок на судах ФРП.— Л.:
Транспорт, 1977.— 144 с.
31

УДК 621.565.93.001.24
К РАСЧЕТУ ПЛЕНОЧНЫХ
ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ
АППАРАТОВ ДЛЯ ХОЛОДИЛЬНОЙ
ТЕХНИКИ
Канд.физ.-мат. наук В. X. КИРИЛЛОВ,
В. И. ЛОГАЧЕВСКИЙ,
канд. техн. наук А. В. ДОРОШЕНКО
Многочисленность конструктивных
решений насадочных элементов (листов
разнообразной конфигурации) пленочных проти-
воточных тепломассообменных аппаратов
(вентиляторных градирен, оросительных
теплообменников, испарительных
конденсаторов, аппаратов систем
кондиционирования воздуха и др.) обусловлена отсутствием
рекомендаций по их выбору и ясного
представления об особенностях гидродинамики
течения тонких слоев вязкой жидкости
(пленки), стекающей по вертикальным
поверхностям, в условиях гидродинамического
взаимодействия с воздушным потоком [3, 7].
Одним из наиболее перспективных
методов интенсификации процессов
тепломассообмена в системе «стекающая пленка
воды — восходящий поток воздуха» является
нанесение на поверхность вертикальных
листов насадки регулярной шероховатости.
Последняя при определенных условиях
способствует формированию
регулярно-волнового режима течения пленки [8] и
существенно интенсифицирует процессы
тепломассообмена как со стороны пленки
стекающей воды, так и воздушного потока.
Авторами предложен метод расчета
аппаратов с насадочными элементами из
вертикальных листов, конфигурация
которых получена путем прокатки в
специальном станке или штамповкой [1,2]. Такое
рифление может быть одинарным
(перпендикулярно направлению течения пленки
воды либо двойным при взаимно
перпендикулярном расположении крупного
(основного) рифления, направленного вдоль
движения обоих потоков, и мелкого
(вспомогательного), образующего ребра
шероховатости (см. рисунок). Схема течения пленки
одинакова для обоих рассматриваемых
вариантов.
Образование волн на поверхности
пленки приводит к тому, что при значительной
скорости воздуха возможен срыв
пограничного слоя воздушного потока. В этих
условиях характер движения воздушного потока
имеет много общего с турбулентным
движением несжимаемой жидкости в
шероховатых трубах. Примем шероховатую рабочую
поверхность насадки за твердую границу
пленки стекающей воды, а волнообразную
поверхность пленки — за шероховатость
канала, по которому движется воздушный
поток, и будем считать, что рассматриваем
второй предельный режим течения [5].
Экспериментальные исследования [8]
показывают, что на поверхности пленки возникают
стоячие волны, которые преобладают над
бегущими, что позволяет при рассмотрении
гидродинамики и теплообмена в пленке
пренебречь последними.
Полагая, что в условиях
гидродинамического противоточного взаимодействия
воздуха и пленки стекающей воды течение
последней описывается уравнениями
пограничного слоя [4, 6], для случая, когда длины
стоячих волн X, возникающих на
поверхности пленки, значительно превосходят ее
среднюю толщину бо (А,>бо), после
некоторых преобразований получим:
где Кеж — число Рейнольдса для пленки
стекающей воды,
*<еж— v »
vo — средняя скорость воды в
сечении со средней толщиной
пленки бо;
Элемент насадки пленочного тепломассообмен-
ного аппарата (а — лист с одинарным
рифлением; б — лист с двойным рифлением) и схема
течения пленки воды и воздушного потока (в):
Ж — поток орошающей воды; В — воздушный
поток; Xi==es'mkz — уравнение гофрирования
ребер шероховатости; е — амплитуда
гофрирования; х — поперечная к пленке воды
координата; x~h(z) — уравнение свободной
поверхности пленки
32

V
Fr
коэффициент кинематической
вязкости воды;
ж число Фруда,
Frw=
g — ускорение свободного падения;
0,165a2S Л In a'
a=
¦(•-¦?>¦•
B—In aJ
a=80/r;
r — половина толщины воздушного
потока;
S — расходный фактор,
Qr v2r Re2r
Ож v>k Ref*
Qr» Рж — плотность соответственно
воздуха и воды;
vr — коэффициент кинематической
вязкости воздуха;
Rer — число Рейнольдса для потока
воздуха,
^ vrr
Re = ——;
vr
vT — скорость воздуха;
_ 0,33a25 .
B-lnaK '
h (z) — функция, описывающая
профиль стоячей волны;
z — вертикальная координата в
направлении движения пленки;
Р=
Яеж J ' 2Re»
48—2a—a2 (a+3N.
AON
60N
a — коэффициент поверхностного
натяжения;
k — частота гофрирования ребер
шероховатости.
По уравнению A) можно рассчитать
среднюю толщину пленки. При а=0 это
уравнение трансформируется в известную
формулу Нуссельта:
6oNu=(^)'/3ReL/3, A*)
где б0 Nu — средняя толщина пленки,
рассчитанная по формуле
Нуссельта.
Периодическим решением уравнения B)
будет функция, характеризующая стоячую
волну:
/ф)=Д sin(fcz+e), C)
где Л2=
,Г (а±Щ\ » Г C+4а)&]
60 W J ' ¦¦* ЗЛ^еж
Э — начальная фаза стоячих волн,
определяемая из уравнения B).
Исследование функции C) показывает,
что она достигает максимума при
k2&P\ Я>0. D)
Учитывая, что условие D) выражено
через расходный фактор S и что выражения
для а и Ъ справедливы при малой
относительной шероховатости, приходим к выводу:
в пределах широкого диапазона значений
a @<a<0,186) можно выделить область
значений расходного фактора:
0<S<Sb
где Si=
-fri+Vfri— 4aiCi
2ai
2,72- 1Q-V /in Q . ,
a{= — j- A0—3 In a);
B—In aL
0,99a2
(In a—4);
B—In aJ
c,= 144(lna—2),
в которой путем выбора соответствующего
значения параметра к можно достичь
максимума амплитуды стоячей волны
(резонансный режим течения). При этом
происходит интенсивное перемешивание по
глубине пленки и создаются оптимальные
условия для процессов тепломассообмена.
Эти выводы были положены в основу
расчета пленочных тепломассообменных
аппаратов, используемых в холодильной
технике.
Аппараты рассчитывали, ориентируясь на
обеспечение режима максимального
волнообразования. При этом были сделаны
предположения: противоточное движение
потоков является устойчивым, отсутствует
разрушение пленки стекающей воды,
продольное перемешивание и возможные
колебания расходов потоков пренебрежимо малы.
Пример расчета противоточной
пленочной вентиляторной градирни с
многоканальной упорядоченной насадкой, образованной
параллельным набором в пакеты
вертикальных листов с одинарным рифлением.
Исходные данные. Начальная
температура пленки воды /ж1=33 °С,
температура воздуха *г=30 °С, относительная
влажность воздуха ф=70 %, Re>,=40,
Rer=1200, ширина канала 2#=6,6 мм; теп-
лофизические параметры: vx = 0,758Х
ХЮ-6 м2/с, vr=16,L Ю-6 м2/с, рж=
= 994,5 кг/м3, Qr= 1,161 кг/м3, а=707,5Х
ХЮ Н/м.
Решение. Сначала по исходным
данным рассчитываем значение расходного
фактора 5=18957,34, после чего
определяем среднюю толщину пленки б0
следующим путем: поскольку //=60+г, получаем
а== о о ° & и» вводя это выражение в фор-
о,о—Оо
мулу A), находим 60=0,213 мм (значение
бо, вычисленное по формуле Нуссельта,
составляет 0,192 мм, разница в значениях
толщины пленки объясняется наличием в
рассчитываемом аппарате насадки с регу-
33

лярной шероховатостью поверхности и
гидродинамического взаимодействия потоков).
По средней толщине пленки 6о
устанавливаем, что а=0,069 и г= 3,087 мм. Затем
определяем значения:
а=—0,682; Ь=—0,292 и параметра
#=16,481.
Далее вычисляем значения:
Р=7,486- Ю-2, G=1,450- 10~2;
?=0,274 и S,=203 709.
Поскольку S<Si, это свидетельствует о
наличии устойчивого противоточного
течения с интенсивным волнообразованиемна
поверхности пленки, причем при k^-\JР=
= 0,274 будет резонансный режим течения,
характеризуемый максимумом амплитуды
волны Лтах=1,750.
Среднюю толщину пленки стекающей
воды измеряли экспериментально методом
электропроводности (совместно с
Институтом новых химических проблем АН СССР).
Для условий примера расчета б0экс=
= 0,22 мм, что хорошо согласуется с
расчетным значением 60рас.
Для листа с двойным рифлением
экспериментально установлено, что значение
60экс выше расчетного. Это связано с тем,
что пленка разделяется на ряд отдельных
струек, соответствующих числу каналов —
впадин основного крупного рифления,
направленных вдоль движения пленки воды и
потока воздуха.
Список использованной литературы
1. А. с. 1101284 (СССР).
2. А. с. 1121578 (СССР).
3. Дорошенко А. В., Сикорская Е. М.,
Липа А. И. Тепломассообменные противо-
и поперечноточные насадочные аппараты для
холодильной техники. — Холодильная
техника, 1984, № 12, с. 36—41.
4. Кириллов В. X., Чертков И. Л.
Теплообмен в пленке жидкости, текущей по стенке
с регулярной шероховатостью. — В кн.:
Холодильная техника и технология. Киев, TexHi-
ка, вып. 29, с. 22—25.
5. Лойцянский Л. Г. Механика жидкости и
газа. — М.: Наука; 1978, с. 582—590.
6. Соколов В. Г. Волновые режимы
восходящего течения тонкого слоя вязкой жидкости
в контакте с газом. — Изв. АН СССР, сер.
Механика жидкости и газа, 1969, № 4, с. 41—45.
7. Эффективность работы холодильной
машины с испарительной ступенью воздушного
конденсатора / А. В. Дорошенко, В. Б. Вистяк,
Г. С. Антоненко, С. У. Кивензор. —
Холодильная техника, 1984, № 3, с. 19—22.
8. Fujita H., Takahama Н., Та Kaqi К.—
Trans, of the Japan Society of Mechanical
Engs., 1978, 44, № 377, pp. 135—143.
34
УДК E36.24:536.42) .001.5
ОБОБЩЕНИЕ ОПЫТНЫХ ДАННЫХ
ПО ТЕПЛООБМЕНУ
И ПАРОСОДЕРЖАНИЮ ПРИ
КИПЕНИИ ХЛАДАГЕНТОВ
В ВЕРТИКАЛЬНЫХ КОЛЬЦЕВЫХ
КАНАЛАХ
В. С. КАРАСЕВ, О. С. ЛИПАТОВА,
канд. техн. наук А. Д. КОРНЕЕВ,
канд. техн. наук Е. Н. ПИРОГОВ*
В настоящее время все большее
применение находят гладкотрубные аппараты
(ТАФП), в которых на обеих сторонах труб
происходят фазовые переходы (кипение —
конденсация) рабочего хладагента. В целях
Интенсификации работы ТАФП тепло из
зоны конденсации отводят вспомогательным
хладагентом, кипящим в щелевых
кольцевых каналах.
В работах [3—5] была рассмотрена
физическая модель процесса кипения в
кольцевых щелевых каналах и приведены
соотношения для расчета среднего по
времени локального коэффициента теплоотдачи
и истинного объемного паросодержания в
зависимости от геометрических и
режимных параметров, а также теплофизических
свойств жидкости. Эти соотношения были
подтверждены экспериментальными
исследованиями.
Суть физической модели заключается
в следующем. Кольцевой щелевой канал
заполнен жидким хладагентом, который
подается снизу. Тепло к хладагенту
поступает от обогреваемой внутренней стенки
канала, температура которой
поддерживается постоянной. Образующиеся паровые
пузырьки всплывают вверх. В процессе
роста они сплющиваются и при движении
отделяются от внутренней стенки тонкой
пленкой жидкости. Тепло, подводимое через
нее к паровым пузырькам
теплопроводностью, расходуется на генерацию пара
из этой пленки. Между движущимися
пузырьками находится слой жидкости
(пробка). Теплообмен между стенкой и пробкой
происходит посредством конвекции.
Таким образом, средний по времени
локальный коэффициент теплоотдачи
определяется толщиной пленки жидкости,
отделяющей паровые пузырьки от внутренней
поверхности канала, и временем, в течение
которого на рассматриваемом участке
поверхности находятся паровые пузырьки.
В рассматриваемой физической модели
приняты следующие допущения:
уменьшение в процессе теплообмена
толщины пленки жидкости, отделяющей
пузырьки от внутренней стенки канала,
пренебрежимо мало;
* Работа выполнена под руководством д-ра
техн. наук, проф. А. И. Леонтьева.

коэффициент теплоотдачи от внутренней
стенки к пробке, проходящей элемент
поверхности, значительно ниже коэффициента
теплоотдачи от внутренней стенки к
паровому пузырьку, отделенному от нее пленкой
жидкости;
толщина пленки жидкости между
паровым пузырьком и внутренней стенкой канала
намного меньше ширины щелевого
кольцевого канала.
Анализ результатов численного решения
методом Рунге — Кутта при начальных
условиях h=ho, ф=ф^ полученной ранее
системы дифференциальных уравнений,
описывающих изменение истинного объемного
паросодержания ф~в вертикальном
кольцевом канале по высоте Л, показал следующее.
При малых значениях температурного
напора АТ=ТСТ — Тн (Тст, Тн — температура
внутренней стенки и насыщения хладагента)
уравнение движения для течения
хладагента в кольцевом канале можно несколько
упростить, отбросив силу инерции как малую
по сравнению с силами трения dF тяжести
dFn и силой dFp, обусловленной перепадом
давлений по высоте. При этом уравнение
движения принимает следующий вид:
dFp=dFg+dFTp. A)
После подстановки в уравнение A) его
составляющих и некоторых преобразований
получим выражение для истинного
объемного паросодержания в диапазоне малых
температурных напоров, которое в
критериальной форме имеет вид:
Ф=1-
6,53Re
Ga
B)
+ 2
где Re
Re=
критерий Рейнольдса,
0,5О,5ДГ1,5Л..5
^•5-Qi5Q^'V/
а — поверхностное натяжение;
^ж — теплопроводность жидкого
хладагента;
h — высота канала;
Ь — ширина кольцевого канала;
г — теплота испарения;
Рж» Qn — плотность жидкого и
парообразного хладагента;
k — эмпирический коэффициент;
vHC — кинематическая вязкость жидкого
хладагента;
Ga — критерий Галилея,
Ga=4L;
V
Ж
g — сила тяжести.
Подставив уравнение B) в уравнение
для локальной плотности теплового потока
[4] и проделав некоторые преобразования,
получим зависимость среднего по времени
локального коэффициента теплоотдачи при
кипении в кольцевом щелевом канале с
изотермической стенкой при одностороннем
обогреве в диапазоне малых температурных
напоров от геометрических и режимных
параметров, а также от теплофизических
свойств жидкости:
Nu=^6Re,/3Bo,/3Gal/3X
к
х(,
6,53 Re
Ga
+2
:)•
C)
где Nu — критерий Нуссельта,
Nu=^
а — коэффициент теплоотдачи;
Во — критерий Бонда,
Во=
ЪжёЬ2
Сопоставление полученных ранее [3]
результатов численного решения системы
дифференциальных уравнений с
результатами аналитического решения уравнений B)
позволяет сделать вывод, что при
определении паросодержания в кольцевых каналах
малой ширины в диапазоне АГ^1,5 К с
достаточной степенью точности можно
пользоваться уравнением B).
На рис. 1 приведены экспериментальные
данные по истинному объемному паросодер-
жанию при кипении R12 и R22 в кольцевых
щелевых каналах с открытой схемой подачи
хладагента и при малых значениях
температурных напоров ЛГ<1,5 К, полученные
ранее [3]. Расчетная зависимость построена
по уравнению B).
Из представленных результатов видно,
что расчетные и экспериментальные данные
согласуются удовлетворительно. На
основании проведенного сопоставления можно
сделать вывод, что в исследованных
пределах Re<104, уравнение B) может быть
использовано в практических расчетах для
определения истинного объемного
паросодержания при кипении R12 и R22 в
кольцевых щелевых каналах с открытой схемой их
подачи.
На рис. 2 приведены обобщенные
экспериментальные данные по теплообмен-
У
№
0,3
0,2
0,1
У
Т1
А
и
/
]?*-—
J
R12
X
¦
•
Ь=0,8мм R22\
ТН = 263К +
ГН=273Х 0
ТН=283К V
Ь-0,5мм
ТН=263К о
г. =273? ^ '
Ъ -2831
Г а
м ог2 аз w цз /-
6J53Re . 9
О а *
Рис. 1. Обобщенные экспериментальные данные
по истинному объемному паросодержанию при
кипении R12 и R22 в кольцевых щелевых каналах
при ЛГ<1,5 К:
расчетная зависимость,
построенная по уравнению B); точками обозначены
экспериментальные данные

*Nu
0,816 (Ga Во Ре) %
TH=2S3K +
TH*Z73K 0
Т„=283К V
Ъ*0,5мн _
Т„=263К о
А ТН=273К Д
¦ ТН=283К о
* -R12J)* 0,5мм, Тн =263К
^jjAmt .
о,/
0,2
03 1-
фЗЯе + 2
Рис. 2. Обобщенные экспериментальные данные
по теплообмену при кипении R12 и R22 в
кольцевых щелевых каналах при Re^lO4:
расчетная зависимость,
построенная по уравнению B), точками обозначены
экспериментальные данные
ным характеристикам при кипении R12 и
R22 в кольцевых щелевых каналах с
открытой схемой их подачи для значений Re<104.
Расчетная зависимость построена по
критериальному уравнению C). Совпадение
экспериментальных и расчетных
результатов удовлетворительное. Это
свидетельствует о том, что в процессе конструкторских
работ уравнение C) может быть
использовано при расчете теплообменных
аппаратов с фазовыми переходами.
Здесь же представлены результаты
экспериментального исследования по кипению
в кольцевых щелевых каналах, полученные
авторами на установке, описанной в работе
[5], но при электрическом обогреве теплопе-
редающей поверхности, что соответствует
условиям постоянства плотности теплового
потока q= const. Для этого внутри зоны
конденсации термосифона устанавливали
электрический нагреватель,
представляющий собой нихромовую проволоку
диаметром I мм, навитую на кварцевую трубку.
На графике (рис. 2) нанесены и
результаты экспериментальных исследований
кипения в щелевых каналах R12 и R22 [I]
а также воды [4]. Эксперименты
проводили при электрическом обогреве стенки.
На рис. 2 приведены данные из работ [1, 2,
5] лишь при А 7^ 1,5 К.
Из сравнения результатов, полученных в
настоящей работе и приведенных в [1, 2, 5],
следует, что теплообмен при электрическом
обогреве протекает интенсивнее, чем при
конденсационном. Значение коэффициента
теплоотдачи при кипении для условий
<7=const на 20—25 % выше, чем при
кипении для условий Г= const.
Разработанная методика использована
при расчете теплообменных аппаратов из
гладкостенных тепловых труб, которые
внедряются на Бердском химическом
заводе.
Список использованной литературы
1. Данилова Г. Н., Азарсков В. М.
Экспериментальные исследования теплообмена
в элементе пластинчатого фреонового
испарителя. — Холодильная техника, 1972, № 10,
с. 52—54.
2. Исследование теплообмена при кипении
водных растворов этанола в щелевом
канале / А. И. Леонтьев, Б. М. Миронов, С. Д. Кор-
неев и др. — Изв. вузов СССР.
Машиностроение, 1977, № 8, с. 85—87.
3. Истинное объемное паросодержание в
вертикальных кольцевых щелевых каналах при
кипении R12 и R22 на изотермической
поверхности / В. С. Карасев, А. И. Леонтьев,
Е. Н. Пирогов и др. — Холодильная техника,
1983, № 12, с. 27—31.
4. Корнеев А. Д., Корнеев С. Д.,
Пирогов Е. Н. Теплообмен и гидродинамика при
кипении в узких щелевых зазорах с
изотермическими стенками. — Изв. вузов СССР.
Машиностроение, 1981, № 2, с. 80—85.
5. Теплообмен при кипении R12 и R22 в узких
щелевых каналах при постоянной температуре
теплопередающей поверхности / А. Д. Корнеев,
А. И. Леонтьев, Е. Н. Пирогов и др. —
Холодильная техника, 1983, № 2, с. 46—49.
УДК 621.564:536.7.001.572
МОДЕЛИРОВАНИЕ
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИХ
СВОЙСТВ СМЕСЕЙ ХЛАДАГЕНТОВ
НА ОСНОВЕ РАСШИРЕННОГО
.ЗАКОНА СООТВЕТСТВЕННЫХ
СОСТОЯНИЙ
Канд. техн. наук Н. Д. ЗАХАРОВ,
О. С. ТРОФИМОВА
Применение многокомпонентных
смесей в холодильных и криогенных
установках выдвигает задачу надежного
прогнозирования их термодинамических свойств,
необходимых при проведении проектных
расчетов. Особый интерес представляет
использование для ее решения
расширенного закона соответственных состояний
[10J, хорошо обоснованного теоретически и
справедливого для области газа и
жидкости.
Весь комплекс внутренне согласованных
термодинамических свойств смесей, как
известно, может быть получен
дифференцированием уравнения
F(q, Г, yi)=2yiF?(T)+RTLyi In У1+
+\Ft(q, T, yi), A)
где F — свободная энергия смеси;
q — плотность смеси;
Т — температура смеси;
yt — молярное содержание /-го
компонента;
Ff—свободная энергия f-го компонен-
36

та в стандартном состоянии;
R — газовая постоянная;
AFT — изменение свободной энергии
смеси при изотермическом переходе
ее из стандартного состояния в
рассматриваемое.
Приведенное изотермическое изменение
свободной энергии смеси
bFT(Q,T,yt)
RT
:ln^ + Wz-l)^, B)
Ро о О
где /?о — давление смеси в стандартном
состоянии;
z — коэффициент сжимаемости смеси.
По [10] приведенная конфигурационная
часть свободной энергии смеси,
обусловленная межмолекулярными
взаимодействиями и выраженная интегралом в
уравнении B), совпадает с этой же
энергией базисного вещества, находящегося
в соответственном состоянии (здесь
и далее звездочкой помечены параметры,
относящиеся к базисному веществу, по
которому определяют свойство смеси):
AFT(Q,T,yt) AF*T
RT
RT*
C)
Таким образом, расчет
термодинамических свойств смеси известного состава при
заданных значениях термических
параметров сводится к поиску плотности q* и
температуры Т* базисного вещества,
которые находят, используя правила
комбинирования индивидуальных параметров
подобия — энергетических / и объемных h:
определяемых из соотношений:
j/(e*A,^*)=z*(Q*,7'*); D)
A?n(Q*M/, ?Т*)=ДД?*(о*, Т*), E)
где Tif Qh zt — температура, плотность и
коэффициент
сжимаемости *-го компонента.
Уравнения C) —E) означают, что в
соответственных состояниях должны
одновременно находиться смесь, все
компоненты и базисное вещество. Так как
система уравнений D)—E) относительно
/i и \ является неявной, вычисления
проводят итерационным методом, начиная с
приближений типа:
f.= T IT*-
и л кр it л кр>
Л1=0?р/0кР1.
F)
G)
гдеГкр„ Т*
критическая температура *-го
компонента и базисного
вещества;
Q*p» QKp i — плотность базисного
вещества и i-ro компонента в
критической точке.
Для упрощения алгоритма расчета
термодинамических свойств смеси и экономии
машинного времени целесообразно заранее
выделить параметры подобия всех
компонентов в опорных точках термической
поверхности базисного вещества и
аппроксимировать их в зависимости от q*
и Г*. Использование таких
аппроксимаций вместо обобщенных корреляций, как
это рекомендуется в [10], существенно
повышает точность метода.
Авторами на основе уравнений
состояния [1,3—6] определены параметры
подобия азота, хладагента R13 и неона по
отношению к хладагенту R14 (базисное
вещество). В ходе расчетов установлено,
что на значение ft плотность влияет
слабо. Для получения плавных
зависимостей ht (q*, T*) энергетические
параметры ? (Т*) следует подбирать вдоль
кривых «идеального газа» (zi=z*=\)> на
которых располагаются минимумы
конфигурационных частей свободной энергии.
Значения объемных параметров ht в остальных
состояниях рассчитывают по уравнению
E).
Найденные описанным способом
зависимости параметров подобия азота от
температуры и плотности • R14 показаны на
рис. 1. Они аппроксимированы
выражениями
Л=2ав/е»;
2 3
п = 0 /=0 в"
V'
(8)
(9)
/
0,60
055
nw
wo т* к
10 15 р* моль/л
5
Рис. 1. Зависимости энергетического / (а)
и объемного h (б) параметров подобия азота
от температуры Т* и плотности q* R14:
Кр — критическая точка
37

АГ« 2 2 rf«/ey+ 2 2 А/ву-8х
и=0 /=0 п=0 /=3
Хехр(—50Ф2), A0)
где 6= 100/Г*;
Ф=0,1о*;
аю bnp dnj — константы (табл. 1, 2).
При этом обеспечена плавная стыковка
объемных параметров в области жидкости
Щ и газа hf и удовлетворены граничные
условия
W)c*-.o=?//?*;
\(^±) 1 _ CrWBW
l * dg* ' Г* J q*-*0 2B/
где В, С — второй и третий вириальные
коэффициенты.
Как показала проверка, в интервале
температур от тройной точки до 300К и
давлений от 0 до 50 МПа
термодинамические свойства азота с помощью
расширенного закона соответственных
состояний определяются с погрешностями: в
области жидкости до 0,44 % по плотности
и до 2,3 кДж/кг по энтальпии, в области
газа — соответственно до 0,45 % и
1,2 кДж/кг (за исключением
околокритической области, которая в пересчете на
базисное вещество ограничена
параметрами: Гс=225ч-233 К, q*=5-t-10 моль/л).
Аналогичные результаты получены для
R13 и неона.
Для применения рассматриваемой
модификации расширенного закона
соответственных состояний к смесям формулы
работы {10] видоизменены так, чтобы по
аналогии с компонентами смеси исключить
влияние плотности на ее
энергетический параметр подобия:
/=2ЗД/у; A1)
?7=0,5/С,7(Ш/); A2)
0
1
2
3
ап
0,45059
0,06127
—0,00931
0,00083
/-0
0,66511
—0,03581
.0,00535
ь
/-1
0,01084
—0,00058
0,00009
Таб
лица 1
ч
/=2
0,00153
—0,00008
0,00001
/=3
—0,00336
0,00018
—0,00003
/1=22^Д7; A3)
fcl7=0,5 №+/*,), A4)
где Кц — подгоночный коэффициент,
учитывающий специфику парных
разнородных межмолекулярных
взаимодействий, который
находят по опытным данным для
бинарных смесей.
Алгоритм поиска температуры Г*и
плотности q* базисного вещества в
соответственном состоянии по температуре Т и
давлению р смеси составлен следующим
образом:
итерационным методом, начиная с
приближений F) для индивидуальных
энергетических параметров fh с
использованием соотношений (8), A1), A2) решают
неявное уравнение:
T*=T/f(S);
по полученному значению f и
начальным приближениям G) для индивидуала
ных объемных параметров hL с
привлечением правил комбинирования A3), A4)
находят исходное значение давления
базисного вещества в соответственном
состоянии:
f
Р\
по уравнению состояния базисного
вещества рассчитывают предварительные
значения плотности q*, коэффициента
сжимаемости z*, а по выражениям (9) или
A0), A3), A4) уточняют значение
объемного параметра смеси h и вычисляют про-
(dh \
изводную от него I— I ;
6q* t*
щему из A) — C) соотношению
по вытекаю-
P=RTq*
\ dQ* / т*
hh-Q*(d±) ]
вычисляют давление смеси и сравнивают
с заданным. Сходимость достигается
подгонкой плотности базисного вещества q*
методом половинного деления.
Последние значения q* и h
используют для расчета:
Таблица 2
/
0
1
2
3
4
5
6
л=0
0,71764
—0,39465
0,19177
0,40388
—4,79058
6,92790
56,4687
п=\
—0,54090
2,51865
— 1,33072
—3,94172
46,4230
—143,779
—324,621
Т.,"
л=2
0,67289
—5,07275
2,95693
16,6771
— 155,790
826,042
358,092
-8 «
3,35936
—2,18744
—36,5061
164,378
— 1630,85
276,028
„=4
—
—
41,4012
77,8400
898,245
—
«=5
—
—
— 19,9563
— 139,891
—
—'
38

плотности смеси
в=0*/Л,
изотермического изменения энтальпии
Д/г= [fAIf+RT(l-2*) (^G+l) ] Z>+
+RT(z-l),
где
G=
\ дТ* / Q*
*-.'(^) '
V dQ*/ г*
D=
/
dT*
свободной энергии
AFT=f(AF$+RT*\nf/h)
и энтропии
AST=
А/г—AFx
-*(*-!).
Сравнение расчетных и
экспериментальных [2, 9] данных по изотермическому
изменению энтальпии бинарных смесей азота
с хладагентами показано на рис. 2.
В модельном приближении (/(/,= 1)
значения Д/г занижены в среднем на 218 Дж/моль
C,7 кДж/кг), что свидетельствует о
необходимости коррекции перекрестных
энергетических параметров.
Подгонкой констант ао и ai (табл. 3)
линейной температурной зависимости
/C//=a0+ai/e A5)
среднеквадратичные s (AIT) и
максимальные б (А/г) отклонения (см. табл. 3)
удается уменьшить до значений, сопоставимых
с погрешностью эксперимента
(±1,5 кДж/кг).
В табл. 3 приведены также константы
ао и ai для смесей азот — неон, R13—R14,
R13 — неон, R14 — неон, полученные по
[7] и данным авторов о сжимаемости. Они
обеспечивают описание плотности со
среднеквадратичными отклонениями s(q) =
= 0,5-^0,8 % при максимальных
отклонениях g(q) = 1,2-M,5 %.
С откорректированными параметрами
/С/у рассчитано изотермическое изменение
энтальпии экспериментально
исследованной смеси азот — R13—R14 — неон [8].
Среднеквадратичное отклонение составило
4/г, Дж/моль
А1т,Дн</мо/!ь
8000
7000
6000
5000
W00
3000
2000
1000
15 р,мпа
20 р,МПа
Рис. 2. Расчетные и опытные данные по изотермическому изменению энтальпии для смеси азот
(молярная доля 0,595) — R13 (молярная доля 0,405) (а) и эквимолярной смеси азот — R14 (б):
— расчетные данные, /(.= 1;
— пограничная линия;
расчетные данные, Kij—fiT*);
опытные данные; Кр — критическая точка
39

Таблица 3
Бинарные смеси
Азот — R13
Азот — R14
Азот — неон
R13—R14
R13 — неон
R14 — неон
а0
1,0318
0,9975
0,963
0,9268
1,32
1,15
0|
0,0175
0,208
—
0,0092
—
S(Q),%
_
0,80
0,47
0,77
0,66
6(g), %
—
1,51
1,16
1,16
1,24
s(MT),
кДж/кг
0,89
0,85
—
—
—
6(Л/Г),
кДж/кг
1,90
2,79
—
—
—
1,4 кДж/кг при максимальном 3,3 кДж/кг.
Это позволяет рекомендовать
предложенный метод для прогнозирования
термодинамических свойств многокомпонентных
систем по опытным данным для бинарных
смесей.
Список использованной литературы
1. Захаров Н. Д., Трофимова О. С.
Уравнение состояния хладагента R14. —
Холодильная техника, 1984, № 5, с. 43—45.
2. Захаров Н. Д., Аникеев Г. Н., Миф-
тахов Р. М. Исследование энтальпии
системы азот — фреон-14. — В кн.:
Холодильная техника и технология. Киев, 1982, вып. 35,
с. 102—104.
3. Перель штейн И. И. Термодинамические
свойства фреона-12 и фреона-13. — В кн.:
Теплофизические свойства веществ и
материалов. М., 1971, вып. 4, с. 65—95.
4. Плотность некоторых жидких фреонов на
линии насыщения / В. 3. Геллер, Е. Г. Пори-
чанский, П. И. Светличный, Ю. Г. Элькин. —
Холодильная техника, 1980, № 2, с. 42—44.
5. Теплофизические свойства неона,
аргона, криптона и ксенона / под ред. В. А.
Рабиновича. — М.: Изд-во стандартов, 1976. —
636 с.
6. Термодинамические свойства азота /
под ред. В. В. Сычева. — М.: Изд-во
стандартов, 1977. — 352 с.
7. Экспериментальное исследование
сжимаемости бинарных смесей фреона-13 с
фреоном-14 и азотом / В. Ф. Чайковский,
Г. 3. Шевченко, С. Ф. Горыкин, В. 3.
Геллер. — Изв. вузов СССР. Энергетика, 1980,
№ 12, с. 98—101.
8. Экспериментальное исследование
калорических свойств многокомпонентного крио-
агента XAG-1 / Н. Д. Захаров, Г. Н. Аникеев,
Р. М. Мифтахов, О. С. Трофимова. Рукопись
депонирована в ЦИНТИхимнефтемаше,
№ 2037, М., 1984.
9. Энтальпия системы азот фреон-13 /
Н. Д. Захаров, Г. Н. Аникеев, Р М.
Мифтахов, О. С. Трофимова. — В кн.: Холодильная
техника и технология. Киев, 1983, вып. 37,
с. 47—50.
10. Rowlinson G. S., Watson I. D. —
Chem. Eng. Sc, 1969, Vol. 24. pp 1565—1574.
40
УДК 663.674.001.5
ФОРМИРОВАНИЕ КРИСТАЛЛОВ
ЛЬДА ПРИ ЗАМОРАЖИВАНИИ
СМЕСЕЙ МОРОЖЕНОГО
Д-р техн. наук Ю. А. ОЛЕНЕВ,
Н. А. ЦИРУЛЬНИКОВА
Распространенным пороком мороженого,
снижающим его качество, является «слабо-
кристаллическая» и «слабоснежистая»
структура, обусловленная присутствием в
продукте, представляющем собой
полидисперсную систему органолептически
ощутимых кристаллов льда. Нередко имеет место
и более сильный порок — «грубокристал-
лическая» структура. Причина этого —
нежелательное образование столбчатых или
столбчато-дендритных форм кристаллов
льда вместо типичных дендритов.
Исследованию закономерностей
льдообразования в водосодержащих системах
посвящено значительное число работ. Ро-
хатги и Адаме [4] отметили линейную
зависимость между концентрацией раствора
солей и расстоянием между осевыми
линиями кристаллов в направлении нормали к
теплоотводящей поверхности. Ими найдена
критическая концентрация, при которой
начинают формироваться дендриты — боковые
ответвления у кристаллов льда.
Критическая концентрация для
некоторых растворов высокодисперсных
соединений была определена также Чижовым и
Цурановым [3].
Теоретический и практический интерес
представляет изучение влияния на
формирование кристаллов льда в замораживаемых
смесях мороженого различных факторов:
массовых долей сухих веществ и связанной
воды, размеров частиц дисперсной фазы,
коэффициентов динамической вязкости и
линейной скорости замораживания. С этой
целью предметом изучения служили как
сами смеси, так и водные растворы их
компонентов.
Была создана экспериментальная
установка. При ее разработке исходили из
необходимости достижения таких линейных
скоростей замораживания, которые были бы
соизмеримы с линейными скоростями
замораживания сливочной смеси мороженого во
фризерах (во фризере периодического
действия ОФИ — почти 60, а во фризере

непрерывного действия — 300 мкм/с [1]).
Установка состоит из микроскопа
МБИ-1, микрофотонасадки с боковым
тубусом МФН-12, фотоаппарата «Зоркий-4»
(без объектива), столика с
термоэлектрическим охлаждением ТОС-2 в комплекте с
выпрямителем, медной теплоотводящей
пластинки, осветителя (к микроскопу) и
регулятора напряжения (к осветителю).
На предметном столике микроскопа
ТОС-2 укрепляли столик, к поверхности
которого одним концом примораживали тепло-
отводящую пластинку. На другом конце
пластинки имелась прорезь прямоугольной
формы с бортиком вдоль одной из ее сторон.
Геометрический центр прорези находился
под объективом микроскопа. К бортику
примораживали торцевой стороной два
покровных стекла с раздавленной между ними
каплей исследуемого препарата толщиной
100 мкм, которые помещали над прорезью.
Всю пластинку, кроме бортика и
поверхности, соприкасающейся с охлаждаемым
столиком, теплоизолировали. Наблюдения
проводили в проходящем свете при
увеличении в 56 раз.
Путь, проходимый фронтом
замораживания за определенный промежуток времени,
определяли с помощью окулярной сетки,
предварительно проградуированной по
объект-микрометру. Время фиксировали по
секундомеру. Линейную скорость
замораживания регулировали путем изменения
температуры поверхности охлаждаемого столика.
Наиболее низкая его температура —24 °С,
максимальная скорость замораживания
127 мкм/с.
Для суждения о конфигурации и
размерах кристаллов были предложены и
использованы следующие показатели:
при формировании столбчатых
кристаллов льда — число кристаллов (столбиков)
на 1 мм ширины фронта замораживания;
при формировании дендритов — число
основных кристаллов льда на 1 мм ширины
фронта замораживания, а также число
ответвлений кристаллов на 1 мм длины
основного кристалла.
Коэффициент динамической вязкости
растворов компонентов и сливочной смеси
мороженого определяли при 20 °С на приборе
Гепплера. Массовые доли связанной воды
рассчитывали согласно [2]>
Замораживанию подвергали водные
растворы стабилизаторов для мороженого
(табл. 1), а также водные растворы
сахарозы, восстановленное обезжиренное
молоко и сливочную смесь, разбавленную водой
Таблица 1
Стабилизатор
Альгинат натрия
Агароид
Метилцеллюлоза
Желатин
Казеинат натрия
Желирующий
картофельный крахмал
Пшеничная мука
Массовая доля
сухих веществ
в растворе,
%
0,20
0,60
0,15
0,30
0,45
0,60
0,10
0,20
0,35
0,50
0,70
0,90
1,10
1,10
1,40
2,00
3,00
5,00
3,20
1,70
3,40
Массовая доля
связанной воды
по отношению к
общей массовой
доле влаги,
%
0,69
2,09
0,29
0,57
0,86
1,15
0,26
0,53
0,93
1,34
0,92
1,18
1,45
1,45
1,85
2,04
3,09
5,26
7,40
! 2,77
! 5,63
Динамическая
вязкость,
мПа-с
0,85
2,90
0,85
1,12
1,36
3,24
1,02
1,53
1,87
2,44
0,61
0,71
1,02
1,02
1,42
0,81
1,17
1,53
31,30
2,32
8,65
Линейная скорость
замораживания,
мкм/с
71,0
67,0
53,0
53,0
53,0
53,0
79,7
79,7
63,7
57,8
57,8
79,7
42,5
35,3
35,3
63,7
57,9
37,5
79,3
42,5
42,5
Число кристаллов
льда на 1 мм
ширины фронта
замораживания
46
53
58
62
66
78
52
56
65
70
36
49
44
40
56
43
61
73
76
67
77
41

Таблица 2
Объект
исследования
Сахароза

Восстановленное
обезжиренное
молоко
Сливочная
смесь
разбавленная
1:8
1:4
1:2

неразбавленная
Массовая доля
сухих веществ
в растворе,
%
5,00
10,00
15,00
20,00
30,00
40,00
9,30
18,60
4,25
8,50
17,00
34,00
Массовая доля
связанной воды
по отношению к
общей массовой
доле влаги,
%
5,16
10,89
17,29
24,50
42,00
65,33
11,89
26,51
3,57
7,46
16,45
41,38

Динамическая
вязкость,
мПа«с
0,65
0,69
0,87
0,92
1,82
2,58
8,52
41,00
1,51
1,93
3,99
17,27
Линейная
скорость

замораживания,
мкм/с
127,3
90,8
90,8
53,0
53,0
42,5
42,5
42,5
53,0
53,0
53,0
53,0
Число
кристаллов льда на
1 мм ширины
фронта
замораживания
70
38
25
25
45
29
32
55
50
75
25
35
Конфигурация
кристаллов
Столбчатые
Дендритно-
столбчатые
То же
»
Дендриты
То же
Дендритно-
столбча-
тые
Дендриты
Столбчатые
То же
Дендриты
То же
Число
ответвлений на 1 мм
длины
основного кристалла
Z
—
—
—
47
51
—
15
—
—
25
58
в различных соотношениях и
неразбавленную (табл. 2).
В водных растворах стабилизаторов
(см. табл. 1) во всех вариантах опытов
формировались столбчатые кристаллы. С
увеличением массовых долей сухого
вещества и связанной воды их число на единицу
ширины фронта замораживания возрастало,
что подтверждает выводы работы [4].
Интересно отметить, что на единице
ширины фронта замораживания в растворе же-
лирующего картофельного крахмала
(массовая доля сухого вещества 3,2 %) с
высокой динамической вязкостью C1,3 мПа«с)
при линейной скорости замораживания
79,3 мкм/с формировалось практически
столько же столбчатых кристаллов, сколько
и в 5 %-м растворе казеината натрия,
динамическая вязкость которого составляла
всего 1,53 мПа-с при вдвое меньшей
скорости замораживания — 37,5 мкм/с
(соответственно 76 и 73 кристалла).
В водном растворе сахарозы (см. табл. 2)
при массовой доле сухого вещества 5 %
также отмечалось формирование
столбчатых кристаллов, в то время как при 10 %
уже наблюдалось образование переходных
форм кристаллов, которые характеризовали
4сак столбчато-дендритные. Дальнейшее
увеличение массовой доли сухого вещества в
растворе сахарозы обусловливало все
большую выраженность дендритов, а при
массовой доле 30 % отмечались уже типичные
дендриты (при вязкости раствора всего
1,82 мПа*с). Увеличение массовой доли
сухого вещества до 40 % привело к еще
большей разветвленности кристаллов, что
характеризовалось уменьшением числа основных
кристаллов и увеличением числа
ответвлений на единицу длины основного кристалла.
В восстановленном обезжиренном
молоке дендриты, менее выраженные, чем в
растворе сахарозы с массовой долей сухого
вещества 30 %, отмечались уже при
массовой доле сухого вещества 18,6 %, несколько
меньшей скорости замораживания
(соответственно 42,5 и 53 мкм/с) и практически
одинаковом содержании связанной воды
B6,51 и 24,50%). При приблизительно
такой же доле сухих веществ B0 %) в
растворе сахарозы отмечались лишь дендритно-
столбчатые кристаллы льда. Такое различие
в конфигурации образующихся кристаллов,
вероятно, объясняется различной степенью
дисперсности частиц в восстановленном
обезжиренном молоке и растворах
сахарозы.
Это предположение подтверждается и
при замораживании сливочной смеси (см.
рисунок). В сливочной смеси,
разбавленной 1:2, при массовой доле сухих веществ
17 % и значительно меньшей, чем в
растворах сахарозы и восстановленном
обезжиренном молоке, массовой доле связанной
воды — 16,45 % — наблюдалось
образование более разветвленных дендритов, чем
в образце восстановленного обезжиренного
молока. В этой смеси 5 % сухих веществ
приходятся на молочный жир с размерами
частиц I—2 мкм и более, что не может не
42

Формирование кристаллов льда в сливочной
смеси мороженого:
а — неразбавленной; б — разбавленной 1:2;
в — разбавленной 1:4; г — разбавленной 1:8
способствовать ответвлению кристаллов.
В неразбавленной сливочной смеси
формировались явно выраженные дендриты, и
приведенную в табл. 2 характеристику их
разветвленности можно считать типичной
для этой конфигурации кристаллов. При
линейной скорости замораживания 53 мкм/с
число основных кристаллов льда на 1 мм
ширины фронта замораживания достигало
35 (средний диаметр 28,6 мкм), а число
ответвлений на 1 мм длины основного
кристалла — 58 (средний диаметр 17,2 мкм).
Средневзвешенный диаметр кристаллов
льда 21,5 мкм.
Разбавление смеси 1:4 и 1:8 (массовая
доля сухих веществ соответственно 8,5 и
4,25 %) обусловливало формирование
столбчатых кристаллов.
О влиянии линейной скорости
замораживания на конфигурацию кристаллов льда
можно судить по опытам с растворами
желатина с одинаковой массовой долей сухого
вещества A,10 %), которые замораживали
с линейными скоростями 42,5 и 35,3 мкм/с.
В первом случае было несколько больше
столбчатых кристаллов на единицу ширины
фронта замораживания, однако при столь
высоких значениях линейной скорости
замораживания изменение ее в указанных
пределах не играло решающей роли.
Анализируя результаты изучения
влияния различных факторов на формирование
кристаллов льда в водных растворах
компонентов и сливочной смеси мороженого,
следует сделать вывод, что одними из
первостепенных из них являются массовая доля
сухих веществ и соответствующее ей
содержание связанной воды, которое при
значительной массовой доле сухих веществ
достаточно велико. Повышение массовой доли
сухих веществ приводит к уменьшению
общего содержания влаги. Немаловажное
значение имеет степень дисперсности частиц
растворов.
Линейная скорость замораживания
растворов компонентов и сливочной смеси
мороженого и коэффициенты их динамической
вязкости в конкретных условиях опытов
мало влияли на конфигурацию кристаллов.
При массовой доле сухих веществ в
растворах менее 8—9 % формируются
столбчатые кристаллы льда, от 9 до
17—25 % (в зависимости от степени
дисперсности частиц в растворах) —
смешанные столбчато-дендритные кристаллы, а при
больших процентных значениях — типичные
дендриты.
Растворы компонентов, а также
сливочной смеси мороженого перед
замораживанием в экспериментальной установке не
взбивали. Тем не менее полученные данные,
по нашему мнению, могут быть
использованы при разработке технологии
мороженого новых видов, поскольку воздушные
пузырьки, не являясь строительным
материалом для растущих кристаллов льда, оказы-
43

вают на их формирование такое же влияние,
как и соизмеримые по размерам частицы
компонентов смесей мороженого. С еще
большим основанием результаты работы
могут быть использованы при замораживании
жидких невзбитых продуктов —<¦ молочного
и фруктового льда и других. При разработке
мороженого новых видов рекомендуется,
чтобы массовая доля сухих веществ в
исходных смесях составляла не менее 25 % во
избежание формирования нежелательных
столбчатых или столбчато-дендритных
кристаллов льда.
Список использованной литературы
1. Оленев Ю. А Толщина намерзающего слоя
и скорость замораживания смеси во фризере.—
Холодильная техника, 1984, № 5, с. 45—46.
2. Оленев Ю. А., Борисова О. С,
Корне люк Б. В. Связанная вода в растворах
ингредиентов и смесях мороженого.—
Холодильная техника, 1980, № 1, с. 31—34.
3. Ч и ж о в Г. Б., Ц у р а н о в О. А.
Формирование кристаллов льда в пищевых продуктах при
их замораживании.— М.: ЦНИИТЭИмясо-
молпром, 1970.— 17 с.
4. R о h a t g i P. K., A d a m s С. М.— IIR, Annex,
1966, № 3, pp. 69—83.
УДК 664.8.037.075
МИКРОБИОЛОГИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА
РАСТИТЕЛЬНЫХ ПРОДУКТОВ ПРИ
ХРАНЕНИИ В БЫТОВЫХ
ХОЛОДИЛЬНИКАХ
Канд. вет. наук С. В. НЕЦЕПЛЯЕВ,
канд. техн. наук Н. П. МАЗУРЕНКО,
канд. техн. наук А. В. АНТИПОВ
В последние годы резко увеличено
производство бытовых холодильников емкостью
свыше 200 л, маркированных тремя и
четырьмя звездочками. Маркировка тремя
звездочками означает, что в холодильнике
обеспечивается режим хранения продуктов
—18 °С, а четырьмя звездочками — что в
холодильнике можно еще и замораживать
не менее 4,5 кг продуктов в сутки на каждые
100 л объема морозильного отделения.
Хранение продуктов питания в бытовых
холодильниках по сравнению с хранением в
промышленных холодильных камерах
заметно отличается. Температура воздуха в
процессе хранения изменяется циклически
соответственно циклу работы холодильного
агрегата. При каждой новой закладке продуктов
в морозильное отделение температура ранее
заложенных продуктов не должна
возрастать выше —15 °С. Все это влияет на
качество хранящихся продуктов и сроки
хранения.
44
Мясо и рыбопродукты в настоящее время
не являются сезонными продуктами,
поэтому представляет интерес исследование
изменения качества растительных продуктов
в процессе длительного хранения в бытовом
холодильнике при температуре —18 °С.
Цель данной работы — оценка
микробиологического состояния продуктов
растительного происхождения, подвергнутых
холодильному консервированию в бытовых
холодильниках.
Объектами исследования служили
яблоки, виноград, сладкий перец, томаты,
клубника и персики в сахарном сиропе. Их
замораживали в морозильнике МШ-160 и
морозильном отделении холодильника
«Минск-22» (температура не выше —18 °С).
Для холодильного консервирования
отбирали лишь качественно зрелые (но не
перезревшие) плоды, ягоды и овощи. Их
тщательно мыли, очищали от сердцевин,
косточек и др. Крупные яблоки разрезали
на части, перец нарезали дольками
толщиной 2—5 мм. Все продукты упаковывали.
В качестве упаковочного материала
использовали полиэтиленовую пленку. Масса
одной упаковки 250—500 г при толщине 30—
40 мм. В случае использования сахарного
сиропа его фильтровали и охлаждали.
Упакованные продукты закладывали на
среднюю полку морозильника так, чтобы
они не касались друг друга большими
плоскостями. Температуру контролировали хро-
мель-копелевыми термопарами,
установленными под пленкой на поверхности продукта
и в центре упаковки. Продукты
замораживали от начальной температуры 4—15 °С
до температуры хранения —18 °С в течение
18—24 ч. После замораживания часть
образцов подвергали исследованию, а
остальные хранили при —18 °С в морозильном
отделении. Анализ опытных образцов
проводили до и после замораживания, а также
в процессе хранения через 3, 6 и 10 мес.
Перед исследованием образцы
размораживали при температуре воздуха 19—20 °С
до 0—1 °С в центре упакованного продукта.
Продолжительность размораживания для
плодов и овощей 2—2,5 ч, плодов и ягод в
сахарном сиропе 3—4 ч.
Микробиологическим исследованиям
подвергали не только растительные
продукты, но и поверхность морозильной
камеры.
Учитывая, что растительные продукты
после холодильного хранения используются
в основном без термической обработки,
важное значение придавали оценке их
микробиологической надежности. О ней судили по
общему содержанию микроорганизмов в 1 г
продукта и их видовому составу.
Количество микроорганизмов в сладком
перце и на поверхности морозильной камеры
указано в табл. 1. Довольно значительное
их содержание в исходном продукте
определяется условиями технологической
подготовки сырья — нарезания на мелкие
кусочки.

Таблица 1
Сроки исследования
При закладке на
хранение
В процессе хранения
через 3 мес.
через 6 мес
через 10 мес
Количес!
мезофилов
23,Ь 104
12,4-104
50.103
30-1О3
во микробов в 1
термофилов
31- Ю2
15-102
12-102
8,7-102
г перца
психрофилов
3-102
2.102
16-102
12-102
Количество микробов на 1
мезофилов
1,2-102
10
100
77
термофилов
30
16
18
12
см2 камеры
психрофилов
14
10
1,3-102
2-102
Таблица 2
Сроки исследования
При закладке на
хранение
В процессе хранения
через 3 мес
через 6 мес
через 10 мес
Количество микробов в 1 i
термофилов
20
2-102
1,6-Ю2
87
мезофилов
30
4.102
2,7-102
1,7-102
персиков
психрофилов
0
60
1,2-102
93
Количество
термофилов
45
0
28
19
микробов на 1
мезофилов
1,3-102
40
3,2-102
2-102
:м2 камеры
психрофилов
40
10
8-102
4,5-102
Как видно из табл. 1, через 3 мес
хранения продукта наблюдалось частичное
отмирание микроорганизмов. Так, количество
мезофилов уменьшилось до 46,4 %,
термофилов — до 50 %, психрофилов — до 33 %.
На поверхности морозильной камеры
количество психрофилов снизилось весьма
незначительно, только на 18,6 %, в то время
как мезофилов уменьшилось на 91,7 %.
Через 6 и 10 мес хранения установлено
уменьшение количества мезофилов и
термофилов за счет отмирания вегетативных форм
микробных клеток во всех обследованных
объектах.
На поверхности морозильной камеры
отмечено некоторое увеличение числа
микроорганизмов в результате попадания их из
внешней среды. Более длительный срок
сохранения жизнеспособности
микроорганизмов отмечался для группы психрофилов.
Количество микроорганизмов в персиках
в сахарном сиропе и на поверхности
морозильной камеры, где они хранились, указано
в табл. 2.
При закладке персиков на хранение
общее количество микробов было небольшим.
Это объясняется тем, что с плодов снята
кожица, на которой могли быть различные
виды микробов. В сахарном сиропе перед
замораживанием в 1 мл содержалось 15 • 104
мезофилов, 80-103 термофилов, 16-102
психрофилов. Через 3 мес хранения персиков
количество микробов в них значительно
увеличилось за счет микроорганизмов,
находившихся в сиропе. При дальнейшем хранении
через 6 и 10 мес происходило постепенное
отмирание микробов групп мезофилов и
термофилов.
Количество психрофилов на поверхности
морозильной камеры через 6 мес хранения
увеличилось. Это, по-видимому, произошло
в результате попадания микробов при
открывании дверей холодильника.
При идентификации выделенных
бактериальных культур установлено, что при
закладке плодов, ягод и овощей микрофлора
была представлена сапрофитами: из группы
мезофилов микрококками (М. luteolus,
М. aquatilis), нетоксическими стафилококк
ками (Staph, saprophyticus), неспорообра-
зующими палочками (Bact. betae, Bact.
lycopersicum, Bact. violaceum), спорообра-
зующими аэробами и анаэробами (Вас.
viticola, Вас. subtilis-mesentericus, C1.
sporogenes, CI. putrificum).
После 3 мес хранения видовой состав
микрофлоры несколько изменился: не
выявлено неспорообразуЬщих палочек (Bact.
betae, Bact. violaceum). При последующем
хранении значительных колебаний в
видовом составе микроорганизмов не
установлено.
Полученные данные
микробиологического исследования плодов, ягод и овощей,
подвергнутых холодильному
консервированию в условиях бытовых холодильников,
свидетельствуют о том, что в процессе
длительного межсезонного холодильного
хранения (до 10 мес) происходит частичное
отмирание микроорганизмов, в первую очередь
неспорообразующих бактерий —
мезофилов. Растительные продукты после 10 мес
холодильного хранения оставались вполне
доброкачественными, не содержали
патогенных микроорганизмов и возбудителей
пищевых токсикозов и токсикоинфекций.
45

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.565.94.001.4
РАБОТА ИСПАРИТЕЛЕЙ ИКР-2000
ПРИ ТЕМПЕРАТУРЕ КИПЕНИЯ
—40 °С ПО ОРОСИТЕЛЬНО-
ЗАТОПЛЕННОЙ СХЕМЕ
Д-р техн. наук, проф. А. Е. ПЛОТНИКОВ,
В. Н. ЗАМКОВЕЦ, Л. П. АННУШКИ НА
В процессе реконструкции
действующей холодильной установки,
работающей на хладагенте R12 по
двухступенчатой схеме, в низкотемпературной
ступени (температура кипения t0=
= —40 °С) были установлены два кожу-
хотрубных испарителя ИКР-2000 с
медными трубками, оребренными методом
накатки. Холодопроизводительность
такого аппарата 900 кВт.
В настоящее время опытные данные
по теплообмену в кожухотрубных
испарителях с оребренными трубками
получены лишь при to не ниже —20 °С [2].
Во ВНИКТИхолодпроме (ВНИХИ)
исследована теплоотдача при кипении
фреонов на пучке гладких медных
трубок в широком интервале температур
(от _60 до +20 °С) [1]. Полученные
коэффициенты теплоотдачи не могут
быть применены для расчета
испарителей с оребренными трубками, однако
на их основе можно предположить, что
в испарителях затопленного типа
процесс теплоотдачи при t0=—40 °С
происходит значительно менее интенсивно,
чем при t0=—20 °С и выше.
По данным В. Г. Букина, теплоотдача
в гладкотрубных аппаратах
оросительного типа при обеспечении
необходимой плотности и равномерности
орошения значительно превосходит
теплоотдачу в большом объеме, особенно при
низких температурах кипения (—20-т-
-т—-40°С).
Кроме того, применение оросительной
схемы позволяет значительно сократить
необходимое количество хладагента в
испарителях и тем самым исключить
влияние гидростатического столба на
температуру кипения.
Поэтому, хотя испарители ИКР-2000
и не рассчитаны на работу по
оросительной схеме, в них были
вмонтированы трубчатые коллекторы с отверстиями
для орошения теплопередающих
трубок, а обвязка этих испарителей вы-
46
полнена таким образом, что они могут
работать и по оросительной, и по
затопленной схеме.
В процессе работы по затопленной
схеме наблюдалось быстрое
переполнение аппаратов жидким хладагентом
вследствие плотного расположения
трубок в пучке, что усложняло
регулирование уровня заполнения испарителей
в условиях переменных тепловых
нагрузок. Кроме того, отмечалось
значительное (до 5 °С) повышение температуры
кипения под влиянием
гидростатического столба.
В то же время вследствие плотного
расположения трубок в пучке, а также
большого числа их рядов по высоте
не представлялось возможным
обеспечить равномерное орошение всей тепло-
передающей поверхности.
В результате было предложено
эксплуатировать испарители ИКР-2000 по
оросительно-затопленной схеме,
полагая, что комбинированная схема
позволит значительно снизить влияние
отмеченных недостатков оросительной и
затопленной схем на работу испарителей.
Действительно, как показал
длительный опыт эксплуатации, в результате
орошения верхних рядов трубок
понизился уровень заполнения испарителей
жидким хладагентом, следовательно,
уменьшилось отрицательное влияние
гидростатического столба на
температуру кипения, потребовалось
значительно меньшее количество хладагента в
системе, снизились его потери в
окружающую среду, что очень важно при
эксплуатации высокопроизводительных
холодильных установок.
Наличие в аппаратах некоторого
количества неиспарившегося хладагента
гарантирует эффективную работу теп-
лопередающей поверхности нижних
затопленных рядов трубок.
Схема циркуляции хладагента при
работе испарителей ИКР-2000 по
оросительно-затопленной схеме показана на
рисунке.
Циркуляция жидкого хладагента
может осуществляться как с помощью
центробежных насосов типа ЦНГ-71,
так и с помощью эжектора.
В случае, когда для циркуляции
используют центробежные насосы,
жидкий хладагент с температурой —6 °С
из промежуточного сосуда поступает в
ТРВ, где вторично дросселируется, что
сопровождается понижением его
температуры до —40 °С.
Образующаяся при вторичном
дросселировании парожидкостная смесь на-

Схема циркуляции хладагента при работе испарителей ИКР-2000 по оросительно-затопленной схеме:
1,5 — испарители; 2 — ТРВ; 3 — отделитель жидкости; 4Г— РВ; 6 — промежуточный сосуд;
7,9 — насосы, 8 — эжектор; 10—19 — задвижки
правллется в отделитель жидкости,
откуда пары хладагента отсасываются
первой ступенью турбокомпрессора, а
жидкий хладагент забирается
циркуляционными насосами и подается в
оросительные трубки испарителей.
Задвижки 10, 11, 14, 15 и 16 при этом
открыты, а задвижки 12, 13 и 17
закрыты.
В рассматриваемой схеме отделитель
жидкости образует с испарителями
сообщающиеся сосуды, но в отличие от
испарителей в нем не происходит
интенсивного процесса кипения с большим
парообразованием по всей глубине
жидкостного слоя. Поддерживать
необходимый уровень хладагента в отделителе
жидкости (следовательно, и в
испарителях) можно с помощью ТРВ, при этом
параллельно следует установить РВ, с
помощью которого в случае отказа ТРВ
регулируется уровень жидкого
хладагента с пульта управления.
При неисправности насосов для
циркуляции хладагента используют
эжектор, в который жидкий хладагент
поступает из промежуточного сосуда. При
этом задвижки 12, 13 и 17 открыты, а
задвижки 10, 11, 14, 15 и 16 закрыты.
В эжекторе жидкий хладагент
расширяется, при этом его температура
понижается с —6 до —40 °С. Энергия
расширения используется для
рециркуляции хладагента.
При работе с эжектором уровень
жидкого хладагента в испарителях
регулируется оператором с пульта
управления с помощью задвижек 12, 13 и 17
на основе показаний приборов,
регистрирующих перегрев пара в аппаратах.
Длительный опыт эксплуатации
испарителей ИКР-2000 в составе
высокопроизводительной низкотемпературной
холодильной установки показал, что
применение комбинированной
оросительно-затопленной схемы обеспечивает
их надежную и экономичную работу
как в пусковой период, так и в процессе
эксплуатации установки на расчетном
режиме.
Список использованной литературы
1. Медникова Н. М. О кипении фреонов-22
и 502 на пучке труб при низких температурах.—
Холодильная техника, 1973, № 7, с. 30—34.
2. Теплообменные аппараты холодильных
установок / Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов,
О. П. Иванов, Н. М. Медникова.— Л.:
Машиностроение, 1973.— 328 с.
47

УДК 683.31:692.81:621.565.92 '
ВИНТОВОЙ ЗАПОР ДЛЯ ДВЕРЕЙ
ХОЛОДИЛЬНЫХ КАМЕР
в. п. сотников
На большинстве холодильников
предприятий мясной промышленности в
настоящее время эксплуатируются
серийно выпускаемые фрунзенским ремонтно-
механическим заводом «Союзмясомол-
тара» теплоизоляционные двери,
запорные устройства которых имеют
существенные недостатки.
При эксплуатации камер с
отрицательными температурами на
поверхностях дверей, примыкающих к проемам,
образуется значительный слой инея,
который уплотняется, превращаясь в
наледи. Полностью удалить их
практически не удается. Поэтому для плотного
закрывания или открывания дверей
требуются большие физические усилия.
Указанные причины затрудняют
эксплуатацию теплоизоляционных дверей и
приводят к преждевременному выходу
их из строя (перекосы, нарушение
резиновых уплотнений и др.). В
результате на практике нередко двери плотно
не закрываются, что увеличивает тепло-
приток в холодильные камеры и, как
следствие, повышает усушку продуктов
и расход электроэнергии.
Главным инженером Алтайского
производственного объединения мясной
промышленности А. Н. Колошиным
предложена простая и надежная
конструкция винтового запора для дверей
холодильных камер (см. рисунок).
К левой половине двери (снаружи
камеры) болтами крепится основание.
К нему приваривают шток, по резьбе
которого перемещается зажимной
маховик с закрепленным на нем кронштей-
изобретения
A1) 1151782 4E1)F25B 1/06, 29/00, 27/00, F24
J 2/32 B1) 3729169/23-06 B2) 04.01.84 G1)
Одесский технологический институт холодильной
промышленности G2) В. А. Петренко, Н. А.
Щетинина, С. И. Чайковский E3) 621.574
E4) E7) ГЕЛИОУСТАНОВКА ДЛЯ
ПРОИЗВОДСТВА ХОЛОДА И ГОРЯЧЕЙ ВОДЫ,
содержащая холодильный контур, в котором
установлены парогенератор, эжектор, конденсатор,
насос и размещенные между конденсатором и
Винтовой запор для дверей холодильных камер:
/ — теплоизоляционная дверь; 2 — основание;
3 — шток; 4 — зажимной маховик; 5 —
кронштейн; 6 — прижимная пята
ном толщиной 5 мм, закрывающим
правую половину двери. При этом левая
половина двери предварительно должна
быть зафиксирована имеющимся на ней
заводским зажимом.
Закрывание двери с помощью
винтового запора не требует больших
физических усилий, обеспечивает плотное
прилегание ее к дверному проему, что
значительно сокращает теплоприток в
камеру.
Винтовой запор отвечает
требованиям техники безопасности. Находясь в
камере, человек может легко открыть
дверь изнутри, повернув заводской
зажим на ее левой стороне.
Использование винтовых запоров на
холодильниках Алтайского
производственного объединения мясной
промышленности значительно улучшило
эксплуатацию камер и позволило за счет
сокращения потерь продукции от
усушки и экономии электроэнергии получить
годовой экономический эффект более
50 тыс. руб.
эжектором дроссель и испаритель, а также контур
циркуляции воды со своим насосом,
конденсатором холодильного контура, солнечным
нагревателем, парогенератором холодильного контура и
потребителем горячей воды, отличающаяся тем,
что, с целью поддержания постоянной
температуры горячей воды, направляемой
потребителю, установка дополнительно содержит
инжектор с вентилем на входе в его приемную
камеру и термодатчик, установленный в
контуре циркуляции воды между солнечным
нагревателем и парогенератором и подключенный
через исполнительный механизм к вентилю,
причем инжектор включен в контур циркуляции воды
между конденсатором и солнечным
нагревателем, а вентиль подсоединен к выходу воды
из парогенератора.
48

1 ПОМОЩЬ
ПМКТИИУ
УДК [621.565:621.564] .004.182
МЕРЫ ПО СНИЖЕНИЮ РАСХОДА
ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ НА
ВЫРАБОТКУ ХОЛОДА ПРИ
ЭКСПЛУАТАЦИИ АММИАЧНЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Канд. техн. наук Н. Г. КРЕЙМЕР,
В. П. ПЫТЧЕНКО,
канд. техн. наук Н. М. МЕДНИКОВА,
Р. Б. ИВАНОВА
Выработка холода для холодильной
обработки и хранения продуктов является
наиболее энергоемким процессом на
предприятиях мясной и молочной
промышленности.
Обследования большого числа
предприятий мясной и молочной промышленности
показали, что фактический расход
электроэнергии на выработку холода составляет
50—60 % всего расхода электроэнергии
на предприятии, в то время как расчетное
значение должно составлять 20—30 %. Это
свидетельствует о больших резервах
экономии электроэнергии за счет повышения
уровня эксплуатации холодильных установок и
холодильников в целом.
Поэтому на каждом предприятии мясной
и молочной промышленности необходимо в
конце квартала определять нормативное и
фактическое значения удельного расхода
электроэнергии на выработку холода в
соответствии с Временной инструкцией,
разработанной ВНИКТИхолодпромом* [1].
Нормативное значение рассчитывают
для фактических (усредненных за отчетный
период) температурно-влажностных
параметров наружного воздуха и фактической
продолжительности работы оборудования.
Для определения фактического расхода
электроэнергии необходимо установить
электросчетчики, измеряющие расход
электроэнергии на выработку холода отдельно
для каждой системы охлаждения (с данной
температурой кипения). При отсутствии
счетчиков фактический расход
электроэнергии определяют расчетным путем по
методике, приведенной во Временной
инструкции.
Отклонение фактического удельного
расхода электроэнергии от нормативного сви-
*В настоящее время взамен «Временной
инструкции» разрабатывается «Инструкция по
определению норм расхода электроэнергии при
холодильной обработке и хранении продуктов на
предприятиях мясной и молочной
промышленности».
детельствует о перерасходе электроэнергии.
Необходимо определить его причину и
устранить ее.
Как показало обследование холодильных
установок предприятий, наиболее
существенное влияние на перерасход
электроэнергии оказывают такие нарушения правил
эксплуатации холодильной установки, как
наличие воздуха в системе охлаждения,
нарастание большого слоя инея на
поверхностях охлаждающих устройств, чрезмерное
замасливание теплообменных поверхностей
аппаратов и накопление смазочного масла
в охлаждающих устройствах, недозаполне-
ние испарительной системы хладагентом,
загрязнение и накипь на теплообменной
поверхности конденсаторов и др. [3].
Ниже приведены примерные значения
максимальной доли перерасхода
электроэнергии, вызванного каждым из этих
эксплуатационных факторов, в общем
перерасходе (если все эксплуатационные
факторы действуют одновременно).
Эксплуатационные факторы
Наличие воздуха в системе
Нарастание слоя инея на
теплообменных поверхностях
воздухоохладителей и батарей
Замасливание системы
Недоза пол нение испарительной
системы аммиаком
Накипь на теплообменных
поверхностях конденсатора
Неравномерное орошение или
подтопление конденсатора
Прочие
Доля от
общего
перерасхода

электроэнергии, %.
25
20
15
10
15
5
10
Здесь не учтен еще один фактор,
оказывающий весьма существенное влияние на
перерасход электроэнергии. На многих
предприятиях в целях упрощения эксплуатации
объединяют системы охлаждения с разными
температурами кипения, т. е. для получения
необходимой температуры воздуха в
камерах используют более низкую температуру
кипения, чем это требуется. Такое
объединение приводит к весьма существенному
перерасходу электроэнергии, как это видно
из таблицы. При этом предполагается, что
в системах с температурами кипения —40
и —30 °С работают двухступенчатые
установки, а в системах с температурами
кипения —20 и —10 °С — одноступенчатые.
Из данных таблицы следует, что объеди-
Требуемая

температура
кипения, °С 1
—40
—30
—20
—10
Расход электроэнергии, %,
объединенными системами
охлаждения, работающими
при температуре кипения, °С
—40
1 100
130
140
160
—30
_
100
115
145
—20
_
—
100
135
— 10
_
—
— '
100
49

нение систем охлаждения с разными
температурами кипения недопустимо, если их
разность превышает 5 °С.
Удаление воздуха из системы
охлаждения. Наличие воздуха в системе оказывает
наиболее существенное влияние на
перерасход электроэнергии при выработке
холода. Это связано с тем, что присутствие
воздуха в ней вызывает повышение давления
конденсации, а это влечет за собой рост
энергетических затрат на привод
холодильных компрессоров. В диапазоне изменения
температур конденсации от 20 до 40 °С
повышение температуры конденсации на
1 °С приводит к увеличению удельного
расхода электроэнергии на 3—4 % для
поршневых и на 2—2,5 % для винтовых
одноступенчатых компрессоров с внутренней
степенью сжатия 4. Для двухступенчатых
агрегатов (винтовой компрессор на первой и
поршневой компрессор на второй ступени)
этот показатель составляет от 1,5 (при
температуре кипения —40 °С) до 1,8% (при
температуре кипения —30 °С).
В связи с этим при эксплуатации
холодильной установки необходимо принимать
меры к предотвращению попадания и
накопления воздуха в системе.
Воздух чаще всего попадает в систему
охлаждения через неплотности фланцевых
соединений и сальники компрессоров и
насосов при работе холодильной установки на
режимах с низкими температурами кипения
аммиака (ниже —33 °С), а также при
ремонтах и ревизиях компрессоров и заправке
в них масла. Для того чтобы определить,
имеется ли воздух в системе, требуется
сравнить давление в конденсаторе, определенное
по манометру, с давлением насыщенных
паров аммиака при фактической температуре
конденсации. Для определения последней
необходимо на линии выхода жидкого
аммиака из конденсатора (не далее 1 м от
него) вварить гильзу и вставить в нее
термометр. Температура жидкого аммиака
приблизительно равна температуре
конденсации, если конденсатор не подтоплен, т. е.
если обеспечен достаточно хороший слив из
него жидкого аммиака. Однако на практике
возможно некоторое переохлаждение
жидкого аммиака на выходе из конденсатора
за счет подтопления нижней его части или
(в горизонтальных кожухотрубных и
испарительных конденсаторах) дополнительного
охлаждения стекающих с верхних труб
капель сконденсировавшегося аммиака.
Поэтому при определении давления
конденсации нужно к измеренной температуре
прибавить 2 °С.
По температуре жидкого аммиака на
выходе из конденсатора определяют значение
давления насыщенных паров по графику
(рис. 1) и сравнивают его с показанием
манометра на конденсаторе. При отсутствии
воздуха в системе давления совпадут, а при
его наличии давление в конденсаторе будет
выше истинного давления конденсации.
Разность давлений будет тем больше, чем
больше воздуха в системе.
50
w\
30
20
10
Н 5 i
i_ ilia,
? 7 в 9 10 11 12 /J Кати
I—I—I L-..J—I I—I—I—I i—I -i 1 1— i ill
0Л 0,5 0,0 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,5 р^мПа
Рис. 1. Зависимость давления конденсации Рк
(по манометру) от температуры насыщенных
паров аммиака /а
Воздушно-амг
миачная смесь \
Пары
аммиака
Жидкий
аммиак
Жидкий
аммиак
Масло
Рис. 2. Схематический разрез воздухоотделителя:
/ — патрубок для подвода воздушно-аммиачной
смеси; 2 — патрубок для удаления паров
аммиака; 3, 8 — ресиверные емкости; 4 — трубная
решетка; 5 — обечайка; 6 — трубка; 7 —
патрубок для удаления жидкого аммиака; 9 —
патрубок для подачи жидкого аммиака
Удаление воздуха из холодильной
установки рекомендуется осуществлять с
помощью автоматических воздухоотделителей
АВ-4, выпускаемых Опытным заводом
ВНИКТИхолодпрома.
При отсутствии воздухоотделителей
АВ-4 рекомендуется применять
воздухоотделитель [4], который может быть
изготовлен силами предприятия (чертежи
аппарата находятся во ВНИКТИхолодпроме).
Воздухоотделитель (рис. 2) состоит из
обечайки (труба диаметром 157X3,5 мм),
трубных решеток и 19 трубок диаметром
19X2, длиной 1050 мм. В верхней части
воздухоотделителя, над трубной решеткой,
расположена ресиверная емкость 3>
выполняющая роль сухопарника, в которой отде-

ляются капельки жидкости после кипения
в трубах, а в нижней части имеется ре-
сиверная емкость #, в которую подается
жидкий аммиак. Жидкий аммиак поступает
в воздухоотделитель через патрубок 9 на
ресиверной емкости 8 и удаляется через
патрубок 7. Отсос паров аммиака
осуществляется по патрубку 2, воздушно-аммиачная
смесь подводится по патрубку /.
В трубное пространство
воздухоотделителя подается жидкий аммиак, а в
межтрубное — воздушно-аммиачная смесь из
конденсатора или линейного ресивера. В
результате* теплообмена между кипящим
аммиаком и воздушно-аммиачной смесью
происходит разделение газовой смеси. Пары
аммиака конденсируются на наружной
поверхности трубок, и жидкость скапливается в
нижней части межтрубного пространства,
а богатая воздухом смесь — в верхней
его части. Накопившаяся смесь выпускается
из воздухоотделителя в сосуд с водой, а
жидкий аммиак перепускается в нижнюю ре-
сиверную часть.
Жидкий аммиак подается в трубное
пространство воздухоотделителя или от
распределительной станции холодильной
установки, или от нагнетательной линии
аммиачного насоса (для насосно-циркуляцион-
ных систем хладоснабжения).
При подаче аммиака от
распределительной станции (рис. 3, а) на входе в
воздухоотделитель устанавливают регулирующий
вентиль, с помощью которого поддерживают
необходимый уровень аммиака в трубной
полости воздухоотделителя.
Первоначальный уровень должен находиться
приблизительно на середине высоты
воздухоотделителя.
Для наблюдения за уровнем аммиака в
трубном пространстве воздухоотделителя
необходимо между ресиверными частями
установить смотровое стекло (клингерное
стекло № 8). Линию для- отсоса паров
аммиака следует подсоединить к
отделителю жидкости, испарителю или
циркуляционному ресиверу системы, к которой
подключен воздухоотделитель. Такая схема не обес-
6 г
Рис. 3. Схемы ручного (а) и автоматического
(б, в, г) поддержания уровня жидкого аммиака
в межтрубном пространстве воздухоотделителя:
/ — воздухоотделитель; 2 — линия подачи
воздушно-аммиачной смеси; 3 — линия отсоса паров
аммиака; 4 — смотровое стекло; 5 —
регулирующий вентиль; 6 — линия подачи жидкого
аммиака; 7 — соленоидный вентиль; 8 —
регулятор уровня; 9 — терморегулирующий вентиль;
10 — аммиачный фильтр
печивает точного поддержания уровня
аммиака в трубном пространстве, однако
существенного влияния на работоспособность
воздухоотделителя это не оказывает. Схема
безопасна и проста в эксплуатации.
Поддержание уровня в трубном
пространстве можно автоматизировать,
установив на линии подачи жидкого аммиака
регулирующий (рис. 3, б) и соленоидный
вентили. Управление соленоидным вентилем
осуществляется регулятором уровня (типа
ПРУ), патрубки которого подсоединены к
ресиверным частям воздухоотделителя. ПРУ
устанавливают на половине высоты
воздухоотделителя так же, как и смотровое стекло.
Для поддержания необходимого уровня
жидкого аммиака можно использовать
также терморегулирующий вентиль (рис. 3, в)
типа ТРВА 10, термочувствительный патрон
которого прикрепляют к верхней
ресиверной части воздухоотделителя. На входе в
ТРВ желательно установить автономный
аммиачный фильтр.
В системах с насосно-циркуляционной
подачей аммиака (рис. 3, г) подвод жидкого
аммиака по трубопроводу 6 осуществляется
от нагнетательной линии аммиачного
насоса; трубопровод 3 в этом случае
подсоединяется к циркуляционному ресиверу.
Уровень аммиака в трубном пространстве не
регулируется.
Для обеспечения максимальной очистки
воздушно-аммиачной смеси от аммиака
воздухоотделитель необходимо присоединить к
той из работающих систем охлаждения, у
которой температура кипения наиболее
низкая.
Для автоматизации выпуска воздуха из
воздухоотделителя рекомендуется
применять схему, представленную на рис. 4. В ка-
Рис. 4. Схемы автоматизации выпуска воздуха
из воздухоотделителя и перепуска жидкого
аммиака из межтрубного пространства в трубное:
1 — воздухоотделитель; 2 — манометр; 3 — линия
выпуска воздуха; 4, 14 — соленоидные вентили;
5, 6, 15 — регулирующие вентили; 7 — линия
подачи воздушно-аммиачной смеси; 8 — линия
отсоса паров аммиака; 9 — патрубок; 10 — реле
разности давлений; // — трубопровод от
конденсатора; 12 — полупроводниковый регулятор
уровня; 13 — линия подвода жидкого аммиака
51

честве датчика используют реле разности
давлений РКС-1А, которое подключают
стороной низкого давления (патрубком 9)
к межтрубному пространству, а стороной
высокого давления (трубопроводом //) —
к одному из вентилей на конденсаторе.
Реле разности давлений настраивают на
срабатывание при перепаде давлений
0,069—0,098 МПа @,7—1,0 ат).
Соответствующая разность давлений в
воздухоотделителе и в конденсаторе получается путем
настройки регулирующего вентиля 6 после
включения воздухоотделителя в работу.
Если воздуха в системе нет, то аммиак,
поступающий через вентиль 6, полностью
конденсируется. Разность между
давлениями в конденсаторе и в воздухоотделителе
остается в пределах настройки. При этом
вентиль 4 на линии выпуска воздуха закрыт.
По мере накопления воздуха давление в
межтрубном пространстве повышается и при
выравнивании его с давлением в
конденсаторе РКС-1А выдает сигнал на открытие
соленоидного вентиля 4. Для регулирования
скорости выпуска воздуха на линии 3
необходимо установить регулирующий вентиль 5.
Когда разность давлений вновь достигает
установленных пределов, закрывается
вентиль 4, и процесс повторяется.
Постоянный уровень жидкого аммиака в
межтрубном пространстве обеспечивается
полупроводниковым регулятором уровня
типа ПРУ, воздействующим на
соленоидный вентиль 14 (рис. 4). Датчик
регулятора устанавливают на половине высоты
воздухоотделителя. На линии перепуска
жидкого аммиака монтируют регулирующий
вентиль 15.
Вместо ПРУ может быть использован
поплавковый регулятор высокого давления,
например, поплавковая часть
выпускавшегося ранее поплавкового регулятора ПРУД
или поплавковое устройство,
применяющееся для перепуска масла из маслоотделителя
в картер компрессора. В последнем случае
необходимо проверить плавучесть поплавка
(поплавок в керосине должен плавать) и
притереть клапан к седлу.
В качестве упомянутых в схеме
регулирующих вентилей удобно использовать
аммиачные вентили Ду6 или Ду 10 марки
15с13бк, предварительно заменив запорный
конус на регулирующий.
Работоспособность описанного
воздухоотделителя подтверждена эксплуатацией
его на Московском хладокомбинате № 10
[5] и Ступинском молочном заводе.
Большое влияние на эффективность
работы воздухоотделителя оказывает выбор
места отбора воздушно-аммиачной смеси.
Опыт эксплуатации холодильных
установок показывает, что воздух, попадающий
в систему, накапливается как в
конденсаторе, так и в линейном ресивере.
Место отбора воздушно-аммиачной
смеси необходимо определять в зависимости от -
конструкции конденсатора. Из
горизонтальных кожухотрубных конденсаторов с
поверхностью охлаждения до 110 м2 (КТГ 25—110)
смесь рекомендуется отбирать из
имеющегося для этих целей штуцера на верхней
образующей конденсатора, а с поверхностью
охлаждения 140—300 м2 — из штатного
штуцера и патрубка, подсоединенного к
верхнему штуцеру указательного стекла; из
вертикальных конденсаторов типа KB — из
штуцера для установки манометра; из
оросительных конденсаторов — только* через
штатный вентиль в верхней части
конденсатора.
Для установок с испарительными
конденсаторами наиболее эффективен отбор
воздушно-аммиачной смеси из линейного
ресивера. При этом необходимо обеспечить
хороший слив жидкого аммиака из нижнего
коллектора в линейный ресивер,
использовав для этого сливной трубопровод
диаметром не менее 70 мм.
При монтаже нужно следить за тем, что-./
бы сливная линия из конденсаторов в линей- '
ные ресиверы не имела «мешков» с
возможностью образования гидравлического
затвора. Поэтому вентили на сливной линии
рекомендуется устанавливать на
вертикальном участке трубопровода, а на
горизонтальном участке их следует монтировать
так, чтобы шток имел горизонтальное
положение.
Удаление инея с поверхности
воздухоохладителей. Второй по значимости
эксплуатационный фактор, вызывающий
перерасход электроэнергии,— образование инея
на поверхности охлаждающих устройств.
Это объясняется тем, что по мере
нарастания слоя инея холодильная установка
для достижения заданной температуры в
охлаждаемом помещении должна работать
при более низкой температуре кипения, а
снижение ее всего на 1 °С приводит к
увеличению удельного расхода электроэнергии
для поршневого блок-картерного
компрессора на 5 % в диапазоне температур
кипения 5—0 °С и на 3,5 % в диапазоне
температур кипения 0-i—20 °С, для винтовых
одноступенчатых компрессоров с внутренней
степенью сжатия 4 — на 3 % и для
двухступенчатого агрегата с винтовым
компрессором на первой и поршневым на второй
ступени — примерно на 2 %.
Отсюда ясно, насколько важно
своевременно удалять иней.
Воздухоохладители следует оттаивать
автоматически по схемам, изложенным в ,
соответствующих рекомендациях ВНИКТИ- 'й
холодпрома [6]. В качестве датчика для
автоматического оттаивания
воздухоохладителей применяют прибор УУОВО,
выпускаемый Опытным заводом ВНИКТИхолод-
прома.
Сроки оттаивания воздухоохладителей,
используемых в камерах замораживания и
охлаждения продуктов, должны
соответствовать продолжительности циклов
холодильной обработки.
Расчеты показали, что расход
электроэнергии на удаление инея с поверхности
воздухоохладителей с помощью , ТЭНов
составляет существенную долю от общего
52

расхода электроэнергии на работу
холодильной установки (около 10 % для камер
замораживания), поэтому рекомендуется
использовать горячие пары аммиака или
орошение водой.
При эксплуатации гладкотрубных или
ребристых с витыми ребрами батарей
необходимо следить за тем, чтобы при
нарастании инея пробел между трубами или
ребрами оставался не менее 5 мм. Ни в коем
случае нельзя допускать полного смерзания
инея, так как при этом поверхность
теплообмена резко уменьшается, что приводит
к значительному перерасходу
электроэнергии [2].
Отделение масла и удаление его из
системы охлаждения. Смазочное масло из
холодильных компрессоров, попадая в
испарительную часть холодильной установки,
оседает на внутренних поверхностях
охлаждающих устройств. Это приводит к
увеличению разности между температурой
охлаждаемой среды (воздуха или рассола) и
температурой кипения хладагента.
Необходимость работать при более низкой
температуре кипения вызывает, как уже указывалось
выше, повышение удельного расхода
электроэнергии.
Кроме того, наличие смазочного масла
в системе охлаждения приводит к
нарушению работы приборов автоматики и
циркуляционных насосов, что снижает
надежность работы установки.
Отделение масла от аммиака и
удаление его из холодильной установки должно
быть по возможности более полным.
Удаленное из системы весьма дефицитное
холодильное масло необходимо
регенерировать и вновь использовать для смазки
компрессоров.
Из сказанного следует, что отделение
масла от аммиака, удаление его из
аппаратов и сосудов, регенерация и подача в
компрессоры должны составлять единую
комплексную систему. В связи с этим ВНИКТИ
холодпромом были разработаны
рекомендации по проектированию и эксплуатации
системы маслоотделения, регенерации
отработавшего масла и маслоснабжения
аммиачных холодильных установок [7].
Предложенная система
предусматривает:
отделение масла — от парообразного
аммиака после каждого компрессора и
возврат его в картер компрессора, от
парообразного аммиака в групповом
маслоотделителе (барботажного или механического
типа) перед входом в конденсатор, от
жидкого аммиака (для насосно-циркуляционных
систем охлаждения) гидроциклонами,
установленными за аммиачными насосами;
регенерацию отработавшего масла в ре-
генерационной установке и подачу
регенерированного масла в картеры компрессоров.
Заполнение испарительной системы
жидким аммиаком. В безнасосных системах
охлаждения необходимо следить за
заполнением испарительной системы (батарей или
воздухоохладителей при непосредственном
охлаждении или испарителей при
рассольном охлаждении) жидким аммиаком,
поскольку недозаполнение ее приводит к
недоиспользованию охлаждаемой среды
(воздуха или рассола) и жидкого аммиака, т. е.
к понижению необходимой температуры
кипения. Перерасход электроэнергии при
этом пропорционален недоиспользованию
площади охлаждающих устройств.
Охлаждающие устройства и сосуды
(аппараты) должны заполняться в
соответствии с «Правилами устройства и
безопасной эксплуатации аммиачных холодильных
установок» [5], но в любом случае
горизонтальные ресиверы (линейные,
дренажные, циркуляционные и защитные) не
должны заполняться более чем на 80 %, а
вертикальные ресиверы (циркуляционные и
защитные) и промежуточные сосуды — более
чем на 70 %.
Эксплуатация конденсаторов. При
реконструкциях холодильных установок нередко
расширение парка компрессоров не
сопровождается увеличением поверхности
конденсатора. Это может повлечь за собой
перерасход электроэнергии.
Поверхность кожухотрубных
конденсаторов следует выбирать так, чтобы
удельная тепловая нагрузка составляла
4652 Вт/м2 [4000 ккал/(ч-м2)]. Ниже
показано относительное увеличение
потребляемой мощности при превышении удельной
тепловой нагрузки над оптимальной.
q, Вт/м2 [ккал/(ч-м2)]
4652 D000)
5815 E000)
6978 F000)
1
1,05
1,09
Для испарительных конденсаторов
удельная тепловая нагрузка должна быть
равной около 2908 Вт/м2 [2500 ккал/(ч«
• м2)]. Рост потребляемой мощности при
превышении удельной тепловой нагрузки
над указанным значением показан ниже.
q, Вт/м2 (ккал/(ч-м2)]
2908 B500)
3489 C000)
4070 C500)
4652 D000)
2#/2ЛГд
1
1,04
1,09
1,16
К существенному перерасходу
электроэнергии приводит и образование накипи и
загрязнение теплообменной поверхности
конденсаторов. Поэтому при толщине слоя
накипи более 2—2,5 мм необходимо чистить
поверхность конденсаторов механическим
или химическим способом.
Для снижения скорости накипеобразо-
вания целесообразно проводить магнитную
обработку циркулирующей и добавляемой
свежей воды.
При эксплуатации холодильных
установок с испарительными конденсаторами при
отрицательных температурах наружного
воздуха и температуре конденсации не
ниже 15 °С следует орошать поверхность
труб водой. В противном случае перерасход
электроэнергии увеличится в 2 раза.
53

В целях снижения расхода
электроэнергии за счет уменьшения тепловой
нагрузки конденсаторов и водоохлаждающих
устройств рекомендуется при реконструкции
предприятий предусматривать установку
водяных форконденсаторов для отвода
теплоты перегрева с максимальной утилизацией
низкопотенциального тепла воды после фор-
конденсатора [8].
В тех случаях, когда водяные форкон-
денсаторы использовать невозможно (или
нецелесообразно), следует применять
воздушные.
Внедрение в практику описанных
мероприятий позволит снизить потери
электроэнергии при выработке холода и повысить
уровень эксплуатации холодильных
установок.
Список использованной литературы
1. Временная инструкция по определению
норм расхода электроэнергии на выработку
холода для предприятий мясной и молочной
промышленности.— М.: ВНИХИ, 1980.— 46 с.
2. Иоффе Д. М. Ребристые охлаждающие
приборы для холодильных камер.— М.: Гостор-
издат, 1956.— 47 с.
3. Кузьмин М. П., Креймер Н. Г., Ле-
мешко В. К. Пути снижения расхода
электроэнергии при холодильной обработке и
хранении пищевых продуктов.— Холодильная
техника, 1979, № 6, с. 8—11.
4. Немцев А. В., С и н я г и н Ю. Я.
Воздухоотделитель повышенной производительности.—
Холодильная техника, 1976, № 2, с. 51—52.
5. Правила устройства и безопасной
эксплуатации аммиачных холодильных установок.—
М.: ВНИКТИхолодпром, 1981.— 157 с.
6. Рекомендации по проектированию
автоматизации аммиачных холодильных установок
с различными системами охлаждения.— М.:
ВНИХИ, 1974.— 40 с.
7. Рекомендации по проектированию и
эксплуатации системы маслоотделения,
регенерации отработавшего масла и маслоснабжения
компрессоров аммиачных холодильных
установок.— М.: ВНИХИ, 1980.— 19 с.
8. Рекомендации по экономии воды при
работе холодильных установок предприятий
мясной и молочной промышленности.— М.:
ВНИКТИхолодпром, 1981.— 17 с.
ОХМНА ТРУДА
1 ТЕХНИКИ
БЕЗОПАСНОСТИ
УДК [621.565:621.564.22]-78@83.13)
НОВЫЙ КОММЕНТАРИЙ К «ПРАВИЛАМ УСТРОЙСТВА
И БЕЗОПАСНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ АММИАЧНЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК»
В комментарии М 2 (комментарий № 1 опубликован в журнале
«Холодильная техника», 1982, № 2, с. 46—50) к «Правилам
устройства и безопасной эксплуатации аммиачных холодильных установок»
(М.: ВНИКТИхолодпром, 1981) разъясняются отдельные положения
их статей (нумерация их соответствует приведенной в Правилах),
даны уточнения в связи с выходом в свет новых нормативных
документов.
Комментарий № 2 одобрен комиссией, рассматривавшей текст
Правил, согласован с ЦК профсоюза рабочих пищевой
промышленности, утвержден Минмясомолпромом СССР и является официальным
дополнением к Правилам.
Составители комментария М 2 — И. М. Гиндлин, В. К. Лемешко,
Ю. К. Соломаха.
Раздел 2
Организационные мероприятия
п. 2.2
Персонал, работающий в
производственных помещениях, в которых установлено
технологическое оборудование с
непосредственным кипением аммиака, должен
проходить инструктаж по правилам техники
безопасности, связанным с применением на
производстве аммиачной системы
непосредственного охлаждения.
п. 2.5
Численность машинистов и
слесарей-ремонтников для обслуживания холодильной
установки должна соответствовать
«Нормативам численности рабочих холодильных
установок» (М.: НИИтруда, 1979).
Допускается обслуживание холодильной
установки одним машинистом в смену,
если по условиям технологического
процесса потребителя холода возможно
временное прекращение хладоснабжения с
выключением холодильной установки. В противном
54

случае холодильная установка должна
обслуживаться не менее чем
двумя,машинистами в смену.
п. 2.8
Вместо СНиП III-3—76 в настоящее
время действуют СНиП III-3—81 «Приемка
в эксплуатацию законченных
строительством объектов», которыми и надлежит
руководствоваться.
п. 2.13
С 1 января 1983 г. Постановлением
Президиума ВЦСПС введено в действие новое
«Положение о расследовании и учете
несчастных случаев на производстве».
Раздел 4
Категория производств по взрывной,
взрывопожарной и пожарной опасности
и специальные требования
\ п. 4.2
При некруглосуточном или
периодическом обслуживании аммиачных холодильных
установок обязательна установка
сигнализаторов утечки и аварийной концентрации
аммиака в воздухе машинного
(аппаратного) отделения.
Сигнализаторы утечки включают приточ-
но-вытяжную вентиляцию при концентрации
аммиака выше 0,5—1 мг/л @,07—0,14 %).
Сигнализаторы аварийной концентрации '
выключают электропитание всей
холодильной установки при дальнейшем повышении
концентрации аммиака до 1,5 мг/л @,21 %)
и одновременно включают в работу
аварийную вентиляцию, а также светозвуковую
сигнализацию.
п. 4.3
Госэнергонадзор разрешил применять
для аммиачных холодильных установок
электродвигатели в исполнении IP 23 и IP 13
(вместо указанного в комментарии № 1).
п. 4.6
Тяжпромэлектропроект, автор раздела
VII «Правил устройства электроустановок»,
1976 (ПУЭ—76), считает возможным во
изменение пп. VII-3-91 и VII-3-85-3 ПУЭ-76
устройство уплотненного остекленного
проема в стене, отделяющей помещение щитов
и пультов управления аммиачными
холодильными установками от помещения
машинного зала.
п. 4.8
Электропитание рабочего и аварийного
освещения (на случай отключения
электропитания) в соответствии с ПУЭ-76 должно
осуществляться от независимых друг от
друга источников.
Для объектов второй категории
электроснабжения, имеющих два ввода
электропитания (например, холодильники емкостью
более 600 т), светильники рабочего и
аварийного освещения следует питать от
разных трансформаторов.
Для объектов, имеющих третью
категорию электроснабжения и соответственно
один ввод энергии (например, холодильники
емкостью 600 т и менее), в качестве
независимого источника электропитания могут
служить аккумуляторные батареи.
Раздел 6
Испытание аппаратов (сосудов) и систем
трубопроводов
п. 6.6, табл. 6.1
В соответствии с ГОСТ 25005—81
«Оборудование холодильное. Общие требования
к определению давлений» промежуточный
сосуд относится к стороне низкого
давления (стороне всасывания).
Раздел 7
Автоматическая защита компрессоров от
гидравлических ударов и опасных режимов
работы
п. 7.7
Проверка приборов защитной
автоматики проводится машинистом холодильной
установки. В случае отказа какого-либо
прибора защиты вызывается специалист по
контрольно-измерительным и
автоматическим приборам.
Раздел 8
Требования к проектам холодильных
установок
п. 8.1.5
В открытом приямке машинного
(аппаратного) отделения допускается установка,
кроме аммиачных насосов, также
жидкостных стояков циркуляционных ресиверов и
ресивера для дренажа жидкого аммиака из
всасывающих и нагнетательных
трубопроводов компрессоров (п. 8.3.8 Правил), из
сосудов (аппаратов) и испарительного
оборудования камер (п. 8.3.9 Правил).
п. 8.1.12
Требование п. 8.1.12 Правил относится
к арматуре частого обслуживания,
преимущественно в компрессорных цехах.
Распределительная арматура на холодильнике
обычно размещается (в коридоре,
вестибюле, антресольном помещении) на уровне,
удобном для обслуживания. Арматура для
равномерного распределения жидкого
аммиака по охлаждающим устройствам,
находящаяся непосредственно в камерах,
предназначена для пусконаладочных работ по
холодильной системе и в процессе
эксплуатации не требует обслуживания. В связи с
этим нет необходимости в устройстве в
камерах стационарных площадок для
обслуживания такой арматуры.
п. 8.1.13
Стандартные аппараты и
сосуды-конденсаторы (за исключением горизонтальных
кожухотрубных), ресиверы линейные и для
хранения запаса аммиака, маслоотделители
и маслособиратели в климатических зонах
с температурой зимой не ниже —40 °С
необходимо размещать снаружи. При заказе
оборудования для районов с температурой
ниже —40 °С следует указывать расчетную
наружную температуру в соответствии с
климатическим справочником.
Циркуляционные и защитные ресиверы,
испарители, отделители жидкости
рекомендуется устанавливать в помещениях.
55

п. 8.1.16
В объектах 3-й категории
электроснабжения (например, холодильники емкостью
600 т и менее), имеющих один ввод энергии,
все системы вентиляции присоединяются
только к одному основному источнику
питания.
п. 8.1.18
Вместо СНиП II-A.8—72 и СНиП II-
А.9—71 в настоящее время необходимо
руководствоваться СНиП П-4—79
«Естественное и искусственное освещение».
Раздел 9
Монтаж холодильного оборудования
и трубопроводов
п. 9.1
Вместо СНиП III-A.11—70 в настоящее
время следует применять СНиП Ш-4—80
«Техника безопасности в строительстве».
Раздел 10
Заполнение холодильных установок
аммиаком
п. 10.1
Приведенные в п. 10.1. Правил нормы
заполнения внутреннего объема
холодильного оборудования являются условными и
служат для определения первоначального
количества жидкого аммиака, заряжаемого в
систему.
п. 10.4
Вместо ГОСТ 6221—75 в настоящее
время действует ГОСТ 6221—82 «Аммиак
жидкий технический».
Раздел 11
Эксплуатация холодильных установок
п. 11.1.7
Новая редакция этого пункта.
Запрещается впрыск жидкого аммиака
во всасывающий трубопровод (полость)
поршневого компрессора. Разрешается
эксплуатация винтовых компрессоров с
впрыском жидкого аммиака во всасывающий
трубопровод (полость) компрессора,
предусмотренным заводом-изготовителем, при
условии, что на всех режимах работы
исключено попадание в компрессор жидкого
аммиака в количестве, равном или
превышающем описанный объем компрессора,
деленный на его геометрическую степень
сжатия. Запрещается установка
впрыскивающих устройств, не предусмотренных
заводом-изготовителем.
Редакция пункта изменена на
основании протокола от 17 октября 1983 г.
комиссии Минмясомолпрома СССР,
рассмотревшей работу винтовых агрегатов F2MS3-
2500 с впрыском жидкого аммиака
(протокол согласован с ЦК профсоюза рабочих
пищевой промышленности и утвержден
Минмясомолпромом СССР).
п. 11.4.1
В связи с невозможностью в
настоящее время удовлетворить потребность
предприятий пищевых отраслей
промышленности и торговли в аппаратах сжатого
56
воздуха (АСВ-2) вместо них можно
применять изолирующие противогазы типа ИП
(ИП-46, ИП-46М и т. д.).
В связи с прекращением выпуска
гидрокостюмов типа УСГК для
аварийно-спасательных работ в загазованных аммиаком
помещениях возможно применение костюма
типа Л-1 Брянской фабрики
резинотехнических изделий.
Противогазы типа ИП и костюмы Л-1
следует заказывать через органы
гражданской обороны.
п. 11.4.2
В соответствии с разъяснением ВНИИ
охраны труда противогазы необходимо
проверять только на герметичность
(исправность) в соответствии с требованиями,
изложенными в заводской инструкции, а именно:
для определения правильности подбора/
маски, сборки и исправности (герметично-\
сти) противогаза необходимо надеть маску,
закрыть отверстие в дне коробки
резиновой пробкой или ладонью и сделать 3—4
глубоких вдоха. Если дыхание при этом
невозможно, то противогаз в целом исправен
(герметичен); если воздух при вдохе
проходит, то противогаз неисправен и
пользоваться им нельзя.
Для обнаружения неисправности нужно
проверить противогаз по частям.
Проверка маски. Правой рукой перегнуть
и плотно зажать гофрированную трубку под
клапанной коробкой и сделать 3—4
глубоких вдоха. Если при этом дышать
невозможно, то маска исправна и правильно
подобрана. Если проходит воздух, то маска
неисправна или неправильно подобрана.
После того как неисправности устранены
и маска подогнана, проверяют
выдыхательный клапан и повторно маску. Если
в этом случае воздух проходит, то лицевую
часть заменяют на исправную.
Проверка гофрированной трубки.
Сделать вдох, перегнуть и плотно зажать
правой рукой гофрированную трубку внизу,
у горловины противогазовой коробки, и
сделать 3—4 вдоха; если дышать
невозможно, то гофрированная трубка исправна.
Проверка противогазовой коробки.
Закрыть пробкой или зажать рукой
отверстие в дне коробки и сделать 3—4 вдоха;
если дышать невозможно, то
противогазовая коробка исправна.
п. 11.4.3 |
В соответствии с разработанной'
ВНИКТИхолодпромом «Программой
тренировок обслуживающего персонала
правильным действиям при возникновении опасных
режимов работы и аварий аммиачных
холодильных установок», утвержденной в
1982 г. Минмясомолпромом СССР, на
каждом предприятии должен быть составлен
план ликвидации аварий. Не реже одного
раза в квартал со всем обслуживающим
персоналом компрессорного цеха должны
проводиться тренировки по одной из
позиций плана, что целесообразно совмещать
с проведением повторного инструктажа. Не
реже одного раза в год должны прово-

диться учебные тревоги. Для этой цели в
компрессорном цехе должна быть
установлена сирена, звуковой сигнал которой
должен отличаться от сигналов, подаваемых
приборами автоматики холодильной
установки. Эта же сирена должна включаться
для оповещения обслуживающего
персонала о действительно происшедшем выбросе
аммиака и необходимости срочно покинуть
помещение и собраться в установленном
месте для эвакуации оставшихся в
помещении людей и ликвидации последствий
аварии.
В качестве сирены может быть
использован пост звуковой сигнализации типа
ПВ-СС (изготовитель — Зеленокумский
завод «Электроаппарат»), предназначенный
для эксплуатации во взрывоопасных
помещениях и для наружных установок всех
^классов (согласно VII-3 ПУЭ-76).
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 1151783 4E1) F25 В 17/08,27/00, F24 J2/18
F1) 661199 B1) 3677024/23-06 B2) 20.12.83
G2) В. Н. Шевченко, Л. Н. Стронский, А. В.
Супрун E3) 621.57
E4) E7) АБСОРБЦИОННАЯ
ГЕЛИОХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА
ПЕРИОДИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ по авт. св. № 661199,
отличающаяся тем, что, с целью повышения хо-
лодопроизводительности, генератор выполнен с
двухслойным стеклянным покрытием с
возможностью взаимного перемещения слоев, на
поверхности которых со стороны рабочего объема
генератора дискретно нанесены полосы из
материала, отражающего инфракрасное излучение, с
интервалом между ними, равным ширине этих
полос.
A1) 1151786 4E1) F25 В29/00, 1/06, 27/00 B1)
3729171/23-06 B2) 04.01.84 G1) Одесский
технологический институт холодильной
промышленности G2) В. А. Петренко, Н. А. Щетинина,
С. И. Чайковский E3) 621.574
E4) E7) СПОСОБ ПРОИЗВОДСТВА
ХОЛОДА И ГОРЯЧЕЙ ВОДЫ с помощью эжек-,
[торного холодильного цикла, в котором
осуществляют процессы дросселирования и
испарения жидкого хладагента при низком давлении,
эжектирования образующихся паров парами
высокого давления и конденсации полученной
паровой смеси, а также предварительного нагрева
воды теплом, выделяющимся в процессе
конденсации паровой смеси, догрёвания воды солнечной
энергией и ее частичного охлаждения при
получении паров высокого давления с последующим
направлением потребителю, отличающийся тем,
что, с целью поддержания температуры воды,
направляемой потребителю, на постоянном
уровне, часть воды после охлаждения ее в
процессе получения паров высокого давления
инжектируют водой, направляемой на догревание
солнечной энергией.
Раздел 12
Хранение и перевозка аммиака
пп. 12.1.12 и 10.15
Ресиверы для хранения
эксплуатационного запаса жидкого аммиака допускается
размещать совместно с наружными
линейными ресиверами конденсаторных
установок.
Обвязка трубопроводами ресиверов для
хранения запаса аммиака должна быть
выполнена (согласно п. 12.1.12) с
присоединением к жидкостным трубопроводам от
транспортной цистерны и от линейных
ресиверов (к испарительной системе).
Через ресиверы запаса аммиак не
должен циркулировать (они должны быть в
«тупике»). Ресиверы должны быть
оборудованы сигнализацией максимально и
минимально допустимого уровня аммиака.
A1) 1153207 4E1) F25 В49/00, G05 В11/16 F1)
937921 B1) 3379952/24-06 B2) 05.01.82 G2)
Н. А. Лебедев E3) 621.57-55
E4) E7) УСТРОЙСТВО ДЛЯ
УПРАВЛЕНИЯ ХОЛОДИЛЬНО-ОТОПИТЕЛЬНОЙ
УСТАНОВКОЙ по авт. св. № 937921, отличающееся
тем, что, с целью расширения функциональных
возможностей, оно снабжено дежурным и
блокирующим реле, обмотки которых подключены
параллельно исполнительным реле, причем в цепь
питания блокирующего реле включен контакт
дежурного реле, а в цепи обмотки и контакта
реле времени дополнительно введены контакты
блокирующего реле.
(П) 1155835 4E1) F25 D3/10, В 01 J2/00 B1)
3694397/28-13 B2) 12.12.83 G1) Специальное
конструкторское бюро автоматизированных
систем управления мясной и молочной
промышленности G2) В. И. Ерофеев, В. А. Белухин E3)
663.23.
E4) E7) 1. ГРАНУЛЯТОР ДЛЯ
ПОЛУЧЕНИЯ ЛЬДОГРАНУЛ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ,
содержащий смеситель, капельницы, ванну для
жидкого азота и установленное на валу
электродвигателя разгрузочное устройство,
отличающийся тем, что, с целью повышения качества
продукта, гранулятор снабжен ультразвуковым
датчиком уровня азота в ванне и электрически
связанным с ним блоком регулирования
скорости вращения вала электродвигателя,
включающим усилители, преобразователь и нелинейный
элемент для создания автоколебаний, при этом
разгрузочное устройство выполнено в виде
усеченного конуса, направленного меньшим
основанием вниз и имеющего со стороны большего
основания отбортовку, а на валу
электродвигателя под усеченным конусом установлен
направляющий винт.
Гранулятор по п. 1, отличающийся тем, что
под отбортовкой усеченного конуса размещена
сетка сепараторного вида для отвода льдогранул
из ванны.
57

IPlfliJt
i бимиогмярия
УДК 621.56/.58@75) @49.32)
НОВОЕ УЧЕБНОЕ ПОСОБИЕ
А. М. Бражников, Э. И. Каухчешвили.
Холод. Введение в специальность. — М.:
Легкая и пищевая промышленность. 1984.—
144 с.
Рецензируемая книга допущена в
качестве учебного пособия для студентов
технологических специальностей вузов пищевых
отраслей промышленности СССР и является
одним из первых опытов создания учебников
по введению в специальность. Это поставило
перед авторами сложные задачи: изложить
на популярном и вместе с тем научном
уровне вопросы холодильной техники и
технологии, убедить будущих
инженеров-технологов в громадном значении холода для их
практической деятельности.
Отметим сразу, что А. М. Бражников
и Э. И. Каухчешвили, известные
специалисты в области холодильной технологии, для
решения этих задач использовали весь свой
опыт научных работников и педагогов и
добились несомненнбго успеха.
Структура книги полностью
соответствует прекрасному, но, к сожалению,
основательно забытому принципу «Учащийся
должен учиться сам». Уже начиная с первой
главы «Инженер в эпоху НТР», авторы
стремятся расширить кругозор студента о
современных требованиях к инженеру, к его
компетентности, показать возможности и
перспективы профессии
технолога-холодильщика.
Приведя во второй главе «Как получают
холод?» интересные сведения
исторического характера, авторы излагают
теоретические и практические основы холодильной
техники так, чтобы студент мог сам
сопоставить различные методы получения
холода, выделить из них наиболее
перспективные. Однако в отдельных местах
рассуждения авторов должны быть более
завершенными. Так, перенося понятие
обратимости на процессы теплообмена, на с. 28
авторы указывают, что обратимые
процессы будут также и наиболее экономичными.
Но при этом не уточняют, что данный тезис
справедлив лишь в теоретическом плане.
Очень полезны для читателей
приведенные в главе «Энергетическая цена холода и
энергетические отходы» конкретные
сведения о расходе энергии на производство
сельскохозяйственной продукции, ее
холодильную обработку и хранение, о себе-
58
стоимости энергии, полученной при
сжигании газа или угля и т. п.
Направленность четвертой главы
отражена в ее названии «Как спасти
миллиард?» — имеется в виду миллиард тонн
продуктов питания, теряемых ежегодно
человечеством. Глобальный подход к
проблеме, решение которой во многом зависит
от развития холодильной техники и
технологии, позволил авторам затронуть вопрос
о технологии вообще, о влиянии
деятельности человека на окружающую среду,
о «технологической эволюции» в развитии
общества. Здесь же, в порядке ответа на
главный вопрос, освещена деятельность
технологов-холодильщиков, работающих в
агропромышленном комплексе. Авторы
показывают, что только совместными усилиями
всех звеньев агропромышленного комплект^
са, занимающихся холодильной обработкой^
и хранением сырья, промежуточных
продуктов, полуфабрикатов и готовой продукции,
можно успешно выполнить
Продовольственную программу страны.
Последние три главы учебного
пособия посвящены применению холода в
разных отраслях народного хозяйства — от
горнодобывающей промышленности до
медицины и спорта — ив самых, разных
аспектах — от мифического «бессмертия»
до реального долголетия и благополучия
человека. Широта привлеченного материала
позволяет авторам в определенной степени
опоэтизировать технический текст, что
можно считать самым важным (и очень редким!)
достоинством книг для молодежи.
В приложении к учебному пособию
приведены правила домашнего
консервирования продуктов путем замораживания и
номограмма для расчета потребного времени
обработки холодом разных продуктов в
зависимости от их размеров. Такая
номограмма полезна не только студентам, но и
домохозяйкам. То же можно сказать и о всей
книге: приведенная в ней информация
интересна самому разнообразному кругу
читателей. Поэтому уже теперь нужно ставить
вопрос о переиздании книги. При этом
авторам нужно учесть имеющиеся недоработки
и неточности.
Кроме уже отмеченных, обратим
внимание на те из них, которые могут
помешать правильному восприятию текста. Так^
на с. 65 авторы пишут: «Если при хранении™
сырья животного происхождения усушка —
это только потери массы сохраняемого
продукта, то усушка растительных продуктов —
это еще и снижение их качества». К
сожалению, при современной технике
хранения поверхностный слой мяса вместе с
влагой теряет и качество.
В сноске на с. 93 имеет фраза,
буквальное понимание которой может привести к
печальным последствиям: «Замороженные
продукты никогда не бывают токсичными».
Это верно лишь при условии нетоксичности
продуктов до замораживания.

На с. 95 указано: «Один легковой
автомобиль в сутки выделяет от 0,5 до 1 кг
выхлопных газов». Для работающего
двигателя эти показатели сильно занижены.
Объяснения к рис. 13 (с. 124) касаются
одной и той же кривой 2.
В заключение хочется порекомендовать
всем читателям журнала познакомиться с
небольшой по объему, но очень интересной
и полезной книгой А. М. Бражникова
и Э. И. Каухчешвили.
Д-р техн. наук В. Г. ФЕДОРОВ
* * *
Книга «Холод. Введение в
специальность» во многом спорна как по
содержанию, так и по манере изложения.
Во-первых, нечетко определен
читательский адрес. На титульном листе указано;
I* что она допущена в качестве «учебного
пособия для студентов технологических
специальностей вузов пищевой
промышленности». Если это так, то на первом месте
должна быть технология, а холод должен
играть подчиненную роль. Если она
предназначается, как уточняется в аннотации к
изданию, для студентов, специализирующихся
ь области холодильной технологии и
техники, то наряду с разъяснением основ
производства искусственного холода
следовало бы описать конструкции элементов
холодильных машин.
Во-вторых, вопросы об искусственном
охлаждении изложены недостаточно строго.
Так, при освещении понятий об
обратимости и о цикле Карно авторами
допущены некорректности, которые
нежелательны даже при таком популярном изложении.
Может быть, эти вопросы и не следует
излагать во введении в специальность, так
как студенты еще не обладают
необходимыми знаниями, а упрощенная и
недостаточно строгая трактовка может принести
больше вреда, чем пользы.
При объяснении принципа действия
абсорбционной холодильной машины авторы
термодинамически неправильно описывают
эту машину.
^ИЗОБРЕТЕНИЯ
(И) 1153208 4E1) F25 Dl/00,3/00 B1) 3446226/
28-13 B2) 31.05.82 G1) Бухарский
технологический институт пищевой и легкой
промышленности G2) А. Курбанов, А. Гурбанова, Н. И см а-
тов, А. Г. Мурадов E3) 621.585
E4) E7) 1. КАМЕРА ДЛЯ ХРАНЕНИЯ
ПРОДУКТОВ, включающая корпус,
приспособление для охлаждения воздуха в камере
посредством хладоносителя и расположенное вне
корпуса в грунте устройство для охлаждения
хладоносителя, связанное, с приспособлением по-
Наряду с этими, принципиальными,
могут быть сделаны еще и частные
замечания. Однако авторам книги — А. М. Браж-
никову и Э. И. Каухчешвили — нужно
сказать большое спасибо за их труд и за
определенную смелость, так как они были
первыми на этом сложном пути.
Д-р техн. наук, проф. В. В. ОНОСОВСКИЙ
Авторы учебного пособия «Холод.
Введение в специальность» А. М. Бражников
и Э. И. Каухчешвили решили достаточно
сложную задачу: систематизировали и
обобщили теоретический материал,
практический и научный опыт в области
холодильной технологии и изложили его в
доступной для студентов первого курса форме.
Однако необходимо указать на
отдельные недостатки пособия.
Поскольку учебное пособие
предназначено для студентов, специализирующихся в
области холодильной техники, неоправданно
мало уделено внимания описанию
конструкций холодильных машин, холодильному
машиностроению, применению холодильной
техники в других областях народного
хозяйства.
Желательно было бы показать развитие
холодильной техники в СССР, участие
ведущих ученых и институтов в работе
Международного института холода и
проводимых международных конгрессах.
В разделе «Поговорим об обратимости»
авторами допущены неточности при
изложении некоторых теоретических положений.
Авторы сами указывают, что «понятие
обратимости является одним из ключевых
в термодинамике и не очень просто
усваивается». Поэтому такие разделы должны
излагаться более строго в любом издании.
Несмотря на ряд недостатков, в целом
авторам удалось создать книгу, полезную
не только для студентов, но и для широкого
круга читателей.
Канд техн. наук, доцент Л. Ф. БОНДАРЕНКО
средством трубопроводов и насоса с
образованием замкнутого циркуляционного контура,
отличающаяся тем, что, с целью удобства
пользования, устройство для охлаждения хладоносителя
включает вертикальную колонку для
промежуточного теплоносителя, верхняя часть которой
расположена над поверхностью грунта, и
сообщенную с ней емкость со средством для
изменения уровня промежуточного теплоносителя.
2. Камера по п. 1, отличающаяся тем, что,
с целью обеспечения возможности в корпусе
локального охлаждения, приспособление для
охлаждения воздуха выполнено в виде вертикального
трубчатого коллектора с поперечными
трубопроводами, которые имеют ответвления и
установлены с возможностью поворота относительно их
оси для установки ответвлений от крайнего
верхнего до крайнего нижнего положений.
59

MOiOCTi w
шноотмннои
техники
УДК 621.56/.57:664.8/.9.037
ИЗ БЮЛЛЕТЕНЕЙ
МЕЖДУНАРОДНОГО ИНСТИТУТА
ХОЛОДА
Легкие панели сэндвич типа «Металпроект»
для холодильников
В Болгарии панели сэндвич производят
пяти размеров — с изоляцией толщиной
от 80 до 160 мм. Максимальная длина
панелей 1200 мм, ширина 1000 мм. Они
позволяют поддерживать в холодильных камерах
температуру от —2 до —35 °С. В качестве
теплоизоляционного материала
используется пенополиуретан с коэффициентом
теплопроводности 0,0204 Вт/ (м• К). Коэффициент
теплопередачи панели с изоляцией
толщиной 80 мм составляет 0,26 Вт/(м2«К).
Alexandrow J., Sapundjlew В. I., Todo-
row Т. Т. — IIF, FR. (Франция, 1982, № 4,
pp. 422—429.
БМИХ, 1984, M 3, с 309.
Строительные конструкции современных
холодильников
Описаны конструкции современных
одноэтажных холодильников с пролетами ферм
от 24 до 54 м, перекрытыми
стальными балками. Шаг колонн по длине здания
6 м. Наружные стены холодильников
изготовлены из легких сборных панелей
сэндвич, защищенных от солнечной радиации
экранами из профилированного стального
листа.
Размеры камер от 9X12 до 24X18 м.
Высота их 7,8 м. Температура,
поддерживаемая в камерах, —20-:—35 °С.
Sapundjlew В., Alexandrow J., Todo-
row Т. — IIF, FR. (Франция), 1982, № 4,
pp. 409—412.
БМИХ, 1984, M 3, с. 309.
Реконструкция холодильников в Италии
Повышение стоимости энергии
вынуждает в целях ее экономии реконструировать
холодильники, построенные до 70-х гг.
В статье освещается состояние этого
вопроса в Италии, приводятся данные о
потреблении энергии холодильными
складами, в которых хранят замороженные
продукты.
Дан обзор возможных решений по
усилению теплоизоляции, модернизации
холодильных систем и совершенствованию уп-
правления холодильниками.
Niccolal G. — Freddo, IT. (Италия), 1983, 37,
№ 4, pp. 261—264.
БМИХ, 1984, М 3, с. 309.
Основные решения по предотвращению
промерзания и пучения грунта под
холодильниками
Современный уровень научных знаний
позволяет определить размеры промерзания
и пучения грунта, свести к минимуму
возможные при этом повреждения конструкций
холодильников и рекомендовать
мероприятия против их деформаций.
В статье рассматривается так
называемое «открытое» пучение, вызываемое
замерзанием воды, проникающей в грунт извне.
В меньшей степени освещено «закрытое»
пучение грунта вследствие замерзания воды,
содержавшейся в нем. Приведено влияние
размеров частиц грунта, теплопритока и
движения грунтовой воды, повышенного ее
подпора на интенсивность промерзания
грунта.
Рекомендованы рациональные техниче- *
ские решения по предотвращению пучения
грунта при промерзании и ряд критериев для
оценки подверженности его пучению.
Rein R. G. Jr., Burrous С. М. — ASHRAE
Trans, US. (США), 1981, 87, part 2.
pp. 1087—1097.
БМИХ, 1984, № 3, с. 310.
Жидкостные трубные системы обогрева
грунта под холодильниками
В статье дана сравнительная оценка
различных трубных систем с закрытой
циркуляцией теплоносителя для обогрева
грунта с целью предотвращения его пучения
под холодильниками. Анализируются
причины пучения грунта при наличии таких
систем обогрева. Изложены рекомендации
по проектированию трубных систем
обогрева грунта.
Webber /. F. — ASHRAE Trans, US (США),
1981, 87, part 2, pp. 1117—1121.
БМИХ, 1984, № 3, с. 310.
Совершенствование конструкций градирен
в последнее десятилетие
В статье отмечены следующие
достижения в этой области: внедрение более
крупных градирен; снижение расхода воды;
решение экологических проблем, связанных
с работой градирен; введение
законодательства на использование градирен.
В технологии изготовления
градирен можно выделить новые направления:
расширение применения синтетической ре-'Й
зины, внедрение более совершенной
конструкции конфузора на выходе воздуха из
градирни, интенсификация теплообмена
между воздухом и водой над насадкой.
Nardinl G. V. — Termotecnlca, It. (Италия),
1983, 37, № з, рр: 59—63.
БМИХ, 1984, № 3, с. 274—275.
t
Современные достижения в хранении плодов
и овощей
За последние годы при хранении свежих
фруктов и овощей в'се более широко
применяются искусственный холод и
регулируемая газовая среда.
60

Совершенствование биохимического и
газового контроля среды в камерах
хранения способствует снижению количества
физиологических заболеваний и порчи
плодоовощной продукции. Причинами их, как
установлено на ряде предприятий,
являются неправильная предварительная
обработка продукции перед закладкой ее на
хранение (орошение жидким кальцием,
применение стимуляторов роста и др.) и
несоблюдение режимов хранения (нарушение
состава газовой среды, повышение
влажности, колебания температуры и др.).
Marcellln P. — I.I.R., FR. (Франция), 1982,
№ 4, pp. 21—26.
БМИХ, 1984, М 3, с. 282.
Влияние различных факторов на качество
охлажденных лимонов
Изучено влияние режимов хранения на
(качество лимонов сортов Primofiori, Fino и
Verna. Сравнивали результаты хранения
плодов в условиях обычной атмосферы и
регулируемой газовой среды (РГС) двух
составов A2 % 02 и 1—2 % С02; 5 % 02
и 0 % С02) в течение, 1 и 2 мес.
Температуру в хранилищах поддерживали 10 и 13 °С,
относительную влажность — 90, 95 и 99 %.
Учитывали время сбора лимонов.
Оценивали химические изменения,
потери массы, воздействие грибков и органо-
лептические характеристики в процессе
хранения и реализации.
Установлено., что лучшие условия
хранения лимонов в течение 2 мес обеспечивались
при температуре 13 °С, относительной
влажности 99 % и содержании в РГС 12 % 02
и 1—2 % С02.
Наиболее частыми причинами ухудшения
качества плодов были физиологические
заболевания, вызываемые грибками, и усыха-
ние.
Artes F., Escriche A., Marin J. G. — IIF,
FR. (Франция), 1982, № 4, pp. 195—200.
БМИХ, 1984, № 3, с 287.
I
ЮОБРЕГЕНЙЯ
A1) 1153225 4E1) F28 F25/00 1/00 B1)
3694171/24-06 B2) 24.01.84 G1) Всесоюзный
научно-исследовательский институт
водоснабжения, канализации, гидротехнических сооружений
и инженерной гидрогеологии «Водгео» G2)
Л. С. Алексеев, А. А. Говерт, .В. С. Пономарен-
ко E3) 621.175.3
E4) E7) 1. РЕЗЕРВУАР ГРАДИРНИ,
содержащий вертикальный цилиндрический корпус
с наклонным днищем, отстойную камеру,
элемент для улавливания взвешенных веществ и
отводящую трубу, отличающийся тем, что, с целью
повышения эффективности очистки охлажденной
Современное состояние и перспективы
развития холодильной технологии в рыбной
промышленности
Кратко описана техника холодильного
хранения рыбы и морепродуктов: их
охлаждение и замораживание.
Перспективы развития холодильной
обработки рыбы рассмотрены в трех аспектах:
удлинение сроков хранения и повышение
экономичности технологических процессов
благодаря комбинированию охлаждения с
облучением продукции;
совершенствование холодильного
оборудования в целях увеличения его
производительности и энергетической эффективнр-
сти;
расширение производства новых готовых
к употреблению блюд из рыбопродуктов,
организация сбыта отходов производства.
Gac А. — Revue general du Froid, FR.
(Франция), 1983, 73, № 5, pp. 279—280.
БМИХ, 1984, M 3, с. 299.
Криль: 200 млн. т в год
Для питания людей можно использовать
цельный криль, пасту из криля, очищенный
криль и концентраты белка.
Выловленный криль можно
замораживать, однако при этом его свойства
изменяются, а при размораживании потери
массы достигают 50 %. Поэтому его
предпочитают варить B—5 мин при 90—95 °С),
а затем быстро охлаждать. Охлажденный
криль можно сортировать, предварительно
заморозив его и обработав во
вращающемся барабане.
При производстве пасты криль после
тепловой коагуляции размельчают,
спрессовывают в блоки по 10 кг и замораживают.
Около 200 млн. т криля можно
ежегодно применять в качестве продукта
питания.
Fr. Peche, FR. (Франция), 1983, М.З,
pp. 10—12.
БМИХ, 1984, № 3, с. 301.
воды от взвешенных веществ, резервуар
дополнительно снабжен кольцевой вертикальной
перегородкой с прорезями в верхней части,
образующей в зазоре со стенкой корпуса отсек сухой
фильтрации, установленными в последнем с
образованием двух секций радиальными
перегородками, причем элемент для улавливания взвешенных
веществ размещен в каждой секции, ниже
элемента дополнительно установлена отводящая
труба, снабженная системой дренажных труб, а
отсек сухой фильтрации снабжен лотками,
открытыми торцами установленными в прорези
вертикальной перегородки, а закрытыми —
примыкающими к стенке корпуса.
2. Резервуар по п. 1, отличающийся тем,
что элемент для улавливания взвешенных
веществ выполнен в виде слоя зернистой карбо-
натосодержащей загрузки.
3. Резервуар по пп. 1 и 2, отличающийся тем,
что верхняя кромка вертикальной кольцевой
перегородки размещена выше слоя загрузки.
61

(И) 11531994E1) F24 F3/147 B1) 3666509/29-06
B2) 23.11.83 G1) Центральный
научно-исследовательский и проектно-экспериментальный
институт инженерного оборудования G2) Л. М. Зус-
манович, Э. В. Сарнацкий, И. Ю. Рубчак,
3. П. Добрынина, М. И. Брук, Б. Д. Рыжак,
В. А. Платонов, В. М. Каплан E3) 697.94
E4) E7) 1. СИСТЕМА
КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА С УТИЛИЗАЦИЕЙ ТЕПЛА,
содержащая каналы удаляемого и приточного
воздуха с вентиляторами, в которых
соответственно размещены смесительный контактный
аппарат с поддоном и поверхностный
теплообменник с дополнительным теплообменником и
оросительной камерой, циркуляционный контур
промежуточного теплоносителя, сообщающий
смесительный контактный аппарат и
поверхностный теплообменник через прямой и обратный
трубопроводы контура, и установленный в прямом
трубопроводе контура циркуляционный насос с
приводом, отличающаяся тем, что, с целью
повышения надежности работы и эффективности
утилизации тепла удаляемого воздуха, в прямой
трубопровод контура дополнительно установлен
бойлер с линиями подачи и отбора
теплоносителя, смесительный контактный аппарат снабжен
обводной линией для сообщения прямого и
обратного трубопроводов контура, на которой
установлен регулирующий клапан, привод которого
связан с размещенным в поддоне контактного
аппарата датчиком температуры, а на обратном
трубопроводе контура расположен датчик
температуры, который связан с приводом
дополнительно установленного на линии отбора
теплоносителя из бойлера регулирующего клапана.
2. Система по п. 1, отличающаяся тем, что
на входе и выходе поверхностного
теплообменника дополнительно установлены датчики
температуры, которые связаны с дополнительно
размещенным переключающим устройством, датчик
температуры обратного трубопровода
циркуляционного контура связан с приводом
регулирующего клапана линии отбора теплоносителя из
бойлера через установленный прерыватель, на
линии подачи теплоносителя в бойлер
дополнительно расположен соленоидный вентиль с приводом,
Р1Ф1РЙТЫ
УДК 663.674.001.5
Формирование кристаллов льда при
замораживании смесей мороженого. ОЛЕНЕВ Ю. А.,
ЦИРУЛЬНИКОВА Н. А. «Холодильная
техника», 1985, № 8.
На экспериментальной установке изучено
формирование кристадлов льда в растворах
компонентов и сливочной смеси мороженого при линейных
скоростях замораживания, соизмеримых со
скоростями замораживания смесей во фризерах.
Показано, что основное влияние на
конфигурацию кристаллов оказывают массовые доли сухих
веществ и связанной воды, дисперсность частиц
компонентов, что следует учитывать при
разработке новых видов мороженого.
Таблиц 2. Иллюстрация 1. Список литературы —
4 названия.
а переключающее устройство связано с
прерывателем, с приводом соленоидного вентиля, с
приводом регулирующего клапана и с приводом
циркуляционного насоса.
A1) 1153206 4E1) F25 В39/00, F28 F9/26 B1)
3358606/24-06 B2) 26.11.81 G2) Р. И. Акчурин,
В. А. Гарин, М. И. Костина, В. В. Мазаев,
В. В. Савостьянов E3) 621.565.944.2
E4) E7) КОНДЕНСАТОР-ИСПАРИТЕЛЬ,
содержащий корпус и связанные с ним
посредством пар опорных элементов теплообменные
секции, причем каждый из опорных элементов
состоит из укрепленного на корпусе полого
кронштейна и укрепленного на соответствующей
секции круглого цилиндрического стержня,
свободно входящего внутрь кронштейна с
возможностью углового перемещения, при этом в
каждой паре один из кронштейнов имеет
поперечное сечение в форме круга, охватывающего
стержень, отличающийся тем, что, с целью
повышения эксплуатационной надежности, в каждой
паре второй кронштейн имеет в поперечном
сечении овальную форму для возможности
дополнительного перемещения вдоль большей оси
овала.
A1) 1151788 4E1) F26 ВЗ/08 B1) 3703301/24-06
B2) 01.03.84 G1) Ленинградский ордена
Трудового Красного Знамени технологический
институт холодильной промышленности G2) В. Е. Ку-
цакова, Е. Н. Усвят, Н. Б. Марков, А. Н.
Богатырев E3) 66.047.791.1
E4) E7) СПОСОБ СУШКИ РАСТВОРОВ,
СУСПЕНЗИЙ, ЭМУЛЬСИЙ И ПАСТ
преимущественно на инертных телах путем
регулируемой подачи теплоносителя в высушиваемый
материал с образованием взвешенного слоя,
отличающийся тем, что, с целью повышения качества
регулирования и интенсификации
тепломассообмена, регулирование подачи теплоносителя
осуществляют посредством планки, выполненной в
виде системы сопл с изменяющейся геометрией
в пределах отношения длины к диаметру
единичного сопла, равного 0,1 —14, при этом напор
в слое выбирают равным 1700—7100 Н/м2 при
массе 3—30 кг.
УДК 621.565.945
Выбор рациональной конструкции косвенно-
испарительных воздухоохладителей. РЖЕПИ-
ШЕВСКИЙ К. И., ДОРОШЕНКО А. В., ЯРМО-
ЛОВИЧ Ю. Р. «Холодильная техника», 1985, № 8.
Разработаны косвенно-испарительные воздухо- 0
охладители галетно-пластинчатого типа. Высокая
компактность и эффективность аппарата
достигаются благодаря интенсификации процесса
тепломассообмена. Приведены расчетные
зависимости для четырех типов
косвенно-испарительных воздухоохладителей и обосновано
преимущественное использование одного из них как
оптимального для системы кондиционирования
воздуха. При создании конструкции
воздухоохладителя использован унифицированный элемент
насадки. В случае необходимости возможно
устройство дополнительной увлажнительной
ступени.
Таблица 1. Иллюстраций 7. Список литературы —
10 названий.
62

УДК 621..564:536.7.001.572
Моделирование термодинамических свойств
смесей хладагентов на основе расширенного закона
соответственных состоянии. ЗАХАРОВ Н. Д.,
ТРОФИМОВА О. С. «Холодильная техника»,
1985, № 8.
Изложен метод расчета термодинамических
свойств смесей на основе расширенного закона
соответственных состояний в трактовке Роулин-
сона и Ватсона, отличающийся применением
вместо обобщенных корреляций индивидуальных
параметров подобия компонентов, полученных по
высокоточным уравнениям состояния. На
примере используемых в криогенной технике смесей
азота, хладагентов R13, R14 и неона выявлена
возможность прогнозировать по этому методу
термодинамические свойства многокомпонентных
систем по опытным данным для бинарных смесей.
Таблиц 3. Иллюстраций 2. Список литературы —
10 названий.
УДК 621.57.004.1:631.145
Анализ технико-экономических показателей
холодильных машин для агропромышленного
комплекса. ТАЛАНОВ А. В., БЫКОВ А. В., БЕ-
ЖАНИШВИЛИ Э. М. «Холодильная техника»,
1985, № 8.
Проведен анализ технико-экономических
показателей группы холодильных машин,
используемых в агропромышленном комплексе. Дана
оценка экономичности отдельных конкретных моделей
машин. Установлены общие зависимости и
основные тенденции развития и совершенствования
холодильного оборудования, используемого в
АПК. Даны предложения по совершенствованию
холодильного оборудования в двенадцатой
пятилетке в отрасли холодильного машиностроения
и рекомендации по повышению эффективности
использования холодильных машин в
отраслях АПК.
Таблица 1. Иллюстраций 5. Список литературы —
8 названий.
УДК [621.565:621.564].004. f82
Меры по снижению расхода электроэнергии на
выработку холода при эксплуатации аммиачных
холодильных установок. КРЕЙМЕР Н. Г., ПЫТ-
ЧЕНКО В. П., МЕДНИКОВА Н. М.,
ИВАНОВА Р. Б. «Холодильная техника», 1985, № 8.
Показано влияние отдельных эксплуатационных
факторов на расход энергии аммиачными
холодильными установками. Описаны меры по
предотвращению таких нарушений правильной
эксплуатации холодильных установок, как наличие
воздуха в системе, нарастание большого слоя
инея на поверхностях охлаждающих устройств,
чрезмерное замасливание системы, недозаполне-
ние ее хладагентом, загрязнение теплообменных
поверхностей конденсаторов и др.
Таблица 1. Иллюстраций 4. Список литературы —
8 названий.
УДК 621.565.044:629.12
Динамика термических сопротивлений
конденсаторов судовых холодильных установок.
КОНСТАНТИНОВ Л. И., МЕЛЬНИЧЕНКО Л. Г.,
ЛИЙВ Ю. А. «Холодильная техника», 1985, № 8.
Рассмотрена методика определения общего
термического сопротивления в конденсаторе на
основании параметров работы судовой холодильной
установки (СХУ) в условиях эксплуатации. В
основу методики положены зависимости,
описывающие математические модели конденсаторов СХУ.
Приводятся численные значения коэффициентов
в уравнении для определения общего
термического сопротивления для различных типов судов
и результаты расчета для РТМ типа «Атлан-
тик» и БМРТ типа «Лесков».
Таблиц 3. Иллюстраций 2. Список литературы —
5 названий.
УДК 664.8.037.075
Микробиологическая оценка растительных
продуктов при хранении в бытовых холодильниках.
НЕЦЕПЛЯЕВ С. В., МАЗУРЕНКО Н. П., АНТИ-
ПОВ А. В. «Холодильная техника», 1985, № 8.
Дана микробиологическая оценка продуктов
растительного происхождения, подвергнутых
замораживанию и длительному хранению в бытовых
холодильниках и морозильниках.
Микробиологическим исследованиям подвергались не только
продукты, но и поверхность морозильной камеры.
Исследования показали, что после 10 мес
хранения при температуре —18 °С растительные
продукты имели хорошее качество, отвечающее по
микробиологическим показателям современным
требованиям.
Таблиц 2.
УДК 621.646.98:669.14.018
Выбор материала для пластин клапанов
холодильных компрессоров. КЛИБАНОВ Е. Л., КО-
ЧЕТКОВА Е. В., НИКИТИН В. А. «Холодильная
техник», 1985, № 8.
Изучены особенности изнашивания и разрушения
пластин клапанов холодильных компрессоров. Из
числа наиболее перспективных материалов для
пластин выбраны высокоуглеродистые стали
марок У10А-Ш, БП-1М и БП5-Ш с улучшенными
микрогеометрией поверхности, плоскостностью и с
высокими показателями по чистоте металла.
Применение новых лент увеличивает ресурс
клапанов, холодопроизводительность компрессоров
и снижает эксплуатационные затраты.
Таблиц 2. Иллюстраций 4. Список литературы —
4 названия.
УДК 683.31:692.81:621.565.92
Винтовой запор для дверей холодильных камер.
СОТНИКОВ В. П. «Холодильная техника», 1985,
№ 8.
Описан винтовой запор, который обеспечивает
плотное закрывание дверей холодильных камер
без приложения больших физических усилий.
Использование данных запоров на холодильниках
Алтайского производственного объединения
мясной промышленности позволило получить
годовой экономический эффект более 50 тыс. руб.
Иллюстрация 1.
63

УДК 621.565*94.001.4
Работа испарителей ИКР-2000 при температуре
кипения —40 °С по оросительно-затопленной
схеме, плотников а. е., замковец в. н.,
АННУШКИНА Л. П. «Холодильная техника»,
1985, № 8.
Отмечены недостатки работы испарителей
ИКР-2000 по затопленной схеме. Показано, что
орошение верхних рядов трубок позволяет
исключить возможность быстрого переполнения
межтрубного пространства жидким хладагентом, а
также значительно уменьшить влияние
гидростатического столба на температуру кипения.
Отмечено, что применение комбинированной
оросительно-затопленной схемы обеспечивает
надежную и экономичную эксплуатацию испарителей
при температуре кипения —40 °С и тепловой
нагрузке 900 кВт на каждый аппарат.
Иллюстрация 1. Список литературы — 2
названия.
УДК [536.24:536.42] .001.5
Обобщение опытных данных по теплообмену
и паросодержанию при кипении хладагентов
в вертикальных кольцевых каналах. В. С. КА-
РАСЕВ, О. С. ЛИПАТОВА, А. Д. КОРНЕЕВ,
Е. Н. ПИРОГОВ. «Холодильная техника», 1985,
№ 8.
Рассмотрен процесс кипения в кольцевых
щелевых каналах при конденсационном обогреве.
Для малых значений тепловых нагрузок получены
зависимости для расчета истинного объемного
паросодержания и коэффициента теплоотдачи,
которые удовлетворительно согласуются с
экспериментальными результатами. Приведено
сравнение экспериментальных данных по
теплообмену для электрического и конденсационного
способов обогрева щелевого канала.
Иллюстраций 2. Список литературы — 5
названий.
УДК 621.575.013:536.7
Сравнительная оценка термодинамической
эффективности теоретических циклов
одноступенчатой абсорбционной бромистолитиевой
холодильной машины. ТИМОФЕЕВСКИЙ Л. С, ДЗИ-
НО А. А., ЦИМБАЛИСТ А. О., ШМУЙ-
ЛОВ Н. Г. «Холодильная техника», 1985, № 8.
Сопоставлением тепловых коэффициентов, крат-
ностей циркуляции и рециркуляции слабого
раствора в теоретических циклах одноступенчатых
абсорбционных бромистолитиевых холодильных
машин с совмещенными и раздельными
процессами тепломассопереноса в абсорберах показано,
что циклы последних характеризуются меньшей
термодинамической эффективностью, и поэтому
вопрос о рациональных областях применения
машин с раздельными процессами
тепломассопереноса в абсорбере должен решаться на основе их
комплексной оптимизации с учетом особенностей
действительных процессов в основных аппаратах.
Иллюстраций 4. Список литературы — 5
названий.
УДК 621.565.93.001.24 <(
К расчету пленочных тепломассообменных
аппаратов для холодильной техники.
КИРИЛЛОВ В. X., ЛОГАЧЕВСКИЙ В. И.,
ДОРОШЕНКО А. В. «Холодильная техника», 1985, № 8.
Рассмотрены гидродинамические особенности
работы пленочных тепломассообменных аппаратов с
насадочными элементами из вертикальных
листов, на поверхность которых нанесена
регулярная шероховатость. Выявлены оптимальные
параметры шероховатости. Приведены выражения
для определения средней толщины жидкостной
пленки, амплитуды стоячей волны, выявлены
условия существования максимума амплитуды
(резонансный режим течения). Полученные
результаты хорошо согласуются с
экспериментальными данными. Приведен пример расчета
аппарата, работающего в режиме испарительного
охлаждения воды в условиях, оптимальных для
его эксплуатации.
Иллюстрация 1. Список литературы — 8
названий.
Редакционная коллегия: М. П. Кузьмин (ответственный редактор), Л. Д. Акимова (зам.
ответственного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук, проф. В. М. Бро-
дянский, д-р техн. наук А. В. Быков, В. В. Васютович, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Го-
голин, А. П. Еркин, д-р техн. наук И. М. Калнинь, д-р техн. наук, проф. 3. И. Каухчешвили,
В. Д. Леонов, А. П. Леонтьев, Г. А. Новиков, д-р техн. наук, проф. В. В. Оносовский, д-р техн. наук,
проф. И. И. Орехов, О. В. Петров, Н. К. Плотников, Н. Ф. Ролина, Ю. Я. Сенягин, А. Н. Сергиенко,
В. М. Шавра
Художественно-технический редактор С. А. Калустова
Корректор Н. Я. Туманова
Рукописи не возвращаются
Журнал-приложение
«Холодильная техника»
Головной журнал «Пищевая и
перерабатывающая промышленность»
Сдано в набор 19.06.85. Подписано в печать 12.07.85. Т—14275
Формат 70X108 l/i6- Высокая печать. Усл.-печ. л. 5,6. Усл. л. кр.-отт. 6,13. Уч.-изд. л. 7,26
Тираж 10750 экз. Заказ 1613
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12. Телефон 216-77-00
Ордена Трудового Красного Знамени
Чеховский полиграфический комбинат ВО «Союзполиграфпром»
Государственного комитета СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
142300, г. Чехов Московской области