621.576
Опыт наземного применения авиационных турбоагрегатов
в холодильной технике
Доктор техн. наукг проф. |в. С. МАРТЫНОВСКИЙ),
доктор техн. наук, проф. Л. 3. МЕЛЬЦЕР, И. Т. БОНДАРЕВ,
Е. И. БОГОДИСТ, В. М. ЯРОШЕНКО
Одесский технологический институт холодильной промышленности
Проблема наземного использования
авиационных газотурбинных двигателей (ГТД),
отработавших летный моторесурс, имеет большое
народнохозяйственное значение. Авторами было
предложено на базе двигателей создавать
газовые холодильные машины различных типов [1 ].
Применение для этих целей авиационных ГТД,
имеющих к. п. д. более 80%, позволяет
осуществлять циклы с высокими значениями
холодильных коэффициентов в широком
интервале температур и холодопроизводительностей.
При этом создается возможность
практической реализации холодильных машин крупной
производительности 5000 кВт и выше.
Нами рассмотрена возможность привода
компрессора авиационного двигателя его же
турбиной, но работающей на водяном паре, т. е.
в теплоиспользующем варианте [1].
Авиационные двигатели, отработавшие летный ресурс,
приобретают по цене, составляющей всего 5—
7 Уо основной стоимости, а необходимое
переоборудование для схем ТХМ сравнительно
несложно. Поэтому можно значительно сократить
капитальные затраты.
В то же время использование вторичных
энергоресурсов позволит резко снизить
эксплуатационные расходы и по-новому решить
некоторые важные задачи комплексного
энергохолодильного хозяйства промышленных
предприятий.
Теоретические и экспериментальные
исследования теплоиспользующих турбохолодиль-
ных машин (ТТХМ), создаваемых на основе
авиационных газотурбинных двигателей,
осуществляются в Одесском технологическом
институте холодильной промышленности в
течение ряда лет.
На первом этапе теоретически исследовали
схемы воздушных ТХМ на основе
авиадвигателей, работающих по различным циклам, в том
числе теплоиспользующих ТТХМ.
Энергетические и технико-экономические
расчеты показали, что значительное снижение
капитальных затрат на ТТХМ и сокращение
эксплуатационных расходов вследствие низкой
стоимости вторичных энергоресурсов
позволяют применять для диапазона температур выше
220 К, наряду с воздушными ТХМ с
регенерацией, более простые и надежные в эксплуатации
нерегенеративные машины с концевыми
холодильниками [2].
В качестве холодильника воздуха было
предложено использовать высокоэффективный
контактный водовоздушный теплообменник с
регулярной насадкой, разработанный кафедрой
глубокого охлаждения ОТИХП под
руководством проф. В. П. Алексеева. Это даст
возможность сократить капитальные затраты на тепло-
обменную аппаратуру и уменьшить ее массу и
габаритные размеры.
Расчетами было установлено также, что
многоступенчатая авиационная газовая турбина в
принципе может работать на водяном паре
низких параметров, но для этого необходимо
уменьшить проходные сечения ее первых
ступеней. В результате для экспериментального
исследования выбран и соответствующим
образом переоборудован авиационный
турбовинтовой двигатель АИ-20.
Экспериментальное исследование ТТХМ
проводили в несколько этапов:
испытание теплоиспользующего
турбокомпрессора (ТТК) в качестве самостоятельного
агрегата;
испытание опытно-промышленного образца
противоточного контактного теплообменника в
сочетании с ТТК;
предварительное испытание всего комплекса
ТТХМ без регенерации холода с избыточным
давлением в цикле.
На первом этапе исследований необходимо
было подтвердить работоспособность газовой
турбины на водяном паре низких параметров,
определить энергетические и эксплуатационные
характеристики компрессора, турбины и ТТК
в целом для режимов, значительно
отличающихся от расчетных авиационных.
При испытаниях теплообменника устанавли-
4

вали его тепловые, гидро- и аэродинамические
характеристики при различных степенях
повышения давления, расходах воды и воздуха.
Во время исследований всего комплекса
ТТХМ определяли энергетические показатели
машины: холодопроизводительность, количество
охлажденного воздуха при низшей температуре
за детандером, удельные расходы пара и
охлаждающей воды на 1 кВт холода, а также
температуру начала выпадения влаги за
детандером и выявляли участки, где эти процессы
происходят — на рабочем колесе детандера или
в отводящем воздуховоде.
Для решения поставленных задач был
спроектирован и смонтирован на одесской ТЭЦ
экспериментальный стенд, принципиальная схема
которого показана на рис. 1.
Водяной пар с давлением ри = 84-12 бар
и температурами Ти = 4734-493 К подводился
от магистрального паропровода ТЭЦ через
задвижку 1 в редукционно-увлажнительную
установку 2, где дросселировался и увлажнялся до
заданных параметров перед турбиной. Выхлоп
пара из турбины осуществлялся в кожухотруб-
ный конденсатор X, воздух из которого
удалялся пароструйным эжектором XI. Работа
расширения пара использовалась для привода
компрессора. Сжатый воздух выбрасывался
через дроссельную задвижку 5 в атмосферу или
направлялся в теплообменник II.
Охлаждающая вода подавалась насосом на
форсунки теплообменника, распылялась и,
стекая вниз по насадке, охлаждала встречный
поток воздуха. Отработавшая вода собиралась
в поддоне, откуда под собственным давлением
поступала для охлаждения на градирню IV.
Конструкция градирни и теплообменника
аналогичны.
Охлажденный в теплообменнике воздух
поступал в ресивер III, откуда частично
подавался на детандер, а частично сбрасывался в
атмосферу. На стенде в качестве опытного детандера
использовался авиационный турбохолодильник
с закрытым колесом центростремительного
типа. Работа расширения воздуха потреблялась
вентилятором, расположенным на одном валу
с рабочим колесом. При выборе детандера
предполагалась лишь проверка принципа
реализации цикла ТТХМ с контактным
теплообменником без осушения воздуха и при этом не
учитывалось то обстоятельство, что детандер имел
[ПКз

Ф--Ч---4- ИД
Ev"'Jh
Рис. 1. Схема экспериментального стенда теплоиспользующей ТХМ:
/ — авиационный двигатель АИ-20; // — теплообменник с регулярной насадкой; /// — воздушный ресивер; IV —
градирня с регулярной насадкой; V — водяной фильтр; VI — детандер; VII — холодильная камера; VIII —
масляный радиатор; IX — масляный бак; X — конденсатор; XI — пароструйный эжектор; 1 — задвижка на
паропроводе ТЭЦ; 2 — редукционно-увлажнительная установка (РОУ); 3— дифманометры ДТ-50; 4 — термопары; 5 —
дроссельная задвижка; 6 — запорные вентили (задвижки); 7 — дроссельные диафрагмы; 8 — дроссельные задвижки;
9 — мерный сосуд; 10 — дистанционные термометры ТППК-0,3; 11 — психрометры; 12 — барометр; 13 —
авиационные тахометры ИСТ; 14 — дифференциальный мановакуумметр; 15 — конденсационный горшок; 16 —
насосы; 17 — манометры; — пар; — . воздух; — // паровоздушная смесь; —V масло; —
морская вода; конденсат; —оо оборотная вода.
5

заведомо низкие значения внутреннего к. п. д.
и малую пропускную способность.
Холодный воздух подавался в камеру,
имеющую жалюзийную решетку, смотровые окна,
электронагреватели, поддон для сбора и
удаления выпавшей влаги.
В целях упрощения экспериментального
стенда были приняты следующие расходы воздуха:
через турбокомпрессор 8—15 кг/с,
теплообменник 1,2 кг/с, детандер 0,035 кг/с. Вместе с тем,
достоинством стенда являлась возможность
изменения в широких пределах степени
повышения давления в компрессоре (т. е. нагрузки
турбины), параметров пара перед турбиной,
расходов и температур воздуха, подаваемого
на теплообменник и детандер. Кроме того,
мощность силовой турбины могла изменяться в
широком диапазоне.
Это позволяло, в частности, экспериментально
определять помпажные зоны работы
компрессора.
Выбор приборов и их подключение к
испытательному стенду производили по нормам,
принятым при испытаниях газотурбинных
установок [3]. Места отборов измеряемых
параметров показаны на рис. 1. Для визуального
наблюдения за работой теплообменника на его
корпусе в зонах форсунок и распределительной
решетки установлены смотровые окна; для
исследования процессов, протекающих после
расширения влажного воздуха, выхлопной
патрубок детандера был соединен с холодильной
камерой стеклянным трубопроводом.
Теплоиспользующий турбокомпрессор
При снятии характеристик компрессора и
турбины определяющим параметром для
режима принималась скорость вращения ротора
двигателя. Обычно по результатам испытаний
компрессоров и турбовоздуходувок находят
энергетические характеристики, представляющие
собой графики зависимостей степени повышения
давления як, к. п. д. ц и мощности NK от
приведенного расхода воздуха Gnp:
як = /(Gnp); Л = ф(бпр);
^K = ^(Gnp)'
На ЭЦВМ по известным методикам были
рассчитаны характеристики компрессора для
условий приведения: рпр = 1 бар, Тпр = 253^
4-303 К. Одна из них показана на рис. 2.
Опытами было установлено, что при
уменьшении числа оборотов и увеличении
температуры воздуха на входе в компрессор растет про-
тивопомпажная устойчивость. Она примерно
соответствует области, нанесенной на рис. 2.
6
Рис. 2. Энергетические характеристики компрессора.
С изменением температуры на входе в
компрессор объемный расход и к. п. д. остаются
практически одинаковыми, а степень повышения
давления увеличивается на 5—8 % с понижением
температуры на каждые 10К. В результате
испытаний установлено, что для данного типа
компрессора при работе его в нерасчетных
режимах достижимые значения внутреннего к. п. д.
находятся в пределах 60—75%.
Экспериментальные энергетические
характеристики турбины определяли традиционными
методами. Давление пара на входе в турбину
изменялось от 1,5 до 4,5 бар, температура —
от 450 до 510 К. Давление за турбиной было
равно барометрическому или выше на 1—1,5 кПа;
в некоторых опытах за турбиной
поддерживалось разрежение, равное 4—8 кПа. Мощность
изменялась в пределах 500—3000 кВт.
Характеристики турбины, рассчитанные по
результатам испытаний, показаны на рис. 3.
Перевод газовой турбины на пар,
реконструкция проточной части, значительное изменение
параметров пара по сравнению с газовой смесью
уменьшают ее к. п. д. примерно на 13—20%.
Однако эффективные к. п. д. испытанной
турбины, ГТД и серийно выпускаемых паровых
турбин мощностью 3000—6000 кВт в сопоста-

500 1000 1500 -2000 2500 3000
Мощность тур/Нины, иВт
Рис. 3. Энергетические характеристики турбины:
1 — расход пара по нормальной диаграмме; 2 — расход
пара по формуле Стодолы — Флюгеля.
вимых условиях примерно одинаковы и равны
68—78%, а удельные расходы рабочего пара
на выработку единицы энергии составляют 10—
15 кг/(кВт-ч). Расход пара на сжатие 1 нм3
воздуха равен 0,5—0,9 кг в зависимости от jck
и параметров пара перед турбиной.
Очень важно, что время выхода ТТК на
заданный режим работы при прогретых
трубопроводах очень мало и составляет всего 1—2 мин,
а время выбега ротора после остановки — 90—
100 с.
Просто и плавно регулируются частота
вращения и производительность установки путем
изменения расхода рабочего пара. Важным
достоинством турбокомпрессора является
практически отсутствующее загрязнение маслом
рабочего воздуха (унос масла до 10 г/ч).
Накопленный в течение двух лет опыт
позволяет сделать вывод, что ТТК весьма надежен
и прост в эксплуатации, может быть легко
автоматизирован.
Особенно глубоко исследовались
акустические характеристики турбокомпрессора,
уровень шума которого 100—120 дБ с частотой до
4500 Гц. Однако в настоящее время в СССР и
за рубежом разработаны эффективные простые
и сравнительно дешевые системы шумогашения,
позволяющие снижать уровень шума до 45—
70 дБ, т. е. до уровней, соответствующих
санитарным нормам [4 ].
Важное практическое значение имеет
возможный моторесурс авиационных ГТД,
переоборудованных для целей холодильной техники.
Отечественный и зарубежный опыт наземной
эксплуатации авиационных двигателей в
газотурбинном режиме показывает, что их
моторесурс между ремонтами составляет 20—30 тыс. ч
[5]. Есть основания предполагать, что при
работе на режимах, приближающихся к режимам
эксплуатации турбохолодильных машин,
моторесурс ГТД может быть еще больше увеличен.
В настоящее время имеется большой резерв
авиационных ГТД типа АИ-20 и других,
отработавших летный моторесурс, на которые
могут быть распространены предложенные нами
принципы переоборудования.
Контактный теплообменник
Устройство примененного нами
теплообменника и методика его расчета приведены в работе
[2]. Экспериментальный аппарат имел
следующие конструктивные характеристики: высота
рабочей насадки /н = 690 мм, диаметр d& =
= 600 мм, эквивалентный диаметр dQ = 8,7 мм,
общая высота Я = 1990 мм; расчетное
максимальное количество обрабатываемого воздуха
G = 4500 кг/ч при его температуре на входе
425 К.
Опыты проводили при давлениях воздуха
рв = 2-^3 бар, двух фиксированных расходах
воды L = 3000; 6000 кг/ч и плавно изменяемых
количествах воздуха в пределах от 1500 до
4700 кг/ч. Температура охлаждающей воды на
входе в теплообменник изменялась от 296 до
304К.
В результате многочисленных опытов
установлено, что в указанных диапазонах
давлений, температур и относительных расходов воз-
L
духа ? = о,6-г-4,0 перепад между температурами
воздуха, выходящего из теплообменника, и
поступающей в него воды изменялся от 1,5 до 8 К*
При плотностях орошения #к = Ю,6 ~^~
4-21,2 м3/(ч-м2) общее гидравлическое
сопротивление аппарата не превышало 1,3—1,5 кПа.
Унос капельной влаги практически
отсутствовал до тех пор, пока расход воздуха не достигал
3000 кг/ч. Дальнейшее увеличение нагрузки
приводило к незначительному уносу влаги
через отбойник, причем вынос капель
наблюдался только в объеме распыления воды
форсунками. Теплообменник работал устойчиво (без
захлебывания) до нагрузок по воздуху G =
= 4500 -г- 4700 кг/ч, что с запасом
соответствовало расчетным характеристикам.
На рис. 4 показан свободный график
экспериментальных данных для некоторых режимов
по тепло- и массообмену, количественно
выражающийся зависимостью объемных коэффици-
7

ч
ч
L U
in
о
Q
А
о
ь>
тЯг
^°к
ь
°°j
s
оо
к-—~ « . А
^^ Д А
О
А
О |
А
Д
У ЙГ
^ %
4
Ъ 5
О
о
о
а5-
о
^
• °J
А
о _Л*И
> ---о^А
' А
о*
Ы'^
-СГсГ
о
о г
>
8 9 10б
2 Red
«I
•8
—&"
А -
о
о
.А
AD t
..Ж
г
^
±-^±-_,~-
о о
о
Д
о
А а
о
.9 «9 /#J
<? ^
Рис. 4. Зависимости коэффициента массоотдачи $xv
коэффициента теплоотдачи av и их отношения av/$Xv
от числа Re<j при плотностях орошения, м3/(ч-м2):
О — Ю; Л — 15; А — 16,5; ¦ — 20.
ентов массоотдачи $xv и теплоотдачи av от
Red:
corf9
где da» to» v — соответственно эквивалентный диаметр
сухого канала насадки, средняя скорость
и вязкость охлаждаемого воздуха.
Из графика видно, что с увеличением
нагрузки по воздуху численные значения объемных
коэффициентов возрастают, а их соотношение
остается почти постоянным.
135 кг/ч при степенях расширения яд = 1,9 ч-
-г- 2,98.
На рис. 5 приведены экспериментальные
зависимости действительной разности температур
AT, мощности Ыю холодопроизводительности
Q0, к. п. д. детандера т] и влагосодержаний
входящего и выходящего воздуха dx и d2 от
степени расширения при температуре перед
детандером 305 К. Сконденсированная в
процессе расширения влага в виде
мелкодисперсного тумана выносилась вместе с основным
потоком воздуха в холодильную камеру.
Выпадения влаги в виде взвешенных частиц или ее
намораживания на рабочем колесе детандера и
в выходном воздуховоде (стеклянной трубе)
не наблюдалось.
40
30
Z0
10
Q0,Ng,KBm
1,4
1,2
W
0,8
0,6
о,*
0,2
1
0,4
0,0
0,2
0,1
0,нг/кг
0,014
0,012
0,010
0,008
0,006
\
'
G-"
.—
о-"
О-
/
Х-
-г
i
3
S
4
S
О
7
8
~*>
-о-
J*
2,5
3,07ГД
Рис. 5. Зависимости
разности температур Д7\
холодопроизводител ьно-
сти Q0, мощности Л^д,
к. п. д. детандера х\, влаго-
содержания воздуха d от
степени расширения Лд:
1,3, 5 — для сухого
воздуха; 2,4, 6 — для
влажного воздуха; 7,8 — вла-
госодержание
соответственно до и после
расширения.
Температурная эффективность детандера при
расширении влажного воздуха может быть
определена температурным к. п. д. (кривая 6
на рис. 5):
Тг-Т2
Т)Т =
Тг — Т
2S
Комплекс теплоиспользующей ТХМ
Экспериментальное исследование комплекса
ТТХМ (компрессор, контактный
теплообменник, детандер, холодильная камера) проводили
при следующих параметрах воздуха на входе
в детандер: давлении рв = 2 ~- 3 бар,
температуре Тв = 298 -т- 308К, влагосодержаний
d± = 0,008 -г- 0,016 кг/кг с. в. при
относительной влажности ф«100%. Расходы воздуха
через детандер изменялись в пределах 90—
Эффективность детандера, как устройства для
преобразования работоспособности влажного
воздуха в механическую работу, оценивалась
внутренним к. п. д. (кривая 5 на рис. 5):
где 1г, I2, /2s,
Tit Тч, T2s-
-соответственно энтальпии и
температуры влажного воздуха до, после
детандера и в конце изознтропного
расширения.

Из графика г\ = /(яд) очевидно отличие
указанных к. п. д. при конденсации водяных
паров в процессе расширения. Это объясняется
тем, что водяные пары при расширении также
совершают полезную работу в пределах
изменения своих парциальных давлений [6].
Относительное количество сконденсировавшихся
водяных паров сравнительно невелико (не выше
0,6% общего расхода воздуха), поэтому влаго-
содержание воздуха практически не влияет на
величину полезной работы детандера по
сравнению с расширением сухого воздуха. Однако
при этом температурный перепад уменьшается
на 15—30%. Этим же объясняется различие в
величинах Q0 и #д (кривые 4, 3 на рис. 5).
Удельная холодопроизводительность Ке
испытанного комплекса ТТХМ изменялась в
пределах 130—155 ккал/(кВт-ч), а действительный
холодильный коэффициент составлял 15—18%.
Сравнительно низкие значения энергетических
характеристик экспериментального
холодильного комплекса не показательны и обусловлены
тем, что внутренний к. п. д. установленного
детандера из-за конструктивного исполнения
имел малые значения A8—47%), а также тем,
что в данных расчетах не учитывалась полезная
мощность этого детандера, которую необходимо
возвращать.
Для реализации комплекса ТТХМ с
использованием авиационных агрегатов турбина —
компрессор типа АИ-20 в детандерной части
целесообразно применить такие схемы, в которых
компрессор, соединенный по валу с детандером,
является одной ступенью сжатия воздуха в
цикле. Такие принципиальные схемы и
соответствующие циклы показаны на рис. 6, а, б.
Не останавливаясь на достоинствах и|
недостатках каждой из них, следует подчеркнуть, что
применение в данном случае схем
двухступенчатого сжатия вызывается не столько
энергетическими соображениями, сколько чисто
практическими, обусловленными подбором
соответствующих авиационных ГТД в качестве
детандеров воздуха.
Проведенные испытания позволили с большой
степенью надежности выбрать и рассчитать
наиболее приемлемую схему (рис. 6, б), которая
применяется также в зарубежной практике [7].
По расчетным данным, с помощью ТТХМ на
базе авиационного двигателя АИ-20 можно
получить в простейшем нерегенеративном цикле
максимальную холодопроизводительность от 185
до 2000 кВт при температурах воздуха на
выходе из детандера 205—250К и нагреве его
при последовательном использовании до
температуры среды C03К).
Рис. 6. Схемы и циклы теплоиспользующих ТХМ:
а — с поджимающим компрессором; б — с дожимающим
компрессором; / — рабочий пар; // — охлаждающая
вода; /// -— холодный воздух.
В более сложных схемах с регенерацией
холода достижимы холодопроизводительности
порядка 175—1000 кВт при низших
температурах 173—210К.
Проведенные исследования уже сейчас
послужили основанием для опытного внедрения
теплоиспользующих турбокомпрессора и ТХМ на
некоторых промышленных предприятиях.
Результаты их эксплуатации будут во многом
решающими для окончательной оценки
эффективности применения теплоиспользующих ТХМ на
базе авиадвигателей, отработавших летный
моторесурс.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мартыновский В. С. и др. Рациональные
термодинамические циклы и схемы холодильных машин
на основе агрегата компрессор—турбина.— Тр. Все-
союзн. конференц. по термодинамике. Л., 1966.
2. Мельцер Л. 3. и др. Турбохолодильные машины
на базе авиационных двигателей с контактными
теплообменниками.— В сб.: Холодильная техника и
технология. Вып. 12. Киев, «Технжа», 1971.
3. Ольховский Г. Г. Тепловые испытания
стационарных ГТУ. М., «Энергия», 1971.
4. Silencers for gasturbines. «Disel und Gas Turbine Progr.»
1971, Nr. 3.
5. Gasparovic N. Gasturbineutagungs des ASME
in Glevelend. «Brennstoff — Warme-Kraft», 1969, Nr. 10,
S. 12—14.
6. Сазонов Б. В. Особенности работы турбины на
насыщенном газе и методика их теплового расчета.—
«Энергетика», 1963, № 3. с. 60—65.
7. «Kryoaire». Проспект фирмы Airco Cryogenics.
9

621.57.0410.04.12
Влияние ширины проточной части
на характеристики малорасходного фреонового центробежного компрессора
Канд. техн. наук А. Б. БАРЕНБОЙМ, В. Ф. ЗЕЛЕНОВСКИЙ
Одесский технологический институт холодильной промышленности
Изменение размеров проточной части
центробежных компрессоров в меридиональной
плоскости облегчает создание параметрического ряда
технологичных в изготовлении малорасходных
фреоновых турбокомпрессоров, рассчитанных на
различные производительности и температуры
холодильного цикла.
В ОТИХП проведены испытания
компрессорных ступеней с рабочими колесами
различной ширины на фреоне-113 при высоких
числах Маха. Влияние ширины колеса на
характеристики малорасходных центробежных
компрессоров исследовали на воздухе при Ми ^
^0,67 [1, 2].
Объектом экспериментального исследования
являлась ступень концевого типа, состоящая из
полуоткрытого рабочего колеса с сильно
загнутыми назад лопатками и бездиффузорной
улитки [3]. Ширина колеса изменялась подрезкой
лопаток при сохранении постоянными осевого
размера Ьг (I серия опытов), угла наклона
передней стенки корпуса компрессора (II серия)
и осевого размера Ь2 (III серия). Основные
геометрические параметры исследованных колес
приведены в табл. 1.
Каждое колесо было испытано с
соответствующей улиткой, ширина которой на входе
больше Ь2 на величину осевого зазора между лопат-
Таблица 1
Серия
опытов
I
II
III
Ьи
мм
11,2
11,2
10,0
8,5
11,2
10,7
10,0
мм
61,3
61,3
60,0
59,5
61,3
61,0
60,0
мм
9,3
8,1
6,6
4,8
3,3
9,3
8,1
6,6
8,1
bt/Dt
0,083
0,083
0,074
0,063
0,083
0,079
0,074
b2/D2
0,069
0,060
0,049
0,035
0,025
0,069
0,060
0,049
0,060
Ьш/bt
0,830
0,723
0,590
0,429
0,295
0,830
0,810
0,776
0,723
0,757
0,810
FJFX
1,120
0,976
0,794
0,579
0,398
1,120
1,120
1,085
0,976
1,028
1,120
Примечание. D2=135 мм; р\ = 26°; |32 —15°; 2=8;
^o/D2=0,178; Do/D2 = 0,435.
ками и корпусом компрессора. Постоянство
зазора (б = 0,35 мм) контролировали со стороны
нагнетательного патрубка компрессора
калиброванным щупом.
В результате изменения площади каналов
колеса по длине выявлено, что влияние способа
подрезки на геометрическую диффузорность и
положение максимальной местной диффузорности
каналов различно. В I серии опытов наиболее
узкие колеса имели межлопаточные каналы
с конфузорными участками значительной
протяженности на выходе.
С уменьшением диффузорности, как
известно, увеличиваются потери на трение газа о
стенки каналов и снижаются потери, связанные
с расширением потока. Соотношение между
составляющими потерь и их суммарная величина
зависят от конструктивных параметров ступени,
расхода и значений Ма.
Ступени испытывали по циклу паровой
холодильной машины [4]. Характеристики
снимали при постоянной температуре кипения
фреона Т0 = 278К. Перегрев паров на всасывании
составлял 3—4 К.
Значения полной и статической температур на
выходе из рабочего колеса вычисляли в
соответствии с работой [5]. Критерии для оценки
эффективности ступени и колеса, используемые
при обработке опытных данных, определяли
с учетом реальности паров фреона по
общепринятой методике.
В I серии опытов число Ма изменялось от
1,46 до 1,83 (п = 24 000 ~ 30 000 об/мин).
Условное число Re„ = C,5 ч- 4,5)-106.
Результаты опытов представлены на рис. 1.
На оптимальных режимах работы при Ми = 1,64
(п = 27 000 об/мин) уменьшение
относительной ширины b2/D2 от 0,069 до 0,025 приводит
к снижению холодопроизводительности
компрессора Q0 на 20% и температуры конденсации
Гк на ЗК; удельная потребляемая мощность
A/g/Q0 практически не изменяется. При Ма =
= 1,83 с уменьшением b2/D2 наблюдается
некоторое возрастание степени повышения
давления л.
Газодинамические характеристики рабочих
колес и компрессорных ступеней для пяти значе-
ю

10 1Z . /¦ 16 18 20 В0,кВт
Рис. 1. Характеристики компрессорных ступеней (I
серия опытов):
— Ми = 1,64; Ми = 1,83; #— 62/D2 =
= 0,069; А — 0,060; Д — 0,049; О — 0,035; ? — 0,025.
0,65
щ
?
Щ
0}25\
0,030 0,055- 0,080 0,105 0,130 0,?55уГг
Рис. 2. Характеристики рабочих колес (а) и ступеней (б)
при Ми = 1,46 и различных значениях b^/Di (I серия
опытов).
Условные обозначения см. на рис. 1.
—^k^Jn^l— \~\
ний b2/D2 при Ми = 1,46 даны на рис. 2. С
уменьшением b2/D2 от 0,069 до 0,035
максимальное значение к. п. д. колеса т]/к монотонно
повышается; эффективность двух последних колес
с b2/D2 = 0,035 и 0,025 на оптимальных режимах
работы ступеней примерно одинакова.
Наибольшие значения к. п. д. ступеней % во всем
исследованном диапазоне b2/D2 практически не
зависят от этого параметра. С подрезкой колеса
характеристики смещаются в область
повышенных значений <рг2 (оптимальный
коэффициент расхода срг20 увеличивается более чем
в 2 раза) и значительно расширяется зона
экономичной работы ступени.
С увеличением Ми характер влияния
параметра b2/D2 на основные показатели работы
колеса и ступени изменяется (табл. 2). В табл. 2.
приведены также значения гидравлического
к. п. д. ступени v\h и колеса т]Лк, суммарных
потерь дискового трения и внутренних
протечек ртр + РПр и коэффициентов расхода на
оптимальных режимах работы ступеней срГ10
И Фг20-
Относительные потери дискового трения и
внутренних протечек вычисляли по формуле
где фи2 = -^—— коэффициент теоретического напора,
определяемый из треугольника
скоростей.
Абсолютную скорость потока на выходе из
колеса рассчитывали по значениям полной и
статической температур в этом сечении.
Для Ми = 1,64 внутренний к. п. д ступени
достигает наибольшей величины при b2/D2 =
= 0,06; дальнейшая подрезка колеса приводит
к уменьшению T]imaX на 10,5% (относительных).
В интервале значений b2/D2 = 0,060 -f- 0,025
максимальный к. п. д. ступени при Ми = 1,83
уменьшается на 9,5%. В отличие от результатов
опытов при Ма = 1,46 для двух последних
чисел Ми характерно снижение эффективности
колес.
Для всех значений Ми с подрезкой лопаток
увеличивается гидравлический к. п. д.
ступеней и колес. При этом гидравлические потери
в колесах снижаются более заметно, чем в
ступенях. Качественно иной по сравнению с v\h
и r\hK характер зависимости r\imaX от Ь2/р2
при Ма = 1,46 -г- 1,83 и TifB при Ми = 1,64
и 1,83 объясняется увеличением потерь (Зтр +
+ Рпр вследствие уменьшения ширины колеса.
Относительные потери от трения дисков и
перетекания пара наиболее значительны для
узких колес и высоких Ми. В ступени с 62/D2 =
= 0,069 и Ми = 1,46 эти потери составляют
12%, увеличиваясь с подрезкой колеса всеп>
и

Таблица 2
ми
1,46
1,64
1,83
b2/D2
0,069
0,060
0,049
0,035
0,025
0,069
0,060
0,049
0,035
0,025
0,060
0,049
0,025
ty max
0,67
0,666
0,662
0,672
0,67
0,615
0,625
0,605
0,59
0,56
0,53
0,516
0,48
г|)
0,455
!0,432
0,405
0,37
0,375
0,44
0,42
0,415
0,375
0,38
0,375
0,39
0,39
Ч/к
[0,72
0,733
0,75
0,775
0,78
0,677
0,668
0,673
0,662
0,63
0,572
0,5571
0,525
*к
1 0,49
0,48
0,455
0,435
0,43
0,45
0,44
0,43
0,38
0,4
0,415
0,4151
0,42
1
Чд
0,747
0,756
0,758
0,772
0,784
0,714
0,73
0,735
0,76
0,765
0,679
0,685
0,72
i
%к
10,804
0,826
0,857
0,89
0,912
0,785
0,782
0,818
0,855
0,86
0,732
0,74
0,788
Ртр + ^пр
0,115
0,135
0,143
0,15
0,17
0,16
0,17
0,213
0,29
0,365
0,28
0,325
0,5
Vrw
1 0,232
0,23
0,224
0,208
0,192
0,243
0,24
0,221
0,208
0,19
0,242
0,22
0,188
!
фГ20
0,0587
0,067
0,08
0,108
0,136
0,0575
0,0685
0,066
0,092
0,Ш
0,05
0,059
0,092
на 5%. Сравнительно небольшое повышение
Ртр + Рпр Для самого низкого значения Ми
при общем росте гидравлических к. п. д.
ступеней и колес приводит к более благоприятному
характеру зависимостей nfma, и v\iH от b2/D2
при Ми = 1,46, чем при Ми =1,64 и 1,83.
Несмотря на увеличение гидравлических
к. п. д. т)л и т^ коэффициенты напора «ф и -фк
на оптимальных режимах работы ступеней при
Ми = 1,46 и 1,64 с подрезкой колеса
уменьшаются. Изменение коэффициентов напора с
подрезкой колеса обусловлено повышением
коэффициента расхода <рг2о.
Коэффициент расхода фГ20 снижается с
увеличением ширины проточной части и числа Ма.
Для ступени с b2/D2 = 0,06 при самой высокой
скорости вращения фг2о = 0,05. Оптимальный
коэффициент расхода qvl0, уменьшаясь с
подрезкой колеса, практически не зависит от Ми.
Для анализа полученных опытных данных
рассмотрим зависимости, приведенные на рис. 3.
Несмотря на конфузорность большинства колес
(F2/F1 <3 1) вследствие, значительного
изменения удельного объема паров фреона при
сжатии течение потока в межлопаточных каналах
в основном носит диффузорный характер. Как
видно из рис. 3, колесам насосного типа
свойственна невысокая степень диффузорности потока
j(w = wjw2. Даже для наиболее широкой
ступени (b2/D2 = 0,069) Kw не превышает 1,3.
Снижение степени диффузорности приводит
к выравниванию поля давлений по ширине
каналов "и по окружности колеса. Этот эффект
проявляется тем заметнее, чем больше число Ми.
При Kw ^ 1Д -г- 1,0 во всем исследованном
диапазоне Ми коэффициент неравномерности
статических давлений по окружности за коле-
/СР =
Рч max — Р2 tnln
COM ._
РгсР
от ширины проточной части
практически не зависит
щ цоз цоь 0,06- о,оо f-
Рис. 3. Зависимость газодинамических параметров на
оптимальных режимах от bzjDb (I серия опытов) при Ми:
1,46; — 1,64; 1,83.
Понижение степени диффузорности потока Kw
и некоторое уменьшение числа MWl при
подрезке лопаток являются основными факторами,
вызывающими увеличение гидравлического к. п. д.
колеса. На величину гидравлических потерь
влияет также угол атаки при входе потока в
межлопаточные каналы. Однако из рис. 3
следует, что этот параметр не имеет решающего
значения, так как колесу с наиболее высоким
значением к. п. д. ^K (b2/D2 = 0,025)
соответствует самая большая величина ix.
12
21

Уменьшение относительной ширины b2/D2
приводит к увеличению коэффициента расхода срГ20
и, следовательно, к снижению теоретического
напора. Так как с повышением числа Ми
коэффициент расхода срг20 уменьшается, становится
понятным, почему с подрезкой колеса при Ма =
= 1,83 наблюдается менее значительное
падение коэффициента теоретического напора ц>а2
по сравнению с режимами при Ми = 1,46.
Такой характер зависимости срц2 от b2/D2 и
Ми объясняет особенности наблюдаемого в
опытах изменения коэффициентов напора <фк и «ф.
Подрезка колеса вызывает увеличение
степени реактивности р и уменьшение числа Мс2.
Несмотря на уменьшение Мс2 и коэффициента
неравномерности давлений за колесом Кр,
гидравлические потери в улитке увеличиваются.
Из сравнения значений y]h и %к, приведенных
в табл. 2, следует, что в ступени с относительной
шириной b2/D2 = 0,025 потери в улиточном
канале в 1,5 раза выше, чем при b2/D2 = 0,069.
Во II серии опытов при одновременном
уменьшении осевых размеров Ь2 и Ьх (параллельная
подрезка лопаток) максимальная местная диф-
фузорность колеса и ее положение по длине
канала практически не изменялись.
Характеристики ступеней, полученные в этих опытах при
ЛГ„=1,46 и 1,64, представлены на рис. 4.
Исследования были ограничены значением b2/D2=
= 0,049 (b1/D2 = 0,063), так как резкое
ухудшение характеристик ступений и рабочих
колес (табл. 3) показало нецелесообразность
дальнейшей подрезки лопаток. Снижение холодо-
производительности в среднем на 27 %
происходит при уменьшении температуры конденсации
на 4К и росте удельной мощности на 8 1
С уменьшением относительной ширины
b2/D2 от 0,069 до 0,049 (bJD2 = 0,083 -г- 0,063)
максимальный к. п. д. ступени в этом случае
снижается на 7,5 %, оптимальный коэффициент
напора — на 16,5% (относительных).
Показатели колеса изменяются примерно в такой же
степени, причем переход от широкого колеса
к более узким не вызывает заметного смещения
характеристик ступеней по коэффициенту
расхода фг20.
W fs 120 i%$ Щ Щ/Г$ькйп
Рис. 4. Характеристики компрессорных ступеней (II
серия опытов):
— Ми = 1,64; Ми = 1,46; X — 62/?>2 =
= 0,060; у — 0,049; • — 0,069.
При увеличении Ми влияние относительной
ширины проточной части на характеристики
ступени и колеса несколько ослабевает, но все
же остается весьма значительным. По
сравнению с I серией опытов при параллельной подрезке
колеса меньшие значения коэффициента
расхода фг20 приводят к некоторому повышению
потерь ртр + РпР. Однако основной причиной
резкого ухудшения характеристик компрессора
во второй серии опытов следует считать
снижение гидравлических к. п. д. колеса и ступени.
При параллельной подрезке лопаток
вследствие уменьшения гидравлического диаметра
каналов число Rewl при Ми = 1,64 снижается
от 1,47- 10б до 1,17-105 (рис. 5). В случае fe^const
Re^i = A,47 Ч- 1,37).105.
Значения Re^ Для двух сравниваемых
способов изменения ширины колеса в диапазоне
Таблица 3
Ми
1,46
1,64
bJD2
0,069
0,060
0,049
0,069
0,060
0,049
ty max
0,67
0,64
0,62
0,615
0,603
0,582
ф
0,455
0,432
0,38
0,44
0,405
0,375
Ч*к
0,72
0,71
0,668
0,677
0,66
0,63
lb
0,49
0,472
0,409
0,45
0,425
0,380
Чл
0,747
0,735
0,731
0,714
0,711
0,71
Чк
0,804
0,81
0,789
0,785
0,77
0,769
РТр + ЭПр
0,115
0,15
0,18
0,16
0,17
0,22
^10
0,232
0,227
0,214
0,243
0,238
0,23
*Г20
0,0587
0,058
0,06
0,0575
0,053
0,055
13

b2/D2 = 0,069 -г- 0,049 примерно совпадают.
Поэтому уменьшение RewlBO II серии опытов
можно рассматривать как одну из вероятных причин
роста гидравлических потерь в колесе.
Другой возможной причиной уменьшения r\hK
является повышение числа Mw2 от 0,67 до 0,76
щи = 1,64). В I серии опытов в том же
интервале изменения Ь2ЦJ число Mw2 сохранялось
практически постоянным (значения MWi в
обоих случаях одинаковы).
Рост гидравлических потерь в колесе может
также объясняться различными законами
изменения средней скорости по длине канала. В I
серии опытов уменьшение ширины колеса
вызывает смещение максимума местной
геометрической диффузорности к входному сечению
межлопаточных каналов. Во всех колесах II
серии наибольшее торможение потока приходится
на последнюю треть длины лопаток. Такое
распределение "скоростей ухудшает условия
обтекания профилей и увеличивает возможность
отрыва потока.
О наличии развитых зон отрыва потока в
выходной части каналов при параллельной
подрезке лопаток свидетельствует увеличение
неравномерности давлений по окружности за
колесом (рис. 5). Коэффициент /Ср во II серии
опытов, несмотря на уменьшение степени
диффузорности потока, намного выше, чем в I
серии. Расширение областей отрыва приводит
к росту коэффициента потерь в колесе. При
' ^Ш 0,055 0,060 0,065~ Ж
Рис. 5. Зависимость газодинамических параметров на
оптимальных режимах от &2/?>2(П серия опытов) приМи:
— 1,64; 1,46.
Ми =1,64 и Ь2/?J = 0,049 разница в
значениях ?к для рассматриваемых способов
профилирования меридиональных сечений
составляет 25%.
Для колес II серии характерны очень низкие
значения коэффициентов расхода фг20. При
малых расходах у рабочей стороны лопаток
вследствие влияния относительного вихря
образуются застойные зоны. Поток, обтекая эти
зоны, отклоняется в сторону,
противоположную вращению колеса. При этом увеличивается
угол отставания потока б и уменьшается
коэффициент теоретического напора <pw2 (рис. 5).
Интересно отметить, что с понижением Ь2/р2
от 0,069 до 0,049 в I серии опытов угол б
уменьшался от 8 до 6°.
Наблюдаемые для колес II серии более
заметное снижение коэффициента теоретического
напора и увеличение абсолютной величины
потерь обусловливают значительное уменьшение
гидравлических к. п. д. щк и щ, а также
коэффициентов напора а|)к и i|). Естественно, что при
этом коэффициенты напора изменяются в
большей степени, чем к. п. д. Увеличение угла б
при параллельной подрезке колеса объясняет
также более резкое уменьшение KWJ Mc2 и
увеличение М^во II серии опытов по
сравнению с I серией.
В III серии опытов подрезка лопаток при
сохранении постоянной ширины колеса на
выходе приводит к увеличению диффузорности
каналов (табл. 1). Уменьшение относительной
ширины bj?J на 11% при Ми = 1,64 вызывает
снижение холодопроизводительности на 7%,
температуры конденсации на 1,5К и повышение
удельной мощности на 13% (рис. 6).
д\ г и- J3 15 17 Iff 30)кВт
Рис. 6. Характеристики компрессорных ступеней при
Ми= 1,46 и Ми= 1,64 и bJD*:
А — 0,083; О— 0,079; X — 0,74.
14

С повышением числа Ма убывают
абсолютные значения к. п. д. и коэффициентов напора
на оптимальных режимах работы ступени и
несколько увеличиваются суммарные потери
дискового трения и внутренних протечек (табл. 4).
Уменьшение относительной ширины лопатки
на входе вызывает снижение коэффициента рас-
При уменьшении ширины Ьг степень диффу-
зорности потока Kw почти не изменяется,
однако коэффициент неравномерности статических
давлений по окружности за колесом /Ср
увеличивается. Последнее обстоятельство
объясняется повышением диффузорности каналов и
ростом числа М^.Это приводит к тому, что с
уменьшением b1/D2 от 0,083 до 0,074
коэффициент потерь в колесе на оптимальном режиме
увеличивается в среднем на 6%. Сравнение
показателей ступеней для одного и того же
интервала изменения отношения Ь21Ьг показывает,
что III способ уменьшения холодопроизводи-
тельности компрессора по экономичности также
уступает I способу.
Таким образом, проведенные исследования
свидетельствуют о том, что наиболее
эффективным методом изменения параметров
малорасходных ступеней насосного типа является метод
подрезки лопаток колеса на выходе.
Полученные данные расширяют
существующее представление о влиянии bJD2 на
характеристики малорасходных центробежных
компрессоров, так как в работе [1 ] осуществлялась
только параллельная подрезка лопаток
насосных колес, что повлияло на выводы этих
исследований.
Испытания показали, что насосные ступени
с малой относительной шириной проточной
части целесообразно использовать для
уменьшения холодопроизводительности фреоновых тру-
хода фг20- В связи с этим увеличивается угол
отставания потока б на выходе колеса и
снижается коэффициент теоретического напора <рц2.
Несмотря на повышение геометрической
диффузорности, число Mw2 с подрезкой колеса
вследствие роста угла б увеличивается (число
Mwl не зависит от b1/D2).
Таблица 4
бокомпрессоров. При высоких числах Ми
потери на внутренние протечки в узких насосных
ступенях с колесами полуоткрытого типа можно
существенно уменьшить путем применения
фторопластовых или графитовых вставок,
позволяющих обеспечить минимальные зазоры между
рабочим колесом и корпусом компрессора. Это
даст возможность повысить к. п. д.
малорасходных фреоновых турбокомпрессоров.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Галеркин Ю. Б., Анисимов С. А., Рекс-
тин Ф. С, Селезнев К. П. Исследование
малорасходных центробежных компрессорных ступеней.—
Тр. конференц. по персп. разв. и внедр. холод, техн. в
народное хозяйство СССР. М., Госторгиздат, 1963.
2. Б о н д а р е н к о Ю. А., Бритв ар Б. Я.,
Мартьянов Э. В., Патрин Ю. В., Рекс-
тин Ф. С, Ушаков В. И. Исследование
микрорасходных нагнетателей динамического действия.—
«Химическое и нефтяное машиностроение», 1969, № 5,
с. 7—10.
3. Баренбойм А. Б., Захаров М. К-, Пуй-
ло Г. В., Зеленовский В. Ф. Исследование
центробежного компрессора со встроенным
высокоскоростным электродвигателем.— В сб.: Холодильная
техника и технология. Вып. 11. Киев, «Техшка», 1967.
4. Баренбойм А. Б., Зеленовский В. Ф.,
Михальченко А. С. Экспериментальное
исследование фреонового турбокомпрессора со встроенным
электродвигателем.—«Холодильная техника», 1971, № 7,
с. 4—70.
5. Баренбойм А. Б., Левит В. М.
Аналитический метод обработки результатов испытаний
холодильных центробежных компрессоров. В сб.: Холодильная
техника и технология. Вып. И. Киев, «Техшка», 1971.
ми
1,46
1,64
b,/D2
0,083
0,079
0,074
0,083
0,079
0,074
ty max
0,666
0,665
0,64
0,625
0,618
0,603
ф
0,432
0,435
0,432
0,42
0,425
0,406
If к
0,733
0,722
0,71
0,668
0,664
0,66
*к
0,48
0,475
0,472
0,44
0,44
0,425
Чл
0,756
0,757
0,735
0,73
0,724
0,711
ЧЛК
0,826
0,823
0,81
0,782
0,775
0,77
Ртр + Рпр
0,135
0,14
0,15
0,17
0,17
0,17
<Рпо
0,23
0,228
0,227
0,242
0,24
0,238
*Г20
0,067
0,0635
0,058
0,0685
0,064
0,053

621.564.25
Предельное содержание водяного пара в парах фреона
Канд. техн. наук | Б. С. ВЕЙНБЁРГ)
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Во фреоновых холодильных машинах часто
в парообразном фреоне содержится некоторое
количество водяного пара. Такую смесь фреона
и воды неправильно называют раствором
водяного пара во фреоне.
Смесь паров фреона и воды можно
приближенно, если пренебречь возможным
взаимодействием между молекулами обоих веществ,
рассматривать как смесь газов, подчиняющуюся
закону Дальтона. Такое предположение тем более
справедливо, чем ближе к идеальному состояние
каждого из веществ, т. е. при низких
парциальных давлениях.
В соответствии с этим предположением
состояние водяного пара не зависит от наличия или
отсутствия в занимаемом им объеме того или
иного фреона или газа, например воздуха.
Каждому значению температуры соответствуют
предельные (наивысшие) парциальные давление и
плотность водяного пара, при которых он
является насыщенным, а состояние его определяется
таблицами насыщенного водяного пара.
По аналогии с влажным воздухом — смесью
водяного пара с сухим воздухом — при
рассмотрении смеси водяного пара и фреонов
могут быть использованы привычные понятия и
обозначения. При этом термины «влага» и
«влажность» относятся к воде и водяному пару, а не
к примесям жидкого фреона к парообразному.
Все сказанное можно отнести к любым фреонам
и другим веществам, химически инертным по
отношению к воде.
Свойства насыщенного водяного пара при
положительных температурах многократно
публиковались в технической и справочной
литературе [1]. Свойства его при отрицательных
температурах были опубликованы автором [2].
В табл. 1 приведены значения давлений
насыщения и удельных объемов насыщенного
водяного пара при отрицательных (с
интервалами в 10° С) и положительных (с интервалами
в 50° С) температурах.
Влагосодержание d фреона (кг водяного
пара в смеси на 1 кг пара фреона) определяется
отношением удельных объемов v или плотностей
р обоих веществ при одной и той же
температуре
d==~^~ = ~~^-- A)
Т а б ли ц а 1
/, °с
—80
—70
—60
—50
—40
—30
—20
—10
0
р"-10в,
кгс/см2
0,558
2,667
11,02
40,12
130,8
387,3
1052
2648
6228
о'.Ю-з,
м8/кг
1629
358,4
91,02
26,17
8,384
2,954
1,132
0,4675
0,2063
t, ° с
50
100
150
200
р">
кгс/см2
0,1258
1,033
4,854
15,86
v",
м3/кг
12,05
1,673
0,3924
0,1273
При заданных величинах давления и
температуры перегретого пара фреона его
влагосодержание не*, может| превысить значения
,_^JA±% B)
где vBtU и pg п — удельный объем и плотность 'Ъодяно-
го пара в состоянии насыщения;
аф и рф — то же, для фреона в заданном
состоянии.
Подстановка значений v$ и рф для фреона
в состоянии насыщения при заданном давлении
определяет предельное влагосодержание в
случае, когда и фреон и водяной пар находятся
в состоянии насыщения (на пограничной кривой),
d" = — = —. C)
VB. П Рф
Величины предельного влагосодержания d"
на пограничной кривой некоторых холодильных
агентов приведены на рис. 1 ив табл. 2.
Наивысшее значение влагосодержания d"
наблюдается у фреона-12 при 100,5° С —2375 мг/кг,
у фреона-22 при 86° С — 1528 мг/кг и у
фреона-13 при 25° С — 68 мг/кг.
На рис. 1 видно, что данные, имеющиеся в
литературе [3], относятся к смеси насыщенных
паров фреонов с насыщенным водяным паром.
Интересно отметить, что наивысшее значение
d" не в критической точке, а на некотором
удалении от нее.
В области, далекой от критической точки,
относительное приращение давления и плотности
насыщенного пара любых веществ при повыше-
t6

d/td/кг
то
2000
woo
600
400
200
100
60
w
го
/о
6
4
/
у/
Г /
^
if/ ,
W*/
т
Л§(/ //
У^?/
47
VV
'V>/t
>/Луу
AW
/vflibs*
</Ж
от
<$у
/ л
' &
w
S^
/?>'
© Л77 /77
\
\
~|
mm]
NDf" I
SO -60 -4/7 -20 0 20 40 60 80 100 tfС
Рис. 1. Предельное влагосодержание d" на пограничных
кривых фреонов.
*, °с
—80
—70
—60
—50
—40
—30
—20
—10
0
10
20
28,84
Влагосодержание d"
ного пара/кг фреон
фреон-22
1,315
3,154
7,016
14,65
28,88
53,99
96,38
164,5
269,8
387,1
536,8
фреон-22
1,094
2,639
5,898
12,35
24,40
45,70
81,51
139,0
227,5
325,4
448,8
мг водя-
а (ррт)
фреон-13
0,082
0,235
0,608
1,44
3,16
6,44
12,25
21,9
36,4
51,4
65,5
51,5
(кр)
Т
t°, с
30
40
50
60
70
80
90
96,1
100
ПО
112
абл ица 2

Влагосодержание d'\
мг/кг (ррт)
фреон-
12
721,6
941,2
1192
1468
1756
2033
2264
—
2374
2107
1649
(кр)
фреон-
22
599,1
773,9
967,6
1169
1358
1499
1499
1057
(кр)
—
—
нии температуры тем больше, чем выше
нормальная температура кипения. Поскольку
нормальная температура кипения воды значительно
выше, чем у холодильных агентов, то в правой
части формулы C) с ростом температуры
числитель растет быстрее знаменателя и значение d"
увеличивается.
По этой же причине наклон кривых на рис. 1
при одинаковой температуре у низкокипящих
холодильных агентов (фреон-13, этан) больше,
чем у высококипящих.
Плотность насыщенного пара
Р \iP
IRT ~ 8ЩТ
т С
liP
где R — газовая постоянная;
| — коэффициент сжимаемости.
Для приблизительной оценки значения р" при
низких температурах и давлениях можно
принять ?=1, следовательно, при заданной
температуре плотность практически
пропорциональна произведению рР.
У холодильных агентов с близкими
молекулярными массами плотность определяется^в
основном давлением насыщения при заданной
температуре. Поэтому для веществ с высокой
нормальной температурой кипения (низким
давлением при заданной температуре) значения d"
высоки (см. рис. 1).
У веществ с близкими нормальными
температурами кипения (фреон-13 и этан, фреон-22 и
пропан), а следовательно, и давлениями насыщения
при заданной температуре, различия в
величине плотности определяются в основном
молекулярной массой. Поэтому на рис. 1 кривые для
этана и пропана расположены выше
соответствующих кривых для фреонов.
В области, близкой к критической точке,
плотность веществ в состоянии насыщения быстро
возрастает с повышением температуры, поэтому
значение d" несколько уменьшается.
Резкое возрастание плотности в
околокритической области сказывается не только на вла-
госодержании, но и на других свойствах
веществ, связанных с их Р—v—Т-характеристи-
кой.
С помощью таблиц насыщенных паров воды
[1] и перегретых паров фреонов [4] были
рассчитаны и нанесены на t, lgp-диаграммы
фреонов-12 и 22 предельные содержания d"
водяного пара в перегретых парах фреонов (рис. 2, 3).
Подобные построения легко могут быть
выполнены для любого фреона при наличии таблиц
перегретых паров или тепловых диаграмм с
нанесенными линиями удельных объемов. При их
отсутствии удельный объем перегретого пара
фреона может определяться с помощью методов
теории подобия.
Как видно из рис. 2, 3, в перегретых парах
фреонов может содержаться очень большое
количество водяного пара. Так, при давлении
0,063 кгс/см2 и температуре —80° С (на
пограничной кривой) предельное влагосодержание
фреона-12 равно 1,315 мг/кг; при перегреве
пара д0 _27° С и том же давлении оно
составляет 1,3 г/кг, или в 1000 раз больше; при
перегреве до 83° С предельное влагосодержание
равно 1,3 кг/кг, или в 10е раз больше, чем при
—80° С.
Количество водяного пара, насыщающего пар
фреона при высоких температурах перегрева,
так велико, что нижняя правая часть диаграмм
2 Холодильная техника № 11
17

80 SO -W -20 О 20 W ВО 80 ЮО /20 ПО №0 WO 200tV
Рис. 2. Предельное влагосодержание d" перегретых паров
фреона-12.
цбар.
W
дО
20
10
в
в
J
2
1
0,8
0,6
ОЛ
0,3
0,2
0,1
m —
"WF^Tm^Sz
7П J^
I 'V?
2.0-1 y
fo~M\
1 оШщ
-/яШт
-My№i X
! -Jo-7&l\l\l\/\
-40-/H у V У \
'Sff-Mf\hlA
\-fPw\
wv/tI
Ш
/г /Л/к 1/
I A/f U j
'MM
¦~^VCt\j\ \/\ \лХ \^\ \ Ъ\\ \
v)?V\a yv\A \Л ы \ \ jHti
YWXM
/1/1/1
А л 1/1
AAJf I
uY\\
\AA Yl
U\AX
ШЛ
y\
Ay
1/
Л
ЩА
/
*
/
/
«
f/
A
/
4
~/
у
Ь\
1?.
Уу
Л,
У
\s
\
г.
\JH
-80 -60-W -20 О 20 W 60 80 100 120 КО 100 180 200 tX
Рис. 3. Предельное влагосодержание d" перегретых
паров фреона-22.
на рис. 2 и 3 относится скорее к примеси фрео- шим осушающим агентом. Диаграммы наглядно
на к водяному пару, чем к примеси водяного поясняют, почему в испарителях не наблюдает -
пара к фреону. ся высокого содержания воды в жидком фреоне:
Перегретый парообразный фреон, так же как вода испаряется и уносится парообразным фрео-
и воздух с низкой точкой росы, является хоро- ном.
18

Интенсивность испарения воды связана со
значениями температуры кипения и парциального
давления водяного пара над кипящим фреоном.
В контактных испарителях фреон
соприкасается с охлаждаемой водой и содержание водяного
пара в парообразном фреоне близко к
предельному для данной температуры.
В конденсаторе водяной пар накапливается
подобно неконденсирующимся газам до тех пор,
пока его парциальное давление не достигнет
давления насыщения над раствором вода —
фреон при температуре конденсации фреона.
Поступающий после этого водяной пар будет
конденсироваться и растворяться, однако в
паровом пространстве конденсатора всегда будет
оставаться водяной пар. Давление насыщения
водяного пара, однако, незначительно и составляет
доли процента от давления насыщения фреона-12.
Вентиляторные градирни благодаря их
преимуществам перед испарительными
охладителями воды других типов широко применяются
в различных отраслях техники. Поэтому
исследование путей увеличения испарительного
охлаждения воды в условиях вынужденного
конвективного движения воздушного потока
является актуальной задачей.
Для теплотехнической оценки процессов
испарительного охлаждения воды наиболее
целесообразно использовать безразмерные
показатели [1]: энтальпийный коэффициент
эффективности испарительного охлаждения воды
r>w wl W2
и число единиц переноса полного тепла
где Iwl и IW2 — энтальпия насыщенного воздуха
соответственно при начальной twl и
конечной tW2 температурах воды, ккал/кг;
/х — энтальпия воздуха, поступающего в
аппарат испарительного охлаждения
воды, ккал/кг;
о—коэффициент массопереноса, кг/(ч-м2);
F — поверхность контакта между воздухом
и водой, м2;
G — расход воздуха, кг/ч.
Из конденсатора в испаритель вода
переносится жидким фреоном в виде раствора во фреоне
либо, если воды много, в виде капель воды или
частиц льда (после регулирующего вентиля). Так
осуществляется циркуляция воды по системе
фреоновой холодильной машины вместе с
фреоном, если отсутствуют осушители,
улавливающие воду.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вукалович М. П. Термодинамические свойства
воды и водяного пара. М., Машгиз, 1958.
2. Термодинамические свойства льда и водяного пара
при низких температурах. — «Холодильная техника»,
1956, № 2, с. 79.
3. Холодильная техника. Энциклопедический справочник.
Кн. 1. М., Госторгиздат, 1960, с. 86.
4. Таблицы и диаграммы термодинамических свойств фрео-
нов-12, 13 и 22. Сост. И. И. Перельштейн. М., ВНИХИ,
1971.
621.175.3
В отечественной практике насадки с
постоянной формой и размерами каналов изготовляют
в основном путем растяжки специальных
бумажных упаковочных блоков. При растяжке
образуются ромбовидные каналы. Для придания
жесткости бумажным стенкам блоков и для
сохранения постоянной формы каналов
растянутые блоки пропитывают раствором эпоксидной
смолы и просушивают. У таких насадок каналы
имеют эквивалентный диаметр d3=0,0059 м,
пористость насадки 0,83, удельное развитие
поверхности каналов 590 м2 на 1 м3 объема
насадки.
По результатам экспериментальных
исследований режимов охлаждения и осушения
воздуха в описанной насадке получена [2]
эмпирическая формула для вычисления коэффициента
массопереноса а, пригодная для глубины слоя
100—400 мм.
Для выявления характера изменения
коэффициента а, а также показателей Nj и Ej с ростом
глубины орошаемой насадки свыше 400 мм
были проведены экспериментальные исследования.
По проекту авторов был сооружен
специальный стенд, принципиальная схема которого
показана на рис. 1.
Воздух нужных начальных параметров приго-
Исследование испарительного охлаждения воды в надсадке глубиной до 2 м
Доктор техн. наук, проф. О. Я. КОКОРИН, М. Д. САРИШВИЛИ
ЦНИИпромзданий
2*
19

Рис. 1. Принципиальная схема экспериментального
стенда для исследования орошаемых насадок глубиной свыше
400 мм.
товляли с помощью агрегатного кондиционера
/ типа КН-5, включавшего набор аппаратов для
круглогодовой обработки воздуха. Это
позволяло получать начальное состояние воздуха в
широком диапазоне изменения температуры и
влажности.
Приготовленный воздух по соединительному
воздуховоду 2 подавали к испытательному
стенду. Количество и параметры воздуха до и
после орошаемого слоя определяли путем
психрометрических измерений и измерений перепадов
давлений в коллекторах сжатой струи 3 и 4.
Орошаемый слой состоял из сотоблочных
насадок высотой 103 мм каждая, установленных
в патрубках 5. Экспериментальный стенд
позволил смонтировать по высоте четыре патрубка 5,
что обеспечило создание орошаемой насадки
максимальной высотой в 2030 мм (с учетом высоты
среза).
Орошение насадки происходило через
механическую форсунку грубого распыла 6 с
внутренним четырехходовым вкладышем. Диаметр
выходного отверстия форсунки 9 мм. Сечение
выходного отверстия располагалось на 150 мм
выше верхнего среза насадки. В патрубке 7
установили выходные сепараторы, которые
удерживали взвешенные в воздухе частицы влаги.
Орошающая вода стекала по каналам насадки
и собиралась в поддоне S.
Для создания орошаемого слоя высотой
меньше 2030 мм часть патрубков 5 переносили выше
патрубка 7. Соответственно на высоту
перемонтированных патрубков 5 уменьшалась высота
расположения форсунки 6 и патрубка 7. Таким
образом, свободное от насадки пространство
не увеличивалось.
Из поддона 8 вода через электробойлер 9
поступала к всасывающему отверстию насоса 10.
На стороне нагнетания насоса располагался
гибкий шланг, позволявший изменять высоту
расположения форсунки 6 при изменении
высоты орошаемого слоя.
Расход воды, подаваемой на орошение,
измеряли ротаметром 11. Для измерения начальной
температуры орошаемой воды служил
термометр 12> установленный в потоке воды, а
конечной — термометр 13, установленный в
потоке воды из поддона 8. Заданную начальную
температуру воды поддерживали путем
регулирования через автотрансформатор тепловой
производительности электробойлера 9.
На основании результатов измерений
составляли тепловой баланс по полному теплу:
A G G2—/2)= Gw (twl—tw2),
где /2 — энтальпия воздуха после обработки, ккал/кг;
А — поправочный коэффициент, зависящий от
температуры испаряющейся воды [3];
Gw — расход воды, кг/ч.
Для дальнейшей обработки отбирали
эксперименты с неувязкой балансов по теплу не
более ±8%.
Коэффициент массопереноса а, кг/(ч-м2),
вычисляли по формуле
Qu
Количество полного тепла, кг/ч, определяли
подводе:
Qn= Gw\twl ^2/'
Среднелогарифмический напор энтальпий
Д/сР#л рассчитывали для противоточнои схемы
движения воздуха и воды с учетом поправки,
предложенной Л. Д. Берманом [1].
Поверхность контакта F в орошаемой насадке
принимали равной поверхности стенок каналов,
по которым стекала пленка воды.
Испытания провели для насадок глубиной
485, 1000, 1515 и 2030 мм. Количество сотовых
блоков в слое соответственно 5, 10, 15 и 20.
Суммарная поверхность стенок каналов в слое
21; 43,4; 59,8 и 88 м2. Отношение глубины слоя
к эквивалентному диаметру каналов 82,5; 169;
256 и 345.
Плотность орошения Hw соответствовала трем
значениям: 10, 20 и 30 кг/(ч-м). Массовая
скорость воздуха в живом сечении каналов (wp)mt0
изменялась от 2,5 до 4,5 кг/(с-м2).
Наиболее благоприятные условия для
процессов тепло- и массообмена в орошаемых
регулярных насадках достигаются при полном
смачивании стенок каналов стекающей пленкой жид-
20

кости [4]. Устойчивое движение потоков воды
и воздуха зависит от массовой скорости
воздуха, плотности орошения, физических параметров
жидкости и воздуха, формы каналов насадки.
Поэтому первоначально были исследованы
гидродинамические характеристики орошаемых
насадок различной глубины.
На рис. 2 показано изменение
аэродинамического сопротивления насадки глубиной 2030 мм.
Для сравнения здесь же показано
(штриховыми линиями) изменение аэродинамического со-
Ар,Кдс/м\_
50
W\
30 \
20\
15 \
/Ok-
j J
1
}
/
/
V
A
/
/
/
i
\ /
/
V—
/
/
i
/
/
f
/
)
2
/
/
i
/
<
i
/
4
V
МММ 1
ill!
f 1 II I 1 II
Lf я
ст\ Ml
ЛтН 1
iff 2,0 2,5 3,0 3,5 fy,0 5,0
c,m/(c-m2)
Рис. 2. Изменение аэродинамического сопротивления Ар
насадки глубиной 2030 мм в зависимости от массовой
скорости воздуха в живом сечении каналов (шр)ж.с.-
1 — Hw = 0 (без орошения); 2 — Hw= 20-7-23 кг/(ч-м);
3 — Hw = 30 кг/(ч-м).
противления целикового блока глубиной 265 мм
[4], пересчитанное на глубину 2030 мм при
условии пропорционального роста
сопротивления с увеличением глубины слоя.
При отсутствии орошения опытные данные
по сопротивлению располагаются на одной
прямой. Отмечается одинаковый наклон прямых,
соединяющих опытные данные для испытанного
составного слоя, и прямых, соединяющих
вычисленные значения для целикового блока.
Однако при равных массовых скоростях воздуха
аэродинамическое сопротивление сухого
составного слоя на 19% выше расчетного для
целикового слоя.
Плотность орошения 20 кг/(ч-м) является
рекомендуемым нижним пределом, при котором
обеспечивается достаточно полное смачивание
стенок каналов насадки стекающей пленкой
воды [2]. Расчетные данные для целикового
блока взяты при плотности орошения 23,6 кг/(ч-м).
Сравнение опытных и расчетных значений
показывает, что с увеличением плотности
орошения растет аэродинамическое сопротивление и что
при постоянной плотности орошения имеет
место перелом прямых линий. При этом каждой
плотности орошения соответствует определенная
массовая скорость воздуха, при которой
наблюдается перелом и возрастание темпа увеличения
сопротивления.
% Наличие перелома указывает на различный
характер движения двухфазных потоков в
орошаемых каналах насадки.
В начальной области наклон прямых линий,
показывающих рост аэродинамического
сопротивления с увеличением массовой скорости
воздушного потока, как для сухого, так и для
орошаемых слоев почти одинаков. Это позволяет
предположить, что в этой области имеет место
устойчивый режим стекания пленки воды по
стенкам каналов и движение встречного потока
воздуха над поверхностью воды.
Начиная с места перелома, наклон прямых
для зависимости аэродинамического
сопротивления в орошаемых слоях изменяется более
резко, чем наклон прямых, объединяющих данные
для сухого слоя. Очевидно, в месте перелома
устойчивое течение пленки воды нарушается.
Часть воды отрывается от поверхности пленки
и выносится из каналов встречным потоком
воздуха. В этом режиме часть поверхности
каналов насадки может обнажаться, тем самым
ухудшаются условия тепло- и массообмена.
Следовательно, целесообразно ограничить выбор
режимов движения воздуха и плотности орошения
диапазоном, при котором сохраняется
устойчивый режим течения пленки воды.
На рис. 3 представлены* результаты
испытаний составных насадок при} постоянной
плотности орошения 20 кг/(ч-м). Сравнение опытных
данных выявляет сходный характер изменения
гидродинамических режимов в орошаемых слоях
различной глубины. С уменьшением глубины
слоя граница наступления неустойчивого
режима течения пленки воды смещается в сторону
больших возможных значений массовой
скорости воздуха.
Первая серия теплотехнических испытаний
проведена при примерно постоянных начальных
параметрах сухого и влажного воздуха и воды:
<!=32-=-34° С; гвЛ1=18-М8,3°С; *ю1=ЗЫ-32°С.
Эти параметры соответствуют паспортным
условиям, определяющим технические
характеристики вентиляторных градирен для СКВ [1].
Результаты первой серии теплотехнических
испытаний в графической форме зависимости
показателя Ef от Nj и т/В представлены на рис. 4.
21

2 J Н- 5 В 7
(и/р)ЖСукг/(см2)
Рис. 3. Изменение аэродинамического сопротивления Ар
насадок различной глубины от массовой скорости воздуха
в живом сечении каналов (адр)ж.с ПРИ постоянной
плотности орошения 20 кг/(ч-м):
j _ бс = 2030 мм; 2 — 1515 мм; 3 — 1000 мм; 4 —
485*мм; 51— целиковый блок глубиной 265 мм.
Переводной коэффициент т зависимости
теплосодержания насыщенного воздуха от
температуры воды'вычисляли по формуле
т =
*ЫI *Ь
соотношение потоков воздуха и воды
G •
В = *
Кривые для постоянных величин отношения
т/В^построены по результатам расчетов по
аналитической зависимости, выведенной в работе
[1]. Короткие линии отвечают численным
значениям т/В, наблюдавшимся в опытах. Они
соединены прямыми с опытными точками.
Из рис. 4 видно, что опытные величины Ef
при плотностях орошения 20 и 30 кг/(ч-м)
достаточно хорошо согласуются с расчетными.
Наибольшее отклонение от расчетных
значений Ef отмечается для опытов при плотности
орошения 10 кг/(ч-м). Это можно объяснить тем,
0,6 0,8 1,0 1,2 № 1,6 18 2,0 2,2 2fi 2,6 2,8 Nf
Рис. 4. Сравнение расчетных и опытных данных по
показателю Ef:
О — Яш = 10 кг/(ч-м); А — 20кг/(ч-м); О — 30кг/(ч-м).
что при такой плотности орошения не все
поверхности каналов насадки смачиваются водой,
что и приводит к уменьшению испарительного
охлаждения воды. Поэтому опытные данные для
плотности 10 кг/(ч-м) не принимались к
дальнейшей обработке. Следовательно, и для
насадок значительной глубины получены
аналогичные результаты, как и в работе [2]: при
плотностях орошения менее 20 кг/(ч-м) не
обеспечивается достаточно полного смачивания
стенок каналов насадки пленкой воды.
Визуальными наблюдениями установлено, что
для слоев глубиной более 500 мм при массовых
скоростях воздуха 3,5—4,5 кг/(с-м2) и
плотности орошения более 30 кг/(ч-м) отмечается
значительный вынос воздушным потоком капель
воды из насадки. Нарушается устойчивое течение
пленки воды по стенкам каналов и, как
следствие, снижается интенсивность испарительного
охлаждения воды. Поэтому опыты при
плотностях орошения более 30 кг/(ч-м) не проводили.
Следовательно, оптимальные плотности
орошения находятся в пределах 20—30 кг/(ч-м).
На рис. 5 опытные значения коэффициента о
при плотности орошения 20 кг/(ч-м)
представлены в форме зависимости от массовой
скорости воздуха (г^р)ж.0.
С ]возрастанием массовой скорости воздуха
коэффициент массопереноса увеличивается. При
этом показатель степенной зависимости от (^р)ж#0
связан с глубиной слоя 80. Если глубина слоя
равна 485 или 1000 мм, то показатель степенной
зависимости п=0,7. При глубине слоя 1515 мм
/г=0,52, а при бс=2030 мм я=0,47. Снижение
величины степенной зависимости от массовой
скорости воздуха может быть объяснено
уменьшением степени турбулизации потоков в
каналах с увеличением глубины слоя насадки.
Характер зависимости коэффициента массо-
22

3,0 %0 5,0
(ыр)ж.с> м/(с-мг)
Рис. 5. Изменение коэффициента массопереноса а в
зависимости от массовой скорости воздуха в живом сечении
каналов (шрж.с. при плотности орошения 20 кг/(ч-м):
1 — 6С = 485 мм; 2 — 1000 мм; 3 — 1515 мм; 4 — 2030 мм.
переноса а от глубины слоя показан на рис. 6.
С увеличением глубины слоя коэффициент а
уменьшается и показатель степенной
зависимости от 60/d3 равен —0,52. Полученная
степенная зависимость меньше, чем для насадок
глубиной до 400 мм. Это может быть объяснено
снижением влияния начального и конечного
участков слоя насадки, где происходит
дополнительная турбулизация потоков воздуха и
орошающей воды, на интенсивность тепло- и мас-
сообмена.
По результатам обработки опытных данных
получена следующая обобщающая формула для
нахождения коэффициента массопереноса:
° = 42E(шрIсЯ^6(^'52
Применение этой формулы рекомендуется для
следующих условий: dQ=E^-6) • 10"~3 м; (wp)m 0 =
3,0-^4,5 кг/(с-м2); #„,=20-7-30 кг/(ч-м); при
6о=500-М000 мм я=0,7; при б0= 14004-1600 мм
/г=0,52; при б0= 1900-^2100 мм /г=0,47.
Выбор величин плотности орошения и
массовой скорости воздуха для орошаемых
составных слоев рекомендуется проводить с учетом
обеспечения устойчивого режима течения без
срыва воды со стенок каналов потоком
воздуха. Установленные в испытаниях предельные
значения массовой скорости воздуха
представлены в таблице.
Проведенные исследования показали
возможность интенсификации испарительного
охлаждения воды путем увеличения глубины насадок.
и
що
8,0
8,0
8
0 30 100
150
Ll
^\
10
Ьч
¦А ^Ч
N
>
300 f-
Рис. 6. Изменение коэффициента массопереноса в
зависимости от глубины слоя.
бс, мм
500
1000
1500
2000
Hw,
кг/(ч • м)
20
30
20
30
20
30
20
30
(а,Р)ж.с »
кг/(с-м»)
4,5
3,8
4,1
3,5
3,7
3,2
3,3
3,0
Вызываемое этим повышенное аэродинамическое
сопротивление может быть вполне
компенсировано достигаемыми экономичными режимами работы
и конструкциями аппаратов, потребляющих
охлажденную воду. Поэтому обоснованный выбор
целесообразной степени снижения температуры
воды при испарительном охлаждении в
орошаемом слое необходимо осуществлять на основе
проектных проработок нескольких
сравнительных вариантов, включающих не только
градирню, но и связанные с ней аппараты СКВ,
холодильных машин или технологического
оборудования. Сопоставление комплексных
капитальных и эксплуатационных затрат для этих
вариантов выявит наиболее оптимальное технико-
экономическое решение.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. К о к о р и н О. Я., Г о г о л и н В. А., С а р и ш -
вили М. Д. Применение вентиляторных градирен в
системах кондиционирования воздуха.— Труды ЦНИИ-
промзданий. Вып. 23. М., ЦИНИС Госстроя СССР, 1972.
2. Гоголин В. А. Экспериментальное исследование
процессов охлаждения и осушения воздуха в
орошаемых регулярных насадках. Автореф. дис. на соиск.
учен. степ. канд. техн. наук. М., 1968.
3. Г о г о л и н А. А. Кондиционирование воздуха в
мясной промышленности. М., «Пищевая
промышленность», 1966.
4. Кокорин О. Я- Установки кондиционирования
воздуха. М., «Машиностроение», 1970.
23

621.565.945:629.12
Выбор оптимального перепада температур
для воздухоохладителей судовых морозильных аппаратов
Канд. техн. наук А. Г. ИОНОВ, В. Н. ЭРЛИХМЛН
Калининградский технический институт рыбной промышленности и хозяйства
При расчете теплопередающей поверхности
воздухоохладителей морозильных аппаратов
задаются температурным перепадом At между
температурой воздуха охлаждаемого объекта tB и
температурой кипения холодильного агента t0.
Выбор величины Д? определяется необходимостью
иметь минимальные эксплуатационные расходы.
Параметры воздухоохладителя связаны
выражением
где F — теплопередающая поверхность
воздухоохладителя, м2;
Q0 — тепловая нагрузка на воздухоохладитель,
ккал/ч;
k — коэффициент теплопередачи воздухоохладителя,
ккал/(ч-м2-°С).
С повышением А/ поверхность
воздухоохладителя уменьшается и, следовательно,
уменьшаются его масса, занимаемая площадь и объем,
сокращаются капитальные вложения.
Одновременно из-за снижения температуры кипения
холодильного агента возрастают энергетические
затраты на производство холода, стоимость
основного и вспомогательного оборудования,
объемные и энергетические потери. Снижение
А* приводит к ^противоположным результатам.
Существует оптимальный температурный
перепад At, при котором достигается наибольшая
экономичность холодильной установки в целом.
Выбору оптимального значения At при
расчете камерных батарей стационарных
холодильников посвящен ряд работ, в частности [1].
В работах [2, 3] определено значение At для
аппаратов (конденсаторов, испарителей,
воздухоохладителей кондиционеров) судовых
холодильных установок морских судов.
В настоящей статье рассматривается выбор
оптимального значения At для
воздухоохладителей морозильных аппаратов
рыбопромышленных судов с учетом особенностей их
эксплуатации в различных районах промысла. Эти
особенности заключаются в том, что температурные
условия различных промысловых районов
определяют температуру конденсации холодильного
агента, величину теплопритоков. Кроме того,
от различной удаленности районов промысла
от береговой базы зависит стоимость топлива,
которое расходуется на выработку
электроэнергии для холодильной установки и его доставку.
Стоимость топлива в настоящее время
существенно влияет на себестоимость выпускаемой
рыбопродукции. Для рыбопромышленных судов
расход топлива на холодильную установку
составляет 10—12% общего расхода.
Как показывает анализ, значения проектных
температурных перепадов для
воздухоохладителей судовых морозильных аппаратов
существующих типов находятся в пределах 5—12° С.
Вследствие этого значительно различаются удельные
поверхности воздухоохладителей /,
приходящиеся на единицу производительности
морозильного аппарата, например, на производственном
м2
рефрижераторе «Севастополь» /=39 , тк , а
м2
«Пионерск»— /=89,9 т/сутки .
В связи с этим определение оптимальных
температурных перепадов при расчете
теплопередающей поверхности аппаратов судовых
холодильных установок представляет важную
задачу.
За оптимальный перепад At принимали тот,
при котором будет минимальной сумма
приведенных затрат за год
3=С+ЕК, B)
где С —годовая себестоимость продукции, руб/год;
Е — нормативный коэффициент эффективности;
К — капитальные затраты, руб.
В себестоимость входят постоянные расходы,
не зависящие от температурного перепада
(заработная плата обслуживающего персонала,
отчисления на охрану труда и т. д.), и зависящие
от него переменные расходы (годовые
эксплуатационные затраты).
Для всех сравниваемых вариантов величина
постоянных расходов одинакова, поэтому
сопоставление проводили по формуле
3f=S+EK, C)
где S — годовые эксплуатационные расходы, руб/год.
Уравнение для годовых эксплуатационных
расходов имеет вид:
5=Лвох+Лкм+Лкд+Лвоп+Рвох~Ь^:)км"Ь^кд+
+Рт+Э+Си(в„х+ 0„+ С,+ 0,„+ 0,)п, D)
24

где
Лвох» Лкм, ЛкД, ЛвсП — амортизация стоимости
воздухоохладителя, компрессора,
конденсатора и
вспомогательных аппаратов, руб/год;
^вох» Лш» ^кд> ^всп — расходы на ремонт
воздухоохладителя, компрессора,
конденсатора и вспомогательных
аппаратов, руб/год;
Э — годовая стоимость
электроэнергии, руб/год;
Си — стоимость перевозки 1 т груза,
рубДт-ч);
бвох> С?кМ, бкД, GBcn, (?т— масса воздухоохладителя,
компрессора, конденсатора,
вспомогательных аппаратов, топлива,
необходимого для холодильной
установки, т;
п — продолжительность работы
судна, ч/год.
При капитальных затратах (руб.) на
воздухоохладитель /Свох, компрессорное
оборудование /СКм, конденсаторы /Скд, вспомогательные
аппараты /Своп, при принятых в рыбной
промышленности норме амортизационных отчислений
Ф=7,1% и затратах на ремонт р=5% (от
первоначальной стоимости в год), нормативном
коэффициенте ?=0,14, стоимости 1 кВт-ч
электроэнергии Сэ руб/(кВт-ч) и количестве часов
работы установки в год, равном /г,
З'=0,261 (KBox+KKM+KK]l+KBOU)+N9CQn+
+СП( GBOx+ G„M+ GK«+ GBon+ GT)/i, E)
где NB — мощность, потребляемая электродвигателями
компрессоров, кВт.
По уравнению E) выполнены расчеты
годовых приведенных затрат на аммиачную
холодильную установку холодопроизводительностью
Q0=80000 ккал/ч при температуре воздуха в
морозильном аппарате tB=—30° С для
традиционных районов промысла Атлантики
(Северо-Западной, Юго-Восточной и
Центрально-Восточной) с температурой конденсации агента от 25
до 35° С и А^ от 4 до 16° С. Конструкция
воздухоохладителя принята аналогичной,
применяемой на больших морозильных рыболовных
траулерах типа «Маяковский», и
характеризуется следующими данными.
Трубы стальные, диаметром 26x3 мм;
расположение в пучке коридорное; шаг в ряду 90 мм.
Ребра круглые, стальные; высота ребер 31 мм;
толщина 1 мм. На 37,5% рядах труб шаг
ребер 6Р= 15 мм, толщина инея 6ИН=2 мм,
на остальных ?>р=20 мм, бин=3 мм. Скорость
воздуха при 6Р= 15 мм 7,8 м/с, при Ь$=20 мм —
7,6 м/с.
Следует заметить, что со снижением
температуры кипения возрастание потерь холода на
стороне низкого давления через изолированные
трубопроводы и аппараты холодильных
установок незначительно, так как длина
трубопроводов мала. Так, при снижении температуры
кипения с —34 до —44° С, при
теплоизолированной поверхности 100 м2 и ее коэффициенте
теплопередачи 0,5 ккал/(ч-м2-°С), что
соответствует практическим значениям, увеличение потерь
холода составит
AQ0=0,5.100D4—34)=500 ккал/ч,
что менее 0,65% общей холодопроизводительно-
сти. Поэтому в расчетах увеличением > холодо-
производительности за счет потерь холода
можно пренебречь.
Увеличение габаритов аппаратов при
снижении температуры кипения также незначительно.
Расчеты показывают, что при изменении
температуры кипения от —34 до —44° С и
обеспечении оптимального промежуточного давления
диаметр вспомогательных аппаратов требуется
увеличить на~6 см. Это не приводит к
ощутимому возрастанию стоимости и массы
установки.
Капитальные затраты на воздухоохладитель,
компрессорное оборудование, конденсатор
определяли по выражениям
Qo
Кв
' Li boy/* BOX ^
B0X k At '
лкм — CKMVh — 1,33C]
Qo
кмЬн<7„н'
F)
G)
*ч*д — Скд^кд — ^кд
Qo
Яр
/ 860 15,6 .
I1 + X-35551J- {8>
где СВОх — суммарная стоимость 1 м2 поверхности
воздухоохладителя и вентиляторов, руб/м2;
Скм — суммарная стоимость 1 м3/ч объема,
описанного поршнями двухступенчатого компрес-
руб.
сора, и электродвигателя, 3/ч >
Скд — стоимость 1 м2 поверхности конденсатора,
руб/м2;
FB0X, РкД — поверхность воздухоохладителя и
конденсатора, м2;
Vh — объем, описанный поршнями
двухступенчатого компрессора, м3/ч;
Хн — коэффициент подачи ступени низкого
давления;
Ят> н — удельная объемная холодопроизводитель-
ность холодильного агента, ккал/м3;
<7f — удельная тепловая нагрузка на 1 м2
поверхности конденсатора, ккал/(ч-м2);
Ке — удельная эффективная холодопроизводитель-
ность, ккал/(кВт-ч).
Теплопередающую поверхность конденсатора
в формуле (8) рассчитывали по формуле
Q0 + 86(Wf
^кд —
Qf
(9)
Так как суммарная индикаторная мощность
обеих ступеней двухступенчатого компрессора
Nt (кВт) равна разности эффективной мощности на
валу компрессора Ne и мощности трения Nr9
(т. е. Nt=Ne-NTV), а ме = -§^-кВт и NTJ> = -^
25

кВт, то, заменив vh = 1,33* и приняв удель-
^H^D H
ное давление трения /?тР=0,5 кгс/см2, получим
Ni = -nr — 0,0181 к~^,
1\е kHqv н
A0)
Подставляем уравнение A0) в уравнение (9):
Q0 (л , 860 15,6
^кД —
qF
К,
Ян<7о
(И)
Коэффициент теплопередачи
воздухоохладителя в зависимости от температурного перепада
рассчитывали по методике [4]. Согласно
работе [5] зависимости для расчета 'kuqvnn Ке при
определенной температуре конденсации tK
могут быть представлены в виде показательных
функций температуры кипения t0:
Ке=еа*+Ъ***.
Для определения значений XBqVR и Ке при
различных температурах tK на основе
обработки данных по двухступенчатым компрессорам
типа ДАУ были получены зависимости
ba?PH=e7'6[H'076/o—2,23 /0—1,342 ^к—14, A2)
#е = е8.27-Н).02*о_27 *к + 675. A3)
При данных t0l tK выражение A2)
устанавливает значение Хв qVB при оптимальном
промежуточном давлении.
Мощность, потребляемую электродвигателями
компрессоров, определяли по выражению
Qo
N* =
0,Ше
A4)
где 0,96 —к. п. д. электродвигателя, передачи.
Результаты расчетов характеристик
оборудования приведены в таблице.
На основе обработки данных по стоимости
воздухоохладителей, двухступенчатых
компрессоров и конденсаторов в морском исполнении,
взятых из соответствующих ценников с учетом
транспортных и складских расходов, а также
стоимости монтажных работ получены
следующие зависимости:
Св0х=32,2 /v>x-°-1542, A5)
^=407 1^-0.695, A6)
Скд=117^кд-°'2545. A7)
Стоимость 1 кВт-ч электроэнергии для
судна определяли по уравнению
CQ=gTCT+R,
где gv — расход топлива на выработку 1 кВт -ч
электроэнергии, кг/(кВт-ч), g? = 0,25 кг/(кВт-ч) [6];
Ст — стоимость 1 кг топлива, руб/кг;
R — постоянная часть расходов в себестоимости
1 кВт-ч электроэнергии, руб/(кВт-ч).
Стоимость топлива для судна состоит из
стоимости самого топлива и стоимости его
доставки. По данным Калининградской базы
тралового флота, в среднем количество доставляемого
топлива на каждое судно в течение одного
рейса составляет 50% общего его расхода. При
стоимости топлива 68 руб/т и тарифе за
доставку в район Северо-Западной Атлантики
35,2 руб/т, в Юго-Восточную Атлантику 64 руб/т
и Центрально-Восточную Атлантику 32,6 руб/т
стоимость 1 кВт-ч электроэнергии с учетом
постоянных расходов /?=0,012 руб/(кВт-ч) для
указанных районов соответственно будет равна
0,0334, 0,0358 и 0,0331 руб/(кВт-ч).
При расходе топлива на главную машину
§^=180 г/(элс-ч), отношении мощности машины
к водоизмещению судна -ff = 0,526 элс/т (судно
типа БМРТ) с учетом стоимости топлива Ст руб/т
стоимость перевозки
N
A9)
cn = cTgr-o-io-<.
Для Северо-Западной Атлантики Сп =
0,00812 руб/(т-ч), Юго-Восточной Атлантики
Характеристики оборудования
Коэффициент теплопередачи
воздухоохладителя k, ккал/(ч-м2-°С)
Поверхность воздухоохладителя FB0X, м2
Объем, описанный поршнями
компрессора, Vhr М3/Ч
при *К = 25°С
при fK = 35°C
Поверхность конденсатора FK%, м2
при /К = 25°С
при /к = 35° С
Мощность, расходуемая компрессорами,
NQ, кВт
при *к = 25° С
при *к = 35° С
4
7,62
2630
572
618
27
27,7
42
49,2
Разность температур At,
6
9,1
1465
632
688
27,5
29,0
43,9
51,1
8
9,96
1005
690
758
28
29,6
45,8
53,7
10
10,6
756,5
747,5
826
28,5
30,3
47,6
56,3
12
11,0
605
804
896
29,0
31,0
49,6
59,1
°с
14
11,34
504
855
962
29,5
31,6
51,5
61,7
16
11,6
431
900
1012
30
32,2
53
64
26

0,009 руб/(т-ч) и Центрально-Восточной
Атлантики 0,008 руб/(т-ч).
Масса воздухоохладителя, конденсатора и
компрессора вместе с электродвигателем
приблизительно пропорциональна теплопередающеи
поверхности и объему, описанному поршнями
компрессора:
B0)
B1)
B2)
гДе ?вох» ^кд —масса 1 м2 поверхности
воздухоохладителя, конденсатора, кг/м2;
?км — масса 1 м3/ч объема, описанного
поршнями компрессора, и электродвигателя,
кг
м3/ч '
На основе обработки данных по массе
воздухоохладителей, компрессоров, конденсаторов
^вох—?вох*вох' Ю »
^kh=SrjiF кд * Ю »
принято: ?В0Х=6,4 кг/м2; gKM=4,92- кг
6,0 кг/м2.
м3/ч '
8ю=
Количество топлива, необходимое для работы
холодильной установки, определяется
выражением
G,=&JV8/i.l0-8. B3)
На рис. 1 представлены зависимости
массовых характеристик комплекса от
температурного перепада. Как следует из рис. 1,
минимальная масса комплекса обеспечивается для
Северо-Западной и Юго-Восточной Атлантики при
Д?=6~-8° С и для Центрально-Восточной
Атлантики при Д*=7-7-9°С.
Результаты расчетов по уравнению E) при
лг=4000 ч представлены на рис. 2 для Северо-
Западной (а), Юго-Восточной (б) и Центрально-
Восточной Атлантики (в).
Оказывается, что независимо от района
промысла оптимальное значение температурного
перепада лежит в пределах 10—12° С. В этих
пределах изменение суммарных приведенных
затрат не превышает 1 %. В целях снижения
усушки продукта следует выбирать меньшие
значения перепада, но при этом необходимо
учитывать, что уменьшение его по сравнению с
оптимальным приводит к более резкому росту
затрат, чем увеличение.
7S\
^70
\б5
^ ВО
55
S
W
10
12
14- At, °C
Рис. 1. Зависимость массовых характеристик
холодильного комплекса от At:
1 — Центрально-Восточная Атлантика; 2 —
Северо-Западная и Юго-Восточная Атлантика.
Рис. 2. Выбор оптимального перепада температур для
Северо-Западной (а), Юго-Восточной (б) и Центрально-
Восточной Атлантики (в):
1 — расходы, связанные с капитальными затратами,
0,261- (/Свох + #км + /Скд)'» 2 — с эксплуатацией
комплекса, NQCdn + Cn(GB0X + GKM + скд + Gr)n\ 3 —
суммарные затраты 3'.
Tbic.pyfc
15
ft
13-
3
8
j
6
5
if
3
^3
_x^
2
1
/
r^i
Гыс.руб\
15
ft
13 [
w
3 \ j
io 12 ft At;o
a
V
/
Тыс.руО.^
16
15
ft
,3 : | \^
h В 8 10 12 ftAt,°C
5
10
3
8
7
6
5
3
—~ i -
I S>"^
i l^
|
! i i
i : :
/
1
8 10 12 ftAt,°0
27

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бадылькес И. С. О выборе температурного
перепада между аммиаком и воздухом в камерах
холодильников.— «Холодильная техника», 1957, № 2,
с. 50—54.
2. 3 а х а р о в Ю. В. и др. Определение оптимальных
режимов работы фреоновых воздухоохладителей судовых
центральных кондиционеров.— «Холодильная техника»,
1969, № 9, с. 30—35.
Влиянию способа замораживания на белки
мышечной ткани посвящены многочисленные
исследования. В ряде работ [1—3] получены
данные, свидетельствующие о денатурации белков
саркоплазмы и миофибрилл при замораживании
мышцы. При этом отмечено, что минимальные
изменения в белковой системе наблюдаются при
быстром замораживании мяса. Данные других
исследователей [4—6 ] показывают, что скорость
замораживания мышечной ткани не
сказывается существенно на экстрагируемости белков.
Противоречивость данных по вопросу влияния
замораживания на белки мышечной ткани
связана, по-видимому, с тем, что использованные
для экстракции буферные растворы и условия
извлечения не позволяли осуществить полное
выделение исследуемой белковой фракции.
Кроме того, на основе данных экстрагируемости
белков или влагоудерживающей способности
замороженной мышечной ткани не удается
достаточно точно определить степень изменения
белковых веществ.
В последнее время при изучении белков
мышечной ткани применяются методы,
позволяющие проводить полную экстракцию белков [7]
и их фракционирование [8, 9].
В настоящей работе мы попытались
осуществить достаточно тщательное извлечение сарко-
плазматических и миофибриллярных белков с
последующим электрофоретическим разделением их
в крахмальном геле на отдельные фракции в
целях установления степени изменения белковых
веществ при замораживании мяса разными
способами.
3. Г о г о л и н А. А. Оптимальные перепады температур
в испарителях и конденсаторах холодильных машин.—
—«Холодильная техника», 1972, № 3, с. 23—27.
4. Д а н и л о в а Г. Н. и др. Сборник задач и расчетов по
теплопередаче. М., Госторгиздат, 1961.
5. Л о с к у т о в В. В., Хордас Г. С. Расчеты
параметров и конструктивных элементов судовых систем.
Л., Судпромгиз, 1968.
6. Коршунов Л. П. Судовые установки
рыбопромысловых судов. М., Пищепромиздат, 1967.
637.5.037.5
Материалы и методы
Объектом исследования служила длиннейшая
спинная мышца крупного рогатого скота.
Мышечную ткань отбирали сразу после убоя и
выдерживали при 0° С в течение 10 дней.
Упакованные в полиэтиленовую пленку куски
мяса массой 125 г (полуфабрикаты) замораживали
до конечной температуры в толще —20° С в
стендовых аппаратах ВНИХИ в жидком азоте
(орошением) и в интенсивно движущемся воздухе
при —30° С. Замораживание проводили также
в камере с естественной циркуляцией воздуха
при —18° С до температуры в толще мяса —15° С.
Время замораживания составляло
соответственно 8, 90 и 300 мин. Материал для анализа
отбирали сразу после замораживания и пропускали
через металлический измельчитель.
Для определения растворимости белки мяса
извлекали К-фосфатным буфером (саркоплазма-
тические — 0,03 М, миофибриллярные — 0,1 М+
+ 1,1 М КJ) по методике [7]. Азот определяли
методом Кьельдаля в полумикромодификации.
Опыты показали, что в этих условиях из мяса
извлекается 85—90 % веществ, содержащих азот.
Для фракционирования в крахмальном геле
саркоплазматические белки экстрагировали
водой [10], миофибриллярные — 8М мочевиной
[11]. Разделение белков проводили методом
горизонтального электрофореза [12] в трис-борат-
ной буферной системе [13], модифицированной
нами [14].
При анализе белков саркоплазмы
использовали буфер, содержащий 90% смеси 0,0033 М
лимонной кислоты и 0,016 М триса, 10% сме-
Влияние способа замораживания на саркоплазматические
и миофибриллярные белки мяса
Е. В. ГУНАР, канд. биол. наук Г. 3. ЯКУБОВ, канд. техн. наук А. К. КАМИНАРСКАЯ,
3. А. ДЕРБЕДЕНЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
28

си 0,02 М гидрата окиси лития и 0,076 М
борной кислоты, 1 М мочевины. Электродные
сосуды заполняли раствором 0,038 М борной
кислоты и 0,1 М гидрата окиси лития.
Фракционирование белков миофибрилл проводили в той же
трис-боратной буферной системе, содержащей
4 М мочевины. Электрофорез осуществляли при
градиенте потенциала 30 В/см и силе тока 25—
30 мА в течение 1,5—2,0 ч. Гель окрашивали
раствором нигрозина в смеси, содержащей
этанол, уксусную кислоту и воду E:4:1). Про-
теинограммы сканировали на микрофотометре
МФ-4 с записью сигнала на автоматическом
электронном потенциометре ЭПП-09.
Влагоудерживающую способность мяса
определяли пресс-методом [15, 16].
Все аналитические данные являются
средними из трех измерений. Эксперимент проводили
на мышцах, отобранных от восьми животных.
При статистической обработке полученных
данных использовали сравнение совокупностей с
попарно связанными вариантами [17].
Результаты исследования
Из табл. 1 видно, что замораживание
образцов мяса в жидком азоте сопровождается
незначительным понижением растворимости сарко-
плазматических и миофибриллярных белков и
влагоудерживающей способности мышечной
ткани (в среднем на 3, 4 и 3 % соответственно
Против исходного; Р<0,001). Замораживание в
воздушном скороморозильном аппарате приводит
к несколько большему изменению белковой
системы мяса (понижение экстрагируемости
белков и влагоудерживающей способности на 8,
9 и 5% соответственно против исходного;
Р<0,001). В мясе, замороженном в камере при
—18° С, понижение растворимости белков
саркоплазмы и миофибрилл и способности
мышечной ткани удерживать воду более выражено
(в среднем на 15, 17 и 9% соответственно
против исходного; Р<0,001).
Таким образом, в образцах мяса,
подвергнутого замораживанию в жидком азоте,
воздушном скороморозильном аппарате и в камере
с естественной циркуляцией воздуха,
наблюдается статистически достоверное понижение
растворимости саркоплазматических и
миофибриллярных белков и влагоудерживающей
способности мяса. При этом установлено, что
минимальные изменения в белковой системе
обнаруживаются у образцов мяса, замороженного при
высоких скоростях, максимальные изменения —
при низких скоростях.
В связи со сделанным выводом интересно
было сопоставить фракционный состав белков
саркоплазмы и миофибрилл образцов мяса,
замороженного разными способами.
Из приведенных протеинограмм (рис. 1 и 2)
и данных их денситометрирования (табл. 2)
следует, что белки созревшего мяса являются
весьма сложной смесью веществ. Так, при электро-
Таблица 1
Влияние способа замораживания на экстрагируемость белков и влагоудерживающую способность мяса
Показатели
Саркоплазматические
белки (г азота на
100 г мяса)
Миофибриллярные
белки (г азота на
100 г мяса)
Небелковые вещества
(г азота на 100 г
мяса)
Влагоудерживающая
способность
(содержание связанной
воды в % к мясу)
РН
До
замораживания
I
0,84—1,13
1,43—1,76
0,37—0,45
48,4—60,3
5,69—5,79
После
замораживания
в жидком
азоте
II
0,78—1,08
1,41—1,72
0,39—0,50
46,8—57,3
5,68—5,81
Разность
I—II
(x±s)
0,038±0,012
Pj.^0,001
0,065 ±0,029
Pi-n<0,001
0,038±0,021
Pi-n<0,001
1,5±0,7
Pi-n<0,001
После
замораживания в
воздушном

скороморозильном
аппарате ( — 30° С)
III
0,76—1,04
1,37—1,64
0,42—0,58
46,5-58,5
5,73—5,80
Разность
I —III
(x±s)
0,076±0,017
Pi-m<0,001
0,139 ±0,042
P^u^OOl
0,109±0,082
PI.III<0,001
2,7±1,6
Pj.^0,001
После
замораживания в
камере
(—18° С)
IV
0,73—1,00
1,23—1,46
0,44—0,64
43,7—54,2
5,70—5,81
Разность
I-IV
(x±s)
0,145±0,021
P!-iv<0,001
0,270 ±0,037
Pi-iv<0,001
0,140±0,050
Pi-iv<0,001
4,4±2,1
PI.IV<0,001
Примечание. * —среднее значение; s—стандартное отклонение; Pj jj j jjj j_jy—достоверность различий между
исходными и замороженными образцами мяса.
29

Рис. 1. Электрофорез в крахмальном геле саркоплаз-
матических белков образцов мяса, замороженного
разными способами:
/, //, ///, IV — мышечная ткань, соответственно исходная
и' замороженная в жидком азоте, скороморозильном
воздушном аппарате (—30° С) и камере с естественной цирку-
ляцией воздуха (—18° С).
форезе в крахмальном геле саркоплазматические
белки до замораживания мяса разделяются на
29 фракций, миофибриллярные — на 11
фракций. Эти вещества, выделенные из мяса,
замороженного разными способами, разделяются в
сумме на 37—39 фракций. Следовательно, при
замораживании мяса в различных условиях
полной денатурации подвергаются лишь 1—3
минорные фракции. Что касается других
белковых фракций замороженного мяса, то они
характеризуются той же скоростью движения
в крахмальном геле, что и белки исходного
мяса.
Таким образом, процесс замораживания не
вызывает существенных изменений в качественном
составе белков саркоплазмы и миофибрилл. В то
же время результаты денситометрирования
свидетельствуют о том, что площади пиков белков
мяса, замороженного в жидком азоте,
воздушном аппарате и камере при —18° С,
понижаются и составляют для саркоплазматических
белков соответственно 95, 91 и 87% и миофиб-
риллярных — 89, 83 и 75 % площади пиков
исходного мяса.
Однако величины площади пиков
саркоплазматических белков замороженного мяса не
согласуются с данными экстрагируемости этих
веществ К-фосфатным буфером. Результаты сопо-
Рис 2- Электрофорез в крахмальном геле миофибрил-
лярных белков образцов мяса, замороженного разными
способами.
Обозначения I—IV см. рис. 1.
ставления площади пиков миофибриллярных
белков *и количества фракционируемого препарата
показывают, что в замороженном мясе от 1 до
5% белков миофибрилл, сохраняя способность
экстрагироваться, перестают выявляться на про-
теинограммах. Эти данные позволяют сделать
вывод, что при замораживании мяса мисфибрил-
лярные белки подвергаются большим
изменениям, чем можно было предположить,
основываясь на их экстрагируемости. Наибольшее
отклонение данных растворимости от результатов ден-
ситометрии наблюдается при относительно
медленном замораживании.
Таким образом, с помощью методов,
позволяющих осуществить полную экстракцию белков,
их фракционирование на 37—39 фракций и
последующее количественное определение
отдельных фракций, было установлено, что условия
замораживания практически не влияют на
качественный состав белков саркоплазмы и
миофибрилл мяса. Однако содержание
большинства фракций этих белков после замораживания
снижается, причем максимальным изменениям
подвергаются миофибриллярные белки. Следует
иметь в виду при этом, что
саркоплазматические белки составляют 50—60 % массы белков
миофибрилл.
При замораживании мяса вышеуказанными
30

Таблица 2
Влияние способа замораживания на фракционный состав белков
саркоплазмы и миофибрилл мяса
Номер
пика
1
2
2'
3
4
5
5'
5"
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
Итого
Среднее значение площади, см*
Са.ркоплазматические белки
к 1
*
cu
о
S о?
т X
О со
tt pa
0,07
0,21
3,60
32,30
7,50 j
5,60
7,56
21,00
10,80
10,60
9,90
6,00
8,00
25,90
9,49
10,00
32,50
1,85
2,25
1,50
23,20
0,72
0,18
0,09
0,07
0,04
0,07
0,05
0,05
231,10
И <U 1
H
o K ?
2 я т
s « *
С Cu«
0,21
3,60
31,20
6,60
5,50
7,30
20,00
10,20
10,90
10,00
6,00
8,56
24,80
9,45
10,00
31,50'
1,80
2,20
1,44
22,64
0,72
0,18
0,09
0,04
0,04
0,06
0,06
0,05
225,14
после
замораживания в
воздушном

скороморозильном
аппарате (--30о С)
0,21
3,40
31,10
6,56
5,20
5,50
20,00
9,16
10,00
9,60
5,80
7,60
24,80
11,10
10,00
| 29,00
1,80
1 2,20
1,45
20,10
0,70
0,18
0,09
0,04
0,07
0,04
0,04
| 0,05
215,79
о к
со Д CJ
т « g°
о * 2 .
О са со
0,19
3,20 1
24,80
6,40
3,96
4,25
20,00
9,20
9,20
9,30
5,70
7,50
24,60
7,00
9,90
29,00
1,80
2,20
1,44
19,00
0,60
0,16
0,05
1 0,07
0,04
0,05
199,61
Миофибриллярные белки
СО
о. к
о к
2 X
со со
со m
sl 1
0,95
10,66
1,12
16,40
6,60
4,13
5,67
1,38
1,90
4,04
0,18
53,03
со <l> 1
i H
о к о
за!
со со 2
-, в О
u * к
° га 5
С Р.*
0,75
9,84
1,00
16,00
6,15
3,15
3,51
1,26
1,80
3,62
0,16
47,24
после
замораживания в
воздушном

скороморозильном
аппарате ( — 30° С)
0,75
8,48 1
0,88 |
15,06 |
6,00
2,88
2,73
1,40
1,90
3,80
0,14
44,02
о к
2 я _
п со CV-'
m *>о
° * и: 1
о со *
0,45
8,03
0,70
14,06
5,00
2,32
2,40
1,20
1,88
3,80
0,07
39,91
способами ни в одном из опытов нам не удалось
обнаружить появления новых белковых
фракций или резкого понижения содержания
отдельных (кроме минорных) фракций. Как правило,
замораживание приводило к снижению
содержания почти всех белковых фракций.
Полученные нами результаты по фракциони-
ованию белков подтверждаются сделанными
ранее наблюдениями по разделению в
крахмальном геле саркоплазматических белков
замороженного мяса [18].
Сопоставляя полученные нами данные с
результатами органолептической оценки мышечной
ткани, замороженной разными способами,
можно сделать вывод, что наименьшему изменению
в белковой системе соответствует лучшее
сохранение качества мяса. Так, наиболее нежными
и сочными оказались (после варки) образцы
мяса, замороженного в жидком азоте.
Ухудшение вкусовых качеств отмечено у образцов
мяса, замороженного в камере с естественной
циркуляцией воздуха при —18° С.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Saf fie R. L., Gal breath J. W.—«Food Tech-
nol.», 1964, Vol. 18, pp. 119—120.
2. Павловский П. Е., Григорьева М. П.—
«Изв. вузов. «Пищевая технология», 1963, № 1, с.
24—29.
3. Khan A. W., Van den Berg L.~ «J. Food
Sci.», 1967, Vol. 32, pp. 148—150.
4. Пискарев А., Лукьяница Л.—
«Холодильная техника», 1956, № 4, с. 45—47.
5. С о п п е 1 1 J. J.— «J. Sci. Food Agr.», 1962, Vol. 13,
pp. 607—619.
6. Love R. M.— «Chem. Ind.», 1967, Vol. 23, pp. 2151—
2157.
31

7. McLoughlin J. V.—«J. Food Sci.», 1968, Vol. 33, pp.
383—385.
8. Scopes R. K.—«Biochem. J.», 1968, Vol. 107,
pp. 139—150.
9. A wad A., Powrie W. D., Fennema O.—
«J. Food Sci.», 1968, Vol. 33, pp. 227—235.
10. Aberle E. D., Merkel R. A.—«J. Food Sci.»,
1966, Vol. 31, pp. 151—156.
11. N eel en J. M., Rose D.—«J. Food Sci.», 1964,
Vol. 29, pp. 544—554.
12. Smithies O.—«Biochem. J.», 1955, Vol. 61,
pp. 629—641.
13. Fergus so n K. A., Wallace A. L. C—«Rec.
Prog, in Horm Res.», Vol. 19, pp. 1—55.
В Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности были
проведены экспериментальные работы по обезвоживанию
продуктов животного происхождения, в
частности говяжьего мяса, методом селективного
(избирательного) измельчения, когда при
дроблении замороженного мяса с определенной
величиной ударных нагрузок до частиц
соответствующего размера происходит одновременное
отделение кристаллов льда от мяса.
Так как лед обладает большей хрупкостью,
то при дроблении мороженого мяса ледяные
кристаллы получаются меньших размеров, чем
фрагменты ткани. Полученная смесь кристаллов
льда и обезвоженной ткани просеивается через
сита. При этом фракция льда, как более
мелкая, просеивается, а мясная фракция
задерживается.
С уменьшением скорости замораживания
мяса размеры ледяных образований
увеличиваются и наоборот, поэтому замораживание следует
осуществлять возможно медленнее, чтобы
вследствие миграции влаги можно было
вырастить более крупные кристаллы льда [1 ]. По этой
причине описанным методом практически
невозможно обезвоживать продукты, быстро
замороженные в жидком азоте, так как процесс
замораживания в этом случае происходит
настолько интенсивно, что исключаются миграция
влаги к центрам кристаллизации и рост больших
кристаллов.
В первой серии опытов исследовали влияние
режимов замораживания на эффективность
селективного измельчения и возможность обезво-
14. Г у н а р Е. В., Якубов Г. 3.—«Приклад, биохим.
микробиол.», 1973, т. 9, вып. 4, с. 634—640; вып. 5,
в печати.
15. G г a u R.,Hamm R.— «Naturwiss.», 1953, Bd. 40,
S. 29.
16. Воловинская В. П., Кельман Б. Я-—
«Мясная индустрия СССР,» 1960, №6, с. 47—48.
17. У р б а х В. Ю.— Биометрические методы, М.,
«Наука», 1964.
18. G 6 г n a M. An attempt to determine the changes
occurring in sarcoplasm proteins due tu long storage of
beef under deer freeze. Доклад на сессии комиссий С-2 и
D-1 Международного института холода, Варшава,
1972.
637.51с.82
живания путем отделения кристаллов льда.
Во второй серии опытов определяли
оптимальные величины ударных нагрузок, при которых
имеет место селективное измельчение мышечной
ткани и льда в замороженном продукте и
фракция льда максимально отделяется от мясной
фракции.
Эффективность обезвоживания проверяли
методом высушивания фракций продукта в
сушильном шкафу по известной методике [2].
Для исследования влияния режима
замораживания мясо говяжье высшего сорта с
содержанием влаги 75% замораживали до температур
—80-—100° С двумя способами:
в жидком азоте при непосредственном
контакте последнего с продуктом;
при температурах порядка —Зч—5° С в
холодильной камере с последующим доморажива-
нием в жидком азоте.
В обоих случаях температуру продукта
понижали до субкриоскопических температур для
придания ему свойства хрупкого разрушения
[3].
Эксперименты по селективному измельчению
проводили на установке, состоявшей из узлов
замораживания, измельчения и отделения.
Свежее или подмороженное до — 3-.—5° С
сырье загружали в ванну узла замораживания,
наполненную жидким азотом. Затем лопастной
транспортер перемещал его к
противоположному концу ванны и подавал в загрузочную
горловину дробилки узла измельчения. За время
перемещения в ванне температура сырья достигала
Обезвоживание продуктов животного происхождения
методом селективного измельчения
Канд. техн. наук В. В. ИЛЮХИН, Ю. П. ЕРМАКОВ
Московский технологический институт мясной и молочной промышленности
32

—80ч—100° С и оно приобретало необходимую
хрупкость.
В молотковой дробилке, охлаждаемой жидким
азотом, сырье измельчалось и через
разгрузочную щель поступало в узел отделения.
Температура сырья в процессе дробления повышалась
до —40ч—60° С.
Узел разделения на фракции состоял из
набора сит A3 шт.), смонтированных на качалке,
совершающей возвратно-поступательное
движение. Наименьший размер ячеек сит 30 мкм.
Перед просеиванием сита охлаждали жидким
азотом и в дальнейшем температуру их
поддерживали не выше —30ч—40°С.
В целях интенсификации процесса разделение
на ситах осуществляли мокрым способом,
используя для этого криогенные жидкости [4].
Проходившая через сита жидкость увлекала за
собой частички, ускоряя тем самым процесс
просеивания материала. Частички мясной фракции,
как более крупные, задерживались на ситах,
а отделенная в процессе диспергирования
фракция льда просеивалась.
Пробы от фракций каждой крупности
помещали в бюксы и хранили при отрицательной
температуре до момента определения их
влажности.
Содержание влаги в отделенной от льда
мясной ткани указано в табл. 1.
Т а б'л и ц а 1
Размер фракций,
МКМ
>10000
100004-7000
70004-5000
50004-4500
45004-3000
30004-2000
20004-1000
10004-500
5004-250
2504-100
1004-50
504-30
<30
Влажность
эбразцов, %,
замороженных
в жидком
азоте
75,2
75,6
75,4
75,1
75,8
75,3
76,1
75,3
75,0
75,5
74,9
75,4
75,8
в воздухе при
— 5° С сдомо-
раживанием в
жидком азоте
75
75
75
75
75
75
72
70
75
84
88
92
97
Как видно из табл. 1, влажность
диспергированного говяжьего мяса, замороженного первым
способом, почти одинакова у всех фракций,
независимо от их размеров. Влажность мяса,
замороженного вторым способом, с уменьшением
размера фракций вначале остается постоянной,
затем незначительно снижается, а при размере
фракций порядка 100 мкм и меньше резко
повышается до значений 94—97%.
Были определены также удельные ударные
нагрузки Иуд, кгс-см/см3, при которых
достигается максимальное отделение фракции льда от
мясной фракции.
Удельная ударная нагрузка характеризуется
работой, затраченной на разрушение образца
и отнесенной к 1 см3 его объема, т. е.
#уд = ~у •
Величину работы А определяли для каждой
фракции с помощью реконструированного
авторами приборами У-1А с вертикально падающим
грузом. Для выявления влияния температуры
на величину А эксперименты проводили в
диапазоне температур от —20 до —196° С.
Приготовленный из питьевой воды лед
охлаждали в жидком азоте до температур —80ч-
—100° С, измельчали и классифицировали с
помощью набора сит на фракции по крупности
(табл. 2).
Таблица 2
Размер фракций,
мкм
>10000
10000^-7000
7000-7-5000
5000+4500
45004-3000
ЗООО-т-2000
20004-1000
lOOO-f-500
500-7-250
250-М 00
1004-50
504-30
<30
Удель
»ная ударная нагрузка
на образцы,
кгс •см/см», при температуре, °С
— 196
5
4
5
6
9
25
70
170
350
731
871
880
900
мясо
— 40
7
5
6
7
6
23
65
158
305
688
840
870
895
— 24
10
7
9
11
12
23
40
145
293
640
812
849
870
— 196
0,5
1,5
2
2,5
з
5
9
32
75
188
620
740
805
лед
— 40
0,6
1,6
3,3
3
2,5
4,1
45
150
232
470
680
750
815
— 24
0,7
1,5
3,4
4
2,9
4,33
72
136
268
586
720
760
820
Образец размещали в центре наковальни
прибора и охлаждали до необходимой температуры.
После этого груз, поднятый на определенную
высоту, освобождали и он свободно падал на
боек, передававший удар на образец. После
удара образец осматривали и, при отсутствии
разрушения и трещин на нем, высоту падения
груза увеличивали на 1—2 см. Так повторяли до
тех пор, пока на образце не появлялись
трещины. Величину работы, необходимой для
разрушения частиц, проверяли на последующих
образцах, не подвергавшихся ранее ударам. Тре-
33

щины в частичках малых размеров
обнаруживали с помощью бинокулярного и
биологического микроскопов.
Аналогичным методом определяли работу,
необходимую для разрушения говяжьего мяса,
предварительно замороженного,
диспергированного и классифицированного на ситах.
Частички льда и мяса разной степени
крупности имели неправильную геометрическую форму,
поэтому объем их вычисляли путем деления
массы частичек на их плотность:
Р
v = T.
Массу замороженных частичек мяса и льда
устанавливали по методике, указанной в
работе [5].
Значения удельной ударной нагрузки /?уд
представлены в табл. 2 и на рисунке.
Из табл. 2 и рисунка видно, что при
одинаковых удельных ударных нагрузках лед
измельчается на частички меньшей дисперсности, чем
мясо, из-за различных физико-механических
свойств. Эти различия и легли в основу метода
селективного (избирательного) измельчения
замороженного продукта, когда одновременно с
измельчением на фракции различной
дисперсности происходит отделение частичек льда от
частичек мяса.
Аппроксимация экспериментальных кривых
#уд=/ (D) (см. рисунок) осуществлена
степенным полиномом [6, 7]:
Р,уЭ,кгс-см/пм$\
Зависимость удельной ударной
нагрузки #уд от степени
измельчения мороженого мяса D:
1 — мясо; 2 — лед.
250500 WOO 2000
1Ш ч
9000 WOOORmkm
1
^УД '
aD* + bD* + cD + d •
где D — размер частиц фракций, мкм.
Постоянные коэффициенты а, Ь, с, d находили
по трем точкам (узлам интерполирования),
предварительно решив систему уравнений.
Вычисленные значения постоянных коэффициентов для
кривых на рисунке представлены в табл. 3.

Температура ° С
—24
—40
—196
а. 10-16
—725
—287
94
Таб
лица 3
Значения постоянных коэффициентов для фракций
мяса
Ь- 10-и 1 с-10-7
651
543
420
55
54
47
<М0-4
5
5
5
льда
а. 10-15
—9355
—988
—3725
Ь- 10-П 1 С 10-7
6704
6975
3268
—165
—160
213
<М0-4
10
10
10
Исследование корреляции между
экспериментальными значениями и вычисленными по
аппроксимирующему полиному, с использованием
метода обработки двухмерной статистической
совокупности при малом числе наблюдений,
показывает, что коэффициент корреляции для
различных температур в данном случае близок
к единице и его средняя квадратическая
ошибка мала:
для мяса при ?=—24° С г=0,99±0,007,
t=— 40° С г=0,99±0,006,
*=—19б°С г=0,85±0,09;
для льда
при *=—24° С
^_40°'С
f=_196°C
Выводы
г=0,96±0,03,
г=0,87±0,08,
г=0,76±0,14.
Экспериментально установлена возможность
обезвоживания продуктов животного
происхождения методом селективного измельчения.
Предварительное замораживание продукта
следует проводить в две фазы: первая — медленное
замораживание в целях обеспечения миграции
34

влаги и выращивания крупных кристаллов льда
в ткани; вторая — низкотемпературное домора-
живание в целях придания продукту свойств
хрупкого разрушения.
Чтобы измельчить продукт до частиц
размером менее 50 мкм и одновременно отделить лед
от мяса, удельные ударные нагрузки
необходимо создавать в пределах 800—850 кгс-см/см3.
Разделение диспергированного продукта на
мясную фракцию и фракцию льда должно
осуществляться просеиванием на ситах с возможно
меньшим размером ячеек (порядка 30 мкм).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ч и ж о в Г. Б. Тешюфизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов. М., «Пищевая
промышленность», 1971.
2. Матрозова С. И. Технохимический контроль в
23 сентября 1973 г. на 66 году жизни трагически погиб
член редакционной коллегии журнала «Холодильная
техника», руководитель сектора теплообменных аппаратов
ВНИХИ, канд. техн. наук Борис Самойлович Вейнберг.
Со времени окончания МВТУ им. Баумана в 1931 г.
Б. С. Вейнберг все время работал в области холодильной
техники, заслужив этой работой всеобщее признание и
авторитет.
Работая в 1931 —1933 гг. на заводе «Компрессор», он
был одним из зачинателей отечественного холодильного
машиностроения. В 1934—1937.гг. он работал над
созданием первого отечественного домашнего холодильника.
Много труда и энергии отдал Борис Самойлович
преподаванию на кафедре холодильных машин и
установок МВТУ им. Баумана. Многочисленные его
ученики работают в различных отраслях народного
хозяйства.
Широко известны специалистам научные труды
Б. С. Вейнберга, в частности его книга «Поршневые
компрессоры холодильных машин». Большую работу
проводил Борис Самойлович как член редакционной коллегии
нашего журнала. За период с 1930 по 1973 г. им было
опубликовано более 50 статей по различным вопросам
холодильной техники. Своими трудами он заслужил
известность среди специалистов в СССР и за рубежом как
мясной и птицеперерабатывающей промышленности М.,
«Пищевая промышленность», 1966.
3. К а у х ч е ш в и л и Э. И., Илюхин В. В.,
Ермаков Ю. П., Катюхин В. А. Способ
обезвоживания. Авт. свид. № 310093 — «Открытия,
изобретения, промышленные образцы, товарные знаки»
1971, № 23, с. 112.
4. Илюхин В. В. Метод ситового анализа высокодис-
пергированных материалов, склонных к
агрегатированию.— В кн.: Мясная, птицеперерабатывающая,
холодильная и клеежелатинная промышленность. Вып.
9. М., ЦНИИТЭИмясомолпром СССР, 1968.
5. Каухчеш в и ли Э. И., Илюхин В. В., Е р -
маков Ю. П. Влияние масштабного фактора на
селективность измельчения мяса и кости при низких
температурах.—«Мясная индустрия СССР», 1972, №12, с.
42—43.
б.Демидович Б. П., Марон И. А.,
Шувалов Э. И. Численные методы анализа. М., Физматгиз,
1965.
7. Щиголев Б. М. Математическая обработка
наблюдений. М., Физматгиз, 1962.
крупный ученый с большой эрудицией и опытом в научной
работе по искусственному холоду.
Преждевременная кончина Бориса Самойловича
Вейнберга является большой и невосполнимой потерей для
отечественной холодильной техники.
Борис Самойлович Вейнберг!
35

ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
621.564.25
Определение термодинамических свойств
растворов воды во фреоне-12
С. Л. ЖУКОБОРСКИЙ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Измерение влажности фреона-12. В настоящее время
ни один из известных приборных методов измерения
влажности фреонов не имеет обоснованной оценки
погрешностей.
Из широкого круга методов измерения
микроконцентраций воды в газах и жидкостях с учетом требований экс-
прессности, малой погрешности, малого расхода фреона,
возможности беспрерывного измерения в качестве
основных рабочих были выбраны ИК-спектральный (ИКС)
и сорбционно-кулонометрический (СК) методы.
СК-метод реализован в серии промышленных
приборов — кулонометрических гигрометров КИВГЛ, что
делает его наиболее доступным. Для этих приборов завод-
изготовитель обычно дает расчетную шкалу, однако о
применимости их для определения концентрации
растворов воды во фреонах в литературе излагаются
противоречивые мнения [1, 2]. В связи с этим автором была
исследована достоверность расчетной шкалы кулонометрическо-
го гигрометра КИВГЛ применительно к раствору воды во
фреоне-12. *
В качестве образцового был выбран сорбционно-гра-
виметрический (СГ) метод, заключающийся в
пропускании газового раствора через адсорбер, активный к одному
из компонентов (воде), и в дальнейшем отнесении
приращения массы адсорбера к массе пропущенного раствора.
Из-за большой трудоемкости этого метода, а также
поскольку погрешность его существенно возрастает с
уменьшением концентрации, градуировку шкалы кулонометри-
ческого гигрометра КИВГЛ производили лишь в области
средних и высоких концентраций воды. В области низких
концентраций показания КИВГЛ сопоставляли с
результатами измерений ИКС-методом.
Схема экспериментальной установки для калибровки
методов измерения влажности фреона-12 в упрощенном
виде показана на рис. 1. Она состоит из блока
приготовления раствора воды во фреоне-12 с заданной
концентрацией в циркуляционном потоке 1—4, 13—15, 17, блока
приготовления сухого азота для продувки системы 16,
18—20, ИК-спектрофотометра с кюветой 4, кулонометри-
ческого гигрометра 10, пленочного расходомера 11—12
и сорбционно-гравиметрической установки 21—25.
Требуемую концентрацию воды во фреоне получали
смешением сухого и влажного потоков. Для измерения
расхода жидкого фреона при циркуляции и для испарения
его при подаче на измерительную установку были
разработаны и исследованы [4, 5] специальные приспособ-
* Эта часть работы выполнена совместно с А. А.
Бегу новым
36
ления 5 и 17. Расход газообразного фреона определяли с
помощью пленочного расходомера 11, 12,
усовершенствованного автором.
В процессе работы сорбционно-гравиметрический метод
был существенно усовершенствован путем использования
поглотителей из нержавеющей стали, снабженных стекло-
керамическими фильтрами и диффузионными
сопротивлениями на входе и выходе вместо кранов. Относительная
погрешность измерения в диапазоне концентраций 25—
80 ррт масс, составляла 1,7% с доверительной
вероятностью 0,997 (\ррт = 1-10 %. Расчет погрешностей
проводили в соответствии с работой [6]).
При обработке результатов калибровки СК-метода
(рис. 2, а) учитывали неидеальность фреона в газовой фазе
и упругость паров воды в пленочном расходомере (взаимно
компенсирующиеся погрешности до 2%). Дополнительная
калибровка на влажном азоте показала, что фреон-12 не
оказывает заметного влияния на показания КИВГЛ.
Относительная погрешность при измерении влажности
фреона, рассчитанная по экспериментальным данным,
составила ~ 5%, т.е. находилась вблизи нормированной
погрешности прибора.
Применение ИКС-метода для измерения влажности
фреона-12 известно из ряда работ (например [7]), однако
следовало уточнить возможность количественного
определения концентрации воды во фреоне во всем диапазоне
растворимости с помощью этого метода [7, 8].
Проверку линейности оптической плотности в
зависимости от концентрации растворов воды во фреоне-12
проводили по поглощению на максимуме vas =3730 + 3 см-1
— частота асимметричного колебания О — Н связей
молекулы воды в растворе. Для этих целей использовали
кюветы длиной L — 30, 60 и 100 мм, изготовленные из
нержавеющей стали, с окнами диаметром 30 мм (в свету) из
флюорита. Через рабочую кювету раствор постоянной
концентрации протекал со скоростью — 0,5 см/с. Кювету
сравнения заполняли сухим фреоном. Для каждой
концентрации на ИК-спектрофотометре UR-20 записывали
спектр в диапазоне частот 3550—4000 см-1 при скорости
сканирования 25 см _1/мин.
Экспериментальные результаты калибровки по СГ-
методу, отнесенные к длине кюветы 60 мм, представлены
на рис. 2, б. Точки лежат вблизи прямой, описываемой
уравнением D — 0,0218 Ст (D — оптическая плотность;
Ст— концентрация) при относительной погрешности,
включающей погрешность образцовой меры, 5%.
Полученная линейная зависимость оптической
плотности от концентрации свидетельствует о том, что
распределенные во фреоне отдельные молекулы воды практически
не полимеризуются даже#при концентрациях, близких к
насыщающим.
Для проверки установленной зависимости в области
низких концентраций и определения собственной
погрешности ИКС-метода была проведена дополнительная серия
опытов, в которых показания оптической плотности
сравнивали с показаниями КИВГЛ (рис. 2, в).
Как видно из рис. 2, в, результаты измерений хорошо
совпадают до концентраций порядка единиц ррт.
Обработка результатов 25 измерений позволила оценить
собственную погрешность использованной методики с
прибором UR-20 при измерении влажности фреона-12 в 3,3%.
В заводских условиях для определения влажности
фреона-12 с помощью ИКС-метода не требуется
использовать дорогостоящий универсальный ИК-спектрометр.

гз°с;
Рис. 1. Схема экспериментальной установки для калибровки методов измерения влажности фреона-12:
1 — конденсатор-насытитель; 2, 8— манометр; 3 — технологический адсорбер; 4 — кювета (рабочая) ИК-спект-
рофотометра; 5 — испаритель; 6 — распределитель потока; 7 — ввод фреона с помощью иглы; 9 — КИВГЛ;
10 — выходной адсорбер КИВГЛа; И — теплообменник; 12 — пленочный расходомер; 13 — переливная трубка;
14 — труба термонасоса; 15 — котел; 16 — баллон с азотом; 17 — датчик расходомера; 18 — цеолитовый
адсорбер; 19 — адсорбер с пятиокисью фосфора; 20 — трехходовой вентиль — распределитель азота; 21 — фильтр;
22 — поглотители; 23 — выходной адсорбер; 24 — сосуд Дрекселя с серной кислотой; 25 — реометр.
Имеются специализированные отечественные приборы, в
которых излучение на двух частотах: рабочей — в области
максимума поглощения — и опорной — в области, где
отсутствует поглощение компонента, — обеспечивается с
помощью оптических узкополосных фильтров, и которые с
определенной периодичностью последовательно
пропускают излучение через проточную кювету с анализируемым
раствором. При отсутствии поглощающего компонента в
растворе интенсивность сигнала на обеих полосах
уравнивается, а при его наличии величина рассогласования
преобразуется в относительное пропускание или оптическую
плотность. Одним из таких приборов является автоматик
ческий абсорбционный фотометр ИФО-454,
предназначенный для работы в спектральной области 0,6—2,5 мкм при
давлении раствора не более 0,2 Н/м2. При модернизации
этого прибора для влагометрии фреона-12 требуется
увеличить длину кюветы до 125—150 мм, сделать ее более
прочной и заменить стеклянные окна флюоритовыми.
Оптические фильтры должны быть использованы на
волновые числа 3600—3750 и 4000—4150 см-1. При этом
погрешность измерения в области концентрации воды до
6- Ю-4 % масс, не превысит 10—15% с учетом
погрешности калибровочного метода, в качестве которого
целесообразно использовать СК-метод.
Растворимость воды во фреоне-12. Информация о
растворимости воды во фреоне-12 основана преимущественно
на данных проспектов фирм — изготовителей фреонов.
L/7/7/77 масс.
Рис. 2. Калибровочные зависимости СГ-, СК- и ИКС"
методов измерения влажности фреона-12:
а — калибровочный график КИВГЛ по СГ-методу; б —
калибровочный график ИКС-метода по СГ-методу; в, —
сопоставление показаний ИКС- и СК-методов; у —
показатели по КИВГЛ; х — показатели по СГ-методу;
штриховая и штрих-пунктирная линии — вспомогательные для
построения рис. 2, в.
37

Таблица 1
Литературный источник
[10] (восстановлено по кривой)
[П]
[12]
Разброс к наименьшей величине,
%
Растворимость воды во фреоне-12 Ст, ррт масс, при
температуре /, °С
-30
3,4
3,1
9
-20
7
7,3
7,3
4
— 10
14
13,8
1,5
0
25
25
24,5
2
10
45
43
4,5
20
80
75
73
9,5
30
130
118
10
40
220
205
185
19
Эти данные имеют существенный разброс, особенно при
высоких температурах ^табл. 1).
Экспериментальное исследование изобары (р =
= 8,83 бар) растворимости воды во фреоне-12 проводили
в диапазоне температур —30 -г- +20° С, представляющем
интерес для практических целей. Упрощенная схема
экспериментальной установки представлена на рис. 3.
Методика исследования состояла в том, что фреон,
заведомо насыщенный водой в конденсаторе-насытителе 2,
пропускали через теплообменник-фильтр 5, в котором
поддерживали температуру в диапазоне —30 -?¦ +20° С с
погрешностью не более ±0,1° С. Здесь раствор воды во
фреоне практически приходил в температурное
равновесие с поверхностью теплообмена и из него выпадала
равновесная фаза. При температуре ниже 12,1° С эта фаза
представляет собой твердый гидрат [13]. Твердая фаза,
а как впоследствии выяснилось — и жидкая,
задерживалась на фильтре, а насыщенный раствор воды во фреоне
поступал через испаритель 4 на прибор КИВГЛ 7 для
измерения концентрации воды.
Насыщение фреона водой в конденсаторе-насытителе
2 приближалось к равновесному при температуре 37° С
(р = 8,83 бар), поскольку над слоем фреона постоянно
удерживался слой воды толщиной 10—15 мм, через
который проходили капли фреона, сконденсированного
вместе с паром воды на поверхности змеевика. Циркуляция
фреона осуществлялась путем перелива фреона по трубке
11 в котел 12.
Теплообменник-фильтр 3 представлял собой трубку
диаметром 30 мм, заполненную стекловатой, обмотанную
змеевиком из красномедной трубки диаметром 6 X 1 мм.
В нижнюю часть крышки была завальцована стеклокера-
мическая пластина (фильтр Шотта № 4).
Для каждой точки регистрировали кинетическую
кривую и осуществляли подход как со стороны более высоких,
так и со стороны более низких температур и
концентраций (рис. 4). В первом случае равновесие устанавливалось
вследствие выпадения фазы, во втором — насыщения
раствора водой из фазы, диспергированной на поверхности
стекловатной насадки фильтра.
Как видно из рис. 4, время установления равновесия
(температурного, фазового и приборного) обычно
составляло 1,5—2 ч. Всего было снято 13 точек в диапазоне
температур —30 -5- +20° С, из которых одна исключена (№ 6)
из-за кратковременности опыта. Результаты приведены в
табл. 2 и на рис. 5. На рис. 5 для сравнения нанесены точки,
построенные по данным табл. 1.
гощге
Рис. 3. Схема экспериментальной установки для
исследования растворимости воды во фреоне-12.
У, 6 — манометр; 2 — конденсатор-насытитель; 3 —
теплообменник-фильтр; 4 — испаритель; 5 — уплотнение по
игле; 7—КИВГЛ; 8 — адсорбер; 9 — предварительный
термостат; 10 — измерительная бюретка; 11 —
переливная труба; 12 — котел; 13 — спай термопары.
38

Т аблица 2
Измеренные величины 1
§3
Ж о
1
2
3
4
5
7
8
9
10
11
12
13
¦ и
°чГ
В «
2 О,
—28,95
—19,8
—10,0
—9,9
0,0
20,0
20,9
9,85
0,0
9,8
9,8
20,05

Концентрация Ст
ppmt масс.
3,1
6,1
12,0 |
12,1
22,5
70,3
70,3
42,8
25,5
43,5
43,1
70,3

Экстраполированные значения
, О
сх -
5«
—30
—20
—10
0
1 ю
20

Концентрация Ст,
ррт масс.
3,0
6,1
12,0
24,0
43,2
70,1
Отклонение от
данных

абсолютное, ррт
масс.
-0,1
—1,2
-1,8
—0,5
+0,2
-2,5
L1 ^Л
• О)
я о
о х
о л
S2^
—3
—16
—13
—2
+0,5
-3,4
Полученные результаты оказались весьма близкими к
данным, приведенным в работе [12].
Теплоты растворения воды во фреоне-12. Уточненные
данные о растворимости, полученные в настоящей работе,
позволяют с некоторыми допущениями оценить теплоты
растворения воды во фреоне-12.
Из основных соотношений термодинамики известно [14 ]:
hi
дТ /P'Ni ~ Т2
ц. ^--tf + RT In at = $ + RT In ytx{,
A)
B)
где \xi9 hi — химический потенциал и мольная
парциальная энтальпия 1-го компонента раствора;
Hi» п1 — химический
и энтальпия 1-го
потенциал
компонента в стандартном состоянии;
Ni — число молей /-го компонента;
ас = ytXi — активность f-ro компонента;
Yt — коэффициент активности t-ro компонента;
%i — мольная доля 1-го компонента.
Для исследуемой системы в качестве стандартного
состояния принимаем чистую воду. Поскольку в идеальной
системе
И i
ji? + RT In xit
C)
выражение B) можно'записать как
w»n?+ RT inv.
D)
(идеальное смешение происходило бы без какого-либо
теплового эффекта).
Мольная парциальная теплота растворения воды во
фреоне может быть определена с помощью формул A) и D):
Таблица 3
Температура
t, °С
Концентрация
фреона Ст, ррт
масс.
4,4
15,6
26,7
37,8
530
380
280
210
Мольная
доля *ф-10*
79,1
56,7
41,8
31,4
Mit = ht — til
-/^д =
¦RT2
д In yt-
дТ
Р, N/
E)
Величина Д/ij представляет собой применительно к
условиям нашей задачи изменение теплосодержания
одного моля воды при растворении его из чистой жидкой
воды в бесконечном количестве насыщенного раствора воды
во фреоне-12 при постоянных давлении и концентрации.
Согласно закону Рауля
fi = fo a. = foy.x.t F)
где ft и /J — летучесть компонента в растворе и в
чистом виде (стандартное состояние).
Для сильно разбавленного раствора фреона-12 в воде
летучесть растворителя (воды) мало отличается от
летучести чистой воды. Величины растворимости фреона-12
в воде по данным работы [15] представлены в табл. 3.
Очевидно, что с точностью до долей процента
активность воды в насыщенном растворе фреона-12 в воде может
быть приравнена единице, откуда на основании
формулы F)
Jl
п
1
1
G)
С учетом этого допущения для насыщенного раствора
воды во фреоне-12, находящегося в равновесии с
раствором фреона-12 в воде (практически с чистой водой),
уравнение E) может быть записано в следующем виде:
ДЛВ = -ЯГ*
д1п1Г
хв
дТ
IP***
(8)
Однако для определения A/iB путем
дифференцирования изобары растворимости по температуре необходимо
сделать еще одно допущение о том, что растворы воды во
фреоне-12 подчиняются закону Генри. Действительно,
путем несложного геометрического построения можно
показать, что при независимости коэффициента
активности от концентрации (при постоянной температуре)
производная коэффициента активности по температуре при
Таблица 4

Температура t, °С
—30
—20
—10
0
10
20
30
40

Концентрация


лированные
значения), ррт
масс.
3,0
6,1
12,0
24,0
43,2
70,1
118*
185*
Мольная
Доля
хв . 1 0«
20,2
41,0
79,6
159,3
290,3
471,0
793,0
1240,0
Коэффициент
активности
В *в
4,96-104
2,44-Ю4
1,26.10*
6280
3450
2120
1260
807
lnvB
10,81
10,11
9,44
8,75
8,15
7,66
7,14
6,69
ч
О
• S
< S
8570
8730
9850
9220
8100
9200
8500
* По данным [1 2].
39

постоянной концентрации равна производной при
концентрации, зависимой от температуры (на изобаре
растворимости).
Допущение 7в(*)тр = const не вызывает сом нения для
разбавленных растворов, в частности воды в жидких
углеводородах, однако применительно к состоянию н а кривой
растворимости оно не представляется вполне обосн ованным,
поскольку вблизи насыщения могут проявляться
достаточно сложные межмолекулярные взаимодействия.
В табл. 4 и на рис. 6 с учетом изложенного
представлены парциальные мольные теплоты растворения воды во
фреоне-12, полученные путем графического
дифференцирования изобары растворимости. Как видно, парциальные
теплоты растворения воды отрицательны (процесс
растворения эндотермичен) и значительны по величине.
Действительно, процесс растворения заключается в
разрушении структуры жидкой воды и, как было показано, в об-
"тгРрттсй
10 %ч
Рис. 4. Кинетические кривые.
20
10
0
-20
-30
• -Опып
и-[10]
о-[11]
тыв то
г*?&-—с
ЧШ |
1
10 20 30 40 50 60 70 Ст,ррт масс.
Рис. 5. Изобара растворимости воды во фреоне-12 (р ¦
= 8,83 бар).
«, 10000
I
^ 3000
§ 8000
% то
о^Г °
'30 '20
-ю
т го зо t,°c
Рис. 6. Мольные "парциальные теплотьГрастворения воды
во фреоне-12.
разовании мономолекулярного распределения воды в
объеме фреона. При этом молекулы воды приобретают
энергию, распределяющуюся по поступательным,
вращательным и колебательным (внутримолекулярным) степеням
свободы. Минимум на кривой в области температур 10—
15° С проявляется на фоне погрешностей графического
дифференцирования опытной кривой, которые трудно
оценить. Однако совпадение этого минимума с температурой
плавления гидратов A2,1° С [13]) представляется
интересным.
Сделанное выше допущение о подчинении растворов
закону Генри мы пытались проверить экспериментально
с помощью метода третьего компонента, в качестве которого
использовали селективный (активный только к воде)
адсорбент — синтетический цеолит NaA. К сожалению,
использованные методики с оригинальными весами Мак Бена
по жидкой фазе и динамическим адсорбером не дали
удовлетворительного результата главным образом из-за
большой длительности установления равновесия, связанной с
замедленной диффузией воды в жидком фреоне-12.
Выводы
Растворы воды во фреоне-12 в диапазоне концентраций
до 90 ррт масс, (при t = 25 -*- 30° С) подчиняются
закону Бугера — Ламберта — Бера.
ИКС-метод с применением упрощенных приборов
(например типа ИФО-454) и СК-метод с использованием ку-
лонометрических гигрометров КИВГЛ могут быть
рекомендованы для измерения влажности фреона-12 в
заводских условиях. При этом ИКС-метод наиболее
целесообразен в условиях непрерывного производства, поскольку он
исключает потери фреона.
Погрешность градуировочной характеристики ИКС-
метода определения концентрации воды в жидком фреоне-12
составляет 5%.
Мольные парциальные теплоты растворения воды во
фреоне-12, вычисленные по изобаре растворимости при
допущении о подчинении растворов закону Генри, в
области температур —20 -f- +40° С составляют 8000—
10000 ккал/моль и обнаруживают минимум в области
10—15° С.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Т а у 1 о г Е. S.— «Refrig. Engng», 1956, Vol. 64, No. 7,
pp. 41—47.
2. Финли СМ., Шеффер Дж. Определение следов
влаги в охлаждающих жидкостях.— В кн.: Влажность.
Т. I. Л., Гидрометеоиздат, 1967, с. 468—473.
3. Pennington W. A.— «Analit. Chem», 1955, Vol.
21, No. 7, pp. 766—770.
4. Жукоборский С. Л. Модель теплового
расходомера для измерения расхода фреона-12.— В кн.:
Машиностроение для предприятий торговли и
общественного питания. Вып. 3. М., ЦНИИТЭПлегпищемаш,
1971, с. 23—30.
41

5. Жукоборский С. Л. Приспособление к
анализатору влагосодержания фреона. «Холодильная
техника», 1970, № 9, с. 40.
6. Долинский Е. Ф. Погрешности измерений и
обработка результатов измерений. М., Машиностроение,
1967.
7. Павлова B.C., Гусев Ю. Н., НосковВ. Н.,
Лебедев Ю. К., Басе Э. С. Способ определения
влагосодержания фреона-12 методом ИКС.—
«Холодильная техника», 1966, № 10, с. 25—27.
8. Карякин А. В., Майсурадзе Г. В.,
Мура д о в а Г. А. Состояние воды в неполярных и
малополярных растворителях.— «Журнал физической
химии», т. 44, 1971, вып. 8, с. 2079—2081.
9. А з а р о в В. А., Антонов А. А., Гатау-
л и н Г. А. и др. Автоматический абсорбционный фото-
621.572.001.5
Экспериментальное исследование
двухступенчатой компрессионной машины
на смесях фреона-12 и фреона-Ш
Канд. техн. наук А. П. КУЗНЕЦОВ, Ю. А. ВАСЮТИНСКИЙ,
МУХЕЙБАР НАДИМ АБЕД
Одесский технологический институт холодильной
промышленности
(Из диссертационной работы Мухейбара Надима Абеда)
Современные задачи снижения температурных границ
использования холодильных машин целесообразно
решать без их существенных конструктивных изменений.
Известны работы, направленные на расширение
температурных областей применения одно- и
двухступенчатых холодильных машин: создание компрессоров с
малыми мертвыми объемами, использование поджимающих
эжекторов и др.
Внедрение новых рабочих веществ и смесей
холодильных агентов даст возможность решить эту проблему.
В связи с увеличением расчетной разности давлений
на поршень компрессора до 17—21 кгс/см2 и степени
сжатия до 18—22 появилась возможность применения в
качестве рабочего вещества фреона-13В1 [1, 2], что
позволяет значительно увеличить холодопроизводительность,
снизить температуры конца сжатия, уменьшить
отношения давлений рк/р0 в сочетании с допустимыми
давлениями конденсации, увеличить эффективный холодильный
коэффициент [2, 3].
Как известно, в качестве рабочих веществ могут быть
применены также неазеотропные смеси двух
взаиморастворимых холодильных агентов, например фреонов-12
и 13, фреонов-12 и 23, фреонов-12 и 13В1 и др.
Неизотермичность процессов фазовых превращений
таких смесей при изобарических условиях целесообразно
с энергетической точки зрения использовать для
поточного охлаждения тел, когда холодопроизводительность
необходимо получать при переменной температуре.
Кроме того, изменяя состав данной смеси можно обеспечить
широкую унификацию машины в соответствии с
требуемыми холодопроизводительностями и температурными
режимами ее работы.
метр ИФО 453.— «Оптико-механическая
промышленность», 1971, № 8, с. 35—38.
10. Plank R., Kuprianoff I., S t e i n 1 е Н.
Handbuch der Kaltetechnik. Bd. 4. Berlin, Springer—
Verlag, 1956, S. 104.
11. Ha ntzschel H., Kittner M.—«Luft und
Kaltetechnik», 1969, Nr. 4, 5, S. 184—186.
12. С r e m e г J. G.— «Kaltetechnik», 1969, Nr. 4, S. 97—
101.
13. Мельцер Л. 3., Смирнов Л. Ф. Гидратные
свойства фреона-12.— «Холодильная техника», 1968,
№ 5, с. 21—25.
14 Пригожий И., Дефэй Р. Химическая
термодинамика. Новосибирск, «Наука», 1966.
15. Т h о m p s о n R. I.—«Refrig. Engng», 1955, Vol.
29, pp. 139—144.
Для проверки основных теоретических предпосылок и
определения эксплуатационных характеристик
низкотемпературных унифицированных двухступенчатых
холодильных машин авторами были проведены их
исследования на экспериментальном стенде.
В стенд входили следующие основные элементы:
компрессор ступени н. д. ФУС-12 (у\ = 0,62 м3/ч, п =
= 1440 об/мин), компрессор ступени в. д. ФВС-6 (Vj* =
= 0,198 м3/ч, п = 960 об/мин), конденсатор (F = 2,7 м2),
водяной холодильник (F = 0,18 м2), теплообменник (F =
= 0,17 м2). Воздухоохладитель АВН-25 был установлен
в холодильной камере емкостью 1,2 м3, тепловая нагрузка
для которой создавалась ТЭНами общей мощностью 3,5 кВт.
Регулятор напряжения РНО-250 позволял плавно
изменять мощность электрических нагревателей в широком
диапазоне.
Сравнительные испытания проводили на фреонах-12, 22
и смесях фреонов-12 и 13В1 с массовой концентрацией низ-
кокипящего компонента ? = 10, 20, 30, 40 и 100%.
Давления после регулирующего вентиля составляли 1,0; 0,9;
0,8; 0,7; 0,6; 0,5; 0,4 бар.
Температура конденсации поддерживалась около 298К.
Измеряли и регулировали все необходимые параметры в
соответствии с правилами проведения испытаний. Расход
холодильного агента определяли объемным
расходомером; температуры — медь-константановыми термопарами
с помощью потенциометра Р-306 по стандартной схеме.
Погрешность в диапазоне температур 190—400К была
0,2—1,1%. Давление измеряли образцовыми манометрами
и вакуумметрами класса 0,4; погрешность 0,38—1,08%.
Мощность, потребляемую электродвигателями
компрессоров и электрогрелками, определяли прибором К-50
класса 0,5; погрешность 1,5—3,2%.
При обработке полученных результатов измерений
устанавливали: холодопроизводительность испарителя Q0 —
по количеству подведенной к электрогрелкам энергии с
учетом теплопритоков через изоляционное ограждение;
объемную характеристику машины Qv — делением Q0
на сумму объемов, описываемых поршнями компрессоров
V\ и Vj*', эффективный холодильный коэффициент ее —
делением Q0 на эффективную мощность компрессора.
Основные экспериментальные данные представлены на
рис. 1 и 2.
Сравнение зависимостей, полученных для смесей
фреонов-12 и 13В1, с аналогичными зависимостями для
фреонов-12 и 22 наглядно показывает возможности широкой
унификации данной машины.
Массовая и объемная холодопроизводительности (см.
рис. 1) при увеличении концентрации фреона-13В1 в сме-
41

0,3
0,7
0,5-
ff}3
0У)КВтс/м\
SO
BO
to
20
h
0,5
0,3
V
7
6ffl
4
A/A J
fi
JVl
A
/\
itlr
7 HTN a
0О)кВт
2,0
V
f,0
Of
1 -d
^
7
fA
4
w *
Ш 1
и
Рис. 2. Зависимость отношения и разности давления'-Рк
и р0 от температуры кипения: 1—4 — смеси фреонов-12
и 13В1 соответственно с концентрациями J10, 20, 30, 40%;
5 —фреон-12; 6 — фреон-22; 7 — фреон-13В1.
Рис. 1. Зависимость давления после регулирующего
вентиля, холодопроизводительности, объемной
характеристики и эффективного холодильного коэффициента от
низшей температуры кипения:
1—4 — смеси фреонов-12 и 13В1 соответственно с
концентрациями 10, 20, 30, 40%; 5 — фреон-12; 6 — фреон-22;
7 —фреон-13В1.
си изменяются в широком интервале. При | = 40%
данная смесь близка к фреону-22, а при повышении | до 100%
указанные характеристики возрастают по сравнению с
фреоном-22 в 1,5—1,7 раза.
Эффективный холодильный коэффициент ее
закономерно возрастает с увеличением в смеси концентрации
фреона-13В1. Так, при Т0 = 228К и 6= 10% ге = 0,4,
при | = 40% ге = 0,52. А при тех же температурных
условиях величина ге для чистого фреона-12 составляла 0,23,
для фреона-22 — 0,49.
Полученные характеристики также показали, что
повышение концентрации легкокипящего компонента в
смеси фреонов приводит к соответствующему росту давления
в испарителе при фиксированной температуре кипения,
что существенно улучшает коэффициент подачи
компрессора. При ? = 10% давление кипения возрастает по
сравнению с фреоном-12 в 1,4 раза, при ? = 40% — в 1,9
раза, а при g = 100% значение р0 в 2 раза больше, чем для
фреона-22.
Разность и отношение давлений конденсации и кипения
для исследованных рабочих веществ (см. рис. 2)
допустимы для фреоновых компрессоров нового ряда. Для смеси
фреонов при | = 40% разность давлений не превышает
10 бар, а при | = 100% — 16 бар. Эксперимент показал,
что отношение этих давлений мало зависит от
концентрации смеси (при росте 6 от 0 до 40% в
рассматриваемом диапазоне температур кипения отношение рк/р0
снизилось на 10—15%).
Эксплуатация холодильной машины показала, что
серийные компрессоры не требуют конструктивных
изменений. Применявшееся низкотемпературное
синтетическое масло ХФ-22с-16 (ГОСТ 5546—66) обеспечивало
нормальные условия смазки компрессоров.
В результате исследований установлена
работоспособность низкотемпературной компрессионной холодильной
машины на неазеотропных смесях фреонов-12 и 13В1 при
изменении концентрации низкокипящего компонента от
0 до 100%, при этом машина имеет достаточно высокие
объемные и энергетические показатели.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. В. Быков. Новые рабочие вещества
низкотемпературных поршневых холодильных машин.
«Холодильная техника», 1969. № 3, с. 6—11.
2. А. В. Б ы к о в, В. И. С а п р о н о в.
Характеристики бессальникового компрессора при работе на фреоне-
13В1. «Холодильная техника», 1971, № 11, с. 9—13.
3. Исследование характеристик низкотемпературного
бессальникового компрессора при работе на фреоне-13В1.
М., Отчет ВНИИхолодмаша, 1971.

ОБМЕН ОПЫТОМ
621.86
Механизация укладки мяса в штабель
на Сочинском холодильнике
На Сочинском холодильнике Росмясорыбтор-
га внедрена частичная механизация укладки
мяса в штабель с помощью специально
приспособленных для этой цели грузовых тележек
марки ТГ-800 и электропогрузчиков марки ЭП-103
(см. рисунок).
Электропогрузчик ЭП-103 с цепным захватом и
переоборудованная грузовая тележка ТГ-800.
Переоборудование грузовых тележек и
электропогрузчиков производят следующим
образом.
У грузовой тележки с помощью электросварки
переносят — сдвигают внутрь на 100—150 мм —
имеющиеся ручки. По краям, на освободившееся
от ручек место, и в середине, параллельно
поперечной оси тележки, приваривают корытом
вверх четыре отрезка швеллера № 6 длиной
850 мм каждый (т. е. по всей ширине тележки).
Все тележки приводят к единой массе.
У электропогрузчика ЭП-103 вилочное
устройство переделывают на цепной захват. К
стальной плите толщиной 20 мм на расстоянии 980 мм
друг от друга приваривают две балки из
рельса Р-18 длиной по 1850 мм. Для придания
балкам большой прочности и жесткости в месте
сварки их со стальным листом с четырех сторон
приваривают косынки. К одной из балок
крепят (также электросваркой) четыре якорные
цепи, каждая длиной 1700 мм. На другой балке
монтируют ручной затвор, который состоит из
рукоятки, соединенного с ней продольного вала
из прутковой стали, расположенного вдоль
балки по всей ее длине, и приваренных к валу
четырех пальцев, закрепляющих свободные
концы цепей.
Для безопасности работы к плите
приваривают (увеличивая ее площадь) предохранительный
щиток из листовой стали толщиной 5— 6 мм.
Цепной захват навешивают на каретку
электропогрузчика и крепят к ней двумя болтами М21.
Грузоподъемность электропогрузчика ЭП-103,
оборудованного цепным захватом, 500 кг.
Полутуши мяса на тележках ТГ-800
доставляют от железнодорожных вагонов до места
разгрузки или штабелирования.
Здесь водитель электропогрузчика с помощью
специального крючка протягивает через
швеллеры тележки цепи (можно ограничиться
двумя—тремя цепями — см. рисунок) и
закрепляет их ручным затвором. Подъезжая к штабелю,
он поднимает пакет с мясом на нужную
высоту, затем опускает его на штабель и отжимает
ручной затвор. При этом продольный вал
отходит назад, вместе с валом выходят из
зацепления пальцы — цепи освобождаются и пакет с
мясом укладывается в штабель.
Таким образом, штабелирование
производится одним человеком — водителем
электропогрузчика. На разгрузку пакета, так же как и на
закрепление цепей, уходит всего 2—3 мин.
Затраты, связанные с переделками грузовых
тележек и электропогрузчиков, незначительны.
На Сочинском холодильнике в течение 1972 г.
работало два электропогрузчика с цепным
захватом. Неисправностей, поломок или
аварийных ситуаций не наблюдалось — цепные
захваты работали надежно.
А. В. МАКСИМОВ — главный механик
Сочинского холодильника
43

621.565:001.6
Рационализаторская работа и внедрение новой техники
на Уфимском холодильнике
Уфимский холодильник Башкирского
хладокомбината Росмясорыбторга пущен в
эксплуатацию в 1964 г.
За истекший период рационализаторы
холодильника внесли ряд предложений,
направленных на улучшение эксплуатации машин и
механизмов, усовершенствование аммиачной
схемы, улучшение условий труда.
К моменту пуска холодильника в
эксплуатацию в камерах хранения не была достигнута
проектная температура из-за недостаточной
поверхности охлаждающих батарей. В шести
камерах хранения пришлось смонтировать
дополнительные пристенные батареи с верхней
подачей аммиака, общей поверхностью 1200 м2, в
результате чего температура в этих камерах
достигла проектной.
В двух камерах хранения с температурой 0° С
установлены дополнительные приборы
охлаждения, что позволило увеличить емкость
низкотемпературных камер на 792 т.
По проекту, разработанному работниками
хладокомбината, в 1970 г. был построен склад
емкостью 400 т для хранения соленых рыботоваров
при температуре 0° С. Это дало возможность
полностью исключить хранение соленых
рыботоваров на холодильнике и тем самым улучшить
санитарные условия, а также увеличить срок
службы изоляции.
В 1972 г. закончены работы по
переоборудованию компрессорного цеха. Замена трех
агрегатов АДС-150 на агрегаты АДС-РАБ-200, а
одноступенчатых компрессоров АВ-75 на
компрессоры НФ-611 производства ЧССР
способствовала увеличению мощности компрессорного цеха
и обеспечила поддержание заданной
температуры в любое время года. Общий экономический
эффект от внедрения этого мероприятия
составил 22,0 тыс. руб.
По предложению рационализаторов было
реконструировано водозаборное устройство.
Первоначально вода на охлаждение оросительных
конденсаторов подавалась насосами из озера
с глубины 2 м. В результате измерения
температуры воды выяснилось, что на большей
глубине она значительно ниже (8—10° С в самое
жаркое время года). Водозаборный трубопровод
и приемный клапан были опущены на 5 м. В
результате подачи более холодной воды на
конденсатор заметно снизилось давление конденсации.
Экономический эффект от внедрения
предложения составил 5,0 тыс. руб. Удлинение
перекрытия над автомобильной платформой улучшило
условия труда при погрузочно-разгрузочных
работах.
Принят ряд предложений, улучшающих
условия работы на деревообрабатывающих станках.
На холодильнике ежегодно проводится ремонт
изоляции ограждающих конструкций и
трубопроводов. В 1972—1973 гг. изоляция
трубопроводов компрессорного цеха была покрыта
алюминиевой оболочкой. Состояние изоляции
кровли и ограждений холодильника
удовлетворительное.
Активные рационализаторы Уфимского
холодильника — машинист компрессорного цеха
А. Е. Гурин, начальник компрессорного цеха
А. Н. Бурков, бригадир электриков А. Н. Жбан-
ков, слесарь А. Г. Разбежкин, столяр Г. И. Ма-
зитов и другие.
Л. В. КОРОБОВ — главный инженер Башкирского
хладокомбината Росмясорыбторга
¦

ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Начиная с этого номера, в журнале «Холодильная техника» будут регулярно
освещаться вопросы техники безопасности на аммиачных и фреоновых холодильных
установках. Просьба к специалистам, располагающим соответствующими материалами, —
направлять их для публикации в журнале, а к читателям — сообщать, какие именно
вопросы в этой области представляют интерес.
621.565
Преимущества применения фреоновых установок
на производственных и распределительных холодильниках
В настоящее время производственные и
распределительные холодильники проектируются
почти исключительно с аммиачными холодильными
установками, а малые установки торгового типа
работают на фреонах-12 и 22.
Аммиак — классический холодильный агент,
обладающий рядом термодинамических и
технических преимуществ, вместе с тем токсичен
и взрывоопасен.
Фреон-12 был специально синтезирован как
безопасный холодильный агент. Сначала при его
применении столкнулись с рядом трудностей:
механики, привыкшие к работе с аммиаком,
не могли определить утечек фреона, избавиться
от замерзания влаги в регулирующих вентилях
и капиллярных трубках; машиностроители не
обеспечивали необходимой чистоты и осушки
машин и аппаратов; проектировщики не
предусматривали мер по обеспечению возврата масла
в компрессор.
Однако через некоторое время эти трудности
были преодолены, и малые аммиачные машины
перестали применять на предприятиях торговли
и общественного питания.
Напомним, что менее двадцати лет назад все
стационарные камеры продовольственных
магазинов, столовых и ресторанов были оснащены
аммиачными установками с рассольной системой
охлаждения, преимущественно номинальной хо-
лодопроизводительностью 10000 ккал/ч. Замена
их фреоновыми установками резко улучшила
состояние техники безопасности и вместе с тем
дала значительный экономический эффект.
Опасные аварии, происходившие на установках
предприятий торговли и общественного питания,
после перехода на фреон практически
прекратились.
В последние годы наблюдается тенденция к
сокращению производства аммиачных установок и
замене их фреоновыми, однако этот процесс
развивается медленно. Проектирование
промышленных фреоновых установок тормозится из-за
отсутствия опыта их эксплуатации, а накопление
опыта невозможно без разработки и
осуществления соответствующих проектов.
В ряде зарубежных стран происходит
непрерывное сокращение доли аммиачных
компрессоров в общем выпуске холодильных машин.
Так, в США за последние годы производство
аммиачных компрессоров оставалось стабильным,
около 2000 шт. в год, а выпуск фреоновых машин
увеличился на несколько миллионов штук
(производство аммиачных компрессоров находится
в пределах 0,01—0,015% от общего выпуска).
Публикуются сообщения о производственных
и распределительных холодильниках, где
успешно работают фреоновые установки.
На судовых установках действующего флота
рыбной промышленности Советского Союза
применяются машины, работающие на фреоне-22,
общей холодопроизводительностью свыше
1 млн. раб. ккал/ч (см. «Холодильная техника,
1973 г., № 7).
Стоимость фреона значительно выше, чем
аммиака, и это удорожает фреоновую установку.
Однако опасности, связанные с применением
аммиака, заставляют значительно повышать
стоимость машинных и аппаратных залов.
Аммиак в самых незначительных
концентрациях раздражает слизистую оболочку горла
@,3 мг/л) и глаз @,5 мг/л). Максимально
допустимая концентрация аммиака в воздухе 0,2—
0,35 мг/л при кратковременном пребывании
человека, в то время как для фреона-12 в анало-
45

гичных условиях — до 0,5 г/л, а для фреона-22—
до 0,35 г/л, т.е. в 1000 раз больше.
Аммиак взрывоопасен в сравнительно узком
пределе концентраций — от 16 до 28,8%
(объемных). Фреоны-12 и 22 не горят и не поддерживают
горения, их присутствие снижает пожарную
опасность.
В связи с изложенным значительно
различаются требования к проектам аммиачных и
фреоновых промышленных установок равной
производительности (группы А).
Машинное отделение аммиачной установки
должно быть расположено на первом этаже
(§ 116)*. Над машинным и аппаратным
отделениями и холодильными камерами,
оборудованными приборами непосредственного охлаждения,
а также под ними или в непосредственном
соседстве с ними не должны быть расположены
жилые комнаты, бытовые помещения
производственных цехов, конторы, зрительные и
столовые залы, больницы, школы, детские
учреждения, аудитории, магазины и помещения со
скоплением людей (§ 40).
Иначе обстоит дело с установками,
работающими на фреонах-12 и 22.
Отечественный и зарубежный опыт
эксплуатации фреоновых установок показал, что их
аварии происходят, как правило, не вследствие
утечек фреона, а в случаях грубых нарушений
правил техники безопасности в результате
поражения электрическим током, разрушения
сосудов, работающих под давлением, а также
нарушения правил монтажных, такелажных и
сварочных работ (аналогично тому, что бывает на
воздушных компрессионных установках).
В связи с этим Правила (§ 60А) не
регламентируют места нахождения фреоновых установок,
независимо от их размеров. Они могут быть
размещены на любом этаже или в подвале.
Количество фреона в установках, расположенных в
машинных отделениях, не ограничено.
Правила техники безопасности на аммиачных
установках не допускают расположения над
машинным и аппаратным отделениями и
холодильными камерами, оборудованными приборами
непосредственного охлаждения, а также под ними
или в прямом соседстве с ними помещений иных,
чем льдозаводы, фабрики или цехи мороженого,
мясоперерабатывающие цехи и другие
предприятия, основным технологическим процессом
которых является обработка продуктов и сырья
искусственным холодом. В этом случае стена,
отделяющая машинное отделение или аппаратную
от указанных помещений, должна иметь проч-
* В скобках указаны параграфы действующих Правил
техники безопасности на аммиачных и фреоновых
холодильных установках.
ность, равную прочности наружной стены (§ 40).
Такие требования не предъявляются к
фреоновым установкам. Фреоновые машины можно
располагать даже непосредственно в
технологических цехах при условии, что там находится
только персонал, прошедший инструктаж по
технике безопасности на фреоновых холодильных
установках, и что в установке на 1 м3 объема
этого помещения содержится не более 0,5 кг
фреона-12 или 0,35 кг фреона-22 (§ 60А).
Различны требования и к машинным
отделениям.
На аммиачных установках машинное
отделение должно иметь два выхода, из них один —
непосредственно наружу (§ 41). Двери не
должны выходить непосредственно в
производственные помещения или в прилегающие к ним
коридоры и лестничные клетки (§ 42).
Машинное отделение должно быть
оборудовано, помимо приточно-вытяжной механической
вентиляции, также и аварийной, рассчитанной
на семикратный объем воздуха в час. При
совместной работе обеих систем должен
обеспечиваться десятикратный объем (§ 138).
Аварийная вентиляция должна иметь пусковые
приспособления как внутри помещений (у выхода),
так и вне их (на наружной стене здания).
Требования к машинному отделению
фреоновых установок той же величины значительно
проще. Двери могут выходить не только
наружу здания, но и в коридор (вестибюль),
отделенный дверьми от других помещений (§ 62А).
В машинном отделении достаточно иметь лишь
приточную и вытяжную вентиляции с
кратностью обмена не менее 3 (§ 90А).
Требования к приборам защитной автоматики
на аммиачных установках несравненно выше.
Обязательный комплект этих приборов (§ 100)
в несколько раз больше, чем на фреоновых
установках (§ 54А—59А). В связи с особой
опасностью аммиака автоматические приборы,
отключающие компрессор при опасном
повышении уровня жидкости, должны дублироваться
(§ 108). Запрещается одновременное
использование одного и того же прибора для
регулирования и защиты (§ ПО).
Машинные и аппаратные отделения
аммиачных холодильных установок относятся к
взрывоопасным помещениям класса В-16 (§ 32). В них
должно применяться электрооборудование в
закрытом исполнении и приборы автоматики
класса В-16 (§ 34). Электрораспределительные
устройства и трансформаторные подстанции не
могут размещаться непосредственно в этих
помещениях. Электродвигатели вентиляторов
аварийной вентиляции, аппаратура для
управления ими, система местного освещения при ремон-
46

те должны быть во взрывозащищенном
исполнении.
Все эти требования не распространяются на
фреоновые установки, помещения которых
относятся к нормальным (нёвзрывоопасным, § 31).
Изложенное показывает, что наряду с
факторами, повышающими стоимость фреоновых
холодильных установок большой
производительности по сравнению с аммиачными, имеются
ВНИХИ опубликовано второе издание «Правил
техники безопасности на фреоновых холодильных
установках». Первое издание Правил вышло в свет в 1967 г.
После этого были утверждены новые «Правила
технической эксплуатации электроустановок потребителей и
правила техники безопасности при эксплуатации
электроустановок потребителей» A969 г.), а также «Правила
устройства и безопасной эксплуатации сосудов,
работающих под давлением» A970 г.).
В связи с этим в текст Правил внесены
соответствующие уточнения редакционного характера.
Правила состоят из следующих основных разделов.
Область применения. Организационные мероприятия по
технике безопасности. Классификация холодильных
После непродолжительной тяжелой болезни на 68 году
жизни скончался один из старейших работников
холодильной промышленности Зиновий Ефимович Фишкин.
На протяжении 42 лет Зиновий Ефимович работал в
холодильной промышленности. В течение 20 лет он
возглавлял планово-экономический отдел Главхладопрома.
Несколько лет работал старшим инженером отдела
экономических исследований ВНИХИ, а затем заместителем
директора Московского хладокомбината № 7. В
последние годы Зиновий Ефимович преподавал в учебном
комбинате Росмясорыбторга.
Являясь крупным специалистом в области экономики
и факторы, существенно снижающие их
стоимость. Преимущества фреоновых установок
(лучшие условия работы и меньшая опасность для
обслуживающего персонала) столь велики, что
необходимо всемерно ускорять их внедрение на
промышленных объектах, в первую очередь,
на распределительных и производственных
холодильниках.
Доктор техн. наук В. Б. ЯКОБСОН — ВНИХИ
621.565
установок. Общие требования к машинам, аппаратам и
баллонам. Материалы, холодильные агенты.
Электрооборудование. Категории помещений фреоновых установок
по степени пожаро- и взрывоопасное™.
Предохранительные клапаны на аппаратах. Арматура и контрольно-
измерительные приборы. Испытание машин и аппаратов
давлением. Требования к составлению проектов. Монтаж.
Эксплуатация. Терминология.
К Правилам даны приложения, в том числе перечень
руководящих правил и норм, постановлений и
инструкций по охране труда и технике безопасности, свойства
фреона-12 и фреона-22, первая доврачебная помощь,
извлечения из «Правил устройства и безопасной эксплуатации
сосудов, работающих под давлением».
холодильной промышленности, 3. Е. Фишкин много
сделал для совершенствования планово-экономической работы
в отрасли. Он пользовался заслуженным авторитетом и
уважением среди холодильщиков.
3. Е. Фишкин неоднократно выступал на страницах
журнала «Холодильная техника» с экономическими
статьями, особенно часто в разделе «В помощь изучающим
экономику». За свою плодотворную работу 3. Е. Фишкин
награжден орденами Трудового Красного Знамени, «Знак
Почета» и медалями.
Светлая память о Зиновии Ефимовиче Фишкине
навсегда сохранится в наших сердцах.
Правила техники безопасности
на фреоновых холодильных установках
(Издание 2-е. М., ВНИХИ, 1973)
Зиновий Ефимович Фишкин
47

КОНСУЛЬТАЦИЯ
621.565-71
Стандартные секции охлаждающих оребренных батарей
Центральным проектно-конструкторским
бюро Главлегпродмонтажа Минмонтажспецстроя
СССР совместно с ВНИИхолодмашем при
участии ВНИХИ разработан ГОСТ на секции
стальные оребренные охлаждающих батарей
холодильных установок (ГОСТ 17645—72).
Необходимость выпуска такого документа
вызвана тем, что в проектах производственных и
распределительных холодильников и
холодильных установок ведущие проектные организации
ряда министерств применяли около 700
разнообразных конструкций и типоразмеров
охлаждающих батарей, что не позволяло организовать
их серийное заводское производство. До
настоящего времени охлаждающие батареи
изготовляли на строительных площадках средствами
малой механизации (удельный вес ручного труда
весьма велик) или в мастерских монтажных
управлений. Отсутствие у монтажных
организаций оборудования по оцинкованию
охлаждающих батарей приводило к снижению их
коррозионной стойкости и сокращению срока службы.
ГОСТом установлено три типа охлаждающих
батарей:
коллекторные однорядные пристенные и
потолочные;
змеевиковые однорядные пристенные и
потолочные (рассольные и аммиачные с совмещенным
сливом и отсосом аммиака);
коллекторные однорядные потолочные
аммиачные с разреженным шагом труб.
Кроме того, предусмотрено шесть типов
секций:
стальные оребренные одноколлекторные;
змеевиковые головные;
змеевиковые хвостовые;
средние;
двухколлекторные;
змеевиковые.
Исключается деление секций на аммиачные
и рассольные, с верхним и нижним подводом
аммиака. Предусматривается также
изготовление двухколлекторных и змеевиковых секций
(батарей) в сборе.
Число труб в секциях и батареях принято
кратное четырем и шести. Длина секций 2000
2750; 3000; 4250 и 6000 мм.
Техническая характеристика секций
приведена в таблице.
ГОСТом предусматривается конструировать
унифицированные секции из горячекатаной
трубы диаметром 38x2,5 мм (ГОСТ 8733—66), ореб-
ренной холоднокатаной стальной лентой 45 X
Х0,8 мм (ГОСТ 503—71). Замена
горячекатаных труб диаметром 57x3,5 мм на трубы
диаметром 38x2,5 мм с шагом ребер 20 и 30 мм,
вместо ранее применявшегося шага 35,7 мм, даст
ежегодную экономию бесшовных труб в
количестве около 1000 т.
Допускается изменение толщины стенки труб
для сред со слабой коррозионной активностью
до 2,25 мм, для сред со средней коррозионной
активностью — до 3 мм.
Крепление оребренных труб секций
предусматривается с шагом 1500 мм без перерыва оребре-
ния. Разрешено изготовление секций с шагом
крепления 1200 мм.
Стандартом регламентируются предельные
отклонения шага ребер, отклонение от
перпендикулярности плоскости ребра к трубе, а также
предусматривается оцинкование секций горячим
способом по ГОСТ 9791—68.
Секции необходимо испытывать на прочность
и плотность давлением воздуха 16 кгс/см2
A,6 мН/м2) в течение 5 мин. Поставка секций
предусмотрена в обрешеченной деревянной
упаковке по ГОСТ 12082—66. Гарантийный срок
эксплуатации — 12 месяцев со дня ввода
секции в эксплуатацию.
Батареи из унифицированных секций
экспонировались на межотраслевой выставке «Хо-
лод-72» и были удостоены Диплома первой
степени. Условный годовой экономический эффект
от внедрения стандарта определен в 1,07 млн. руб.
Постановлением Госстандарта СССР
указанный ГОСТ действует с 1 июля 1973 г. Однако
Гипрохолод, Ленгипрорыбпром и другие
институты уже в 1972 г. проектировали охлаждающие
батареи из унифицированных секций.
48

Тип секции
Одноколлектор ные
Змеевиковые
головные
Змеевиковые
хвостовые
Средние
Змеевиковые
Двухколлекторные
Условное
обозначение
1
ск
сзг
сзх
ее
сз
С2К
Размеры, мм
cd
К
К
Ч
2750
2750
2750
3000
4250
6000
2000
4250
2000
4250
н
о
о
3
«
640
960
1280
640
960
640
960
640
960
1280
640
960
640
960
в
160,
320
160
160
160,
320
160
160
Число труб
4
6
4
4
6
4
6
4
6
4
4
6
4
6
Поверхность
охлаждения,
ма, при шаге
ребер, мм
20
16,85
25,1
16,85
16,85
25,1
16,85
25,1
18,4
39,0
36,9
9,15
39,1
9,15
39,1
30
11.7
17,5
11,7
11,7
17,5
11,7
17,5
12,75
27,0
25,3
6,4
27,1
6,4
27,1
Коэффициенты теплопередачи,
ккал/(ч-м*. °С), при шаге ребер, мм
20
-20 °С
3,4—3,6
2,5—2,7
2,5—2,7
2,5—2,7
2,5—2,7
3,2—3,4
0 °С
4,2—4,4
3,2—3,3
3,2—3,3
3,2—3,3
3,2—3,3
3,9—4,1
30
— 20 °С
3,7—4,0
2,8—3,0
2,8—3,0
2,8—3,0
2,8—3,0
3,5—3,8
0 °С
4,8—5,1
3,6—3,8
3,6—3,8
3,6—3,8
3,6—3,8
4,5—4,8
Масса, кг, при*
шаге ребер,
мм
20
94,4
136,2
102,7
90,4
136,3
91,0
136,4
98,2
209,0
212,0
68,0
212,0
74,8
219,0
30
74,2
110,6
82,6
70,7
105,5
70,8
105,6
76,1
162,0'
167,0
52,6
162,0
60,0
173,0
Примечания. 1. Пример условного обозначения секции типа С2К с шагом 160 мм и поверхностью охлаждения 27,1 м*:
секция стальная оребренная С2К—1 60 —27,1; ГОСТ 17645 — 72.
2. Коэффициенты теплопередачи определены по методике ВНИХИ при перепаде температур между воздухом и аммиаком (или
рассолом) 1 0°С.
погрузчиков, оборудованных стрелой, а
потолочных батарей — также с помощью погрузчиков
либо специальных подъемников.
Внедрение ГОСТа позволит организовать
серийное производство охлаждающих батарей и
секций на индустриальной основе, уменьшить
объем проектно-конструкторской документации,.
снизить себестоимость батарей, сократить сроки
строительства холодильника.
Д. М. ГАЛЬПЕРИН — ЦПКБ Главлегпродмонтажа
т
процессе работы воздухом, путем включения источника
тепла в период прекращения циркуляции хладагента,,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности, после разрыхления снеговой шубы источник тепла
отключают, и оттайку завершают потоком воздуха при
отсутствии подачи хладагента.
A1) 389368 B1) 1606113/24-6 B2) 29.12.70 E1) F 25 d
21/06 E3) 621.574 G1) Государственный проектный
институт «Молдгипропищепром» G2) Е. А. ПОХИЛЕНКО
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
рабочий компрессор для сжатия паров хладагента,
конденсатор, испаритель для производства холода и линию
подачи горячих паров хладагента в испарители,
соединяющую последние с нагнетательной стороной
компрессора, отличающееся тем, что, с целью использования
энергии сжатого пара в процессе оттайки для производства
холода, на линии горячих паров последовательно
установлены струйный компрессор, приемная камера которого
подключена ко всасывающей стороне рабочего
компрессора, и теплообменник для перегрева паров в период
оттайки.
Заводское изготовление секций намечается
с 1974 г. на Малоярославецком заводе
Главлегпродмонтажа и Хадыженском заводе. В г.
Балашове Саратовской области начато
строительство завода монтажных заготовок и
охлаждающих устройств Главлегпродмонтажа.
Для механизации сборки батарей из
унифицированных секций на площадках укрупнитель-
ной сборки оборудования сконструирован
специальный кантователь-вращатель. Монтаж
пристенных батарей предусматривается с помощью
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 390338 B1) 1678213/28-13 B2) 12. 07. 71 E1) F 25 d
3/10 E3) 621.565.923 G2) Л. И. АКСИНЬИН, О. В.
ЛУКИН, А. П. ШАБАРОВ
E4) ТЕРМОКАМЕРА, содержащая охлаждающее
устройство и обогреватель с терморегулятором,
отличающаяся тем, что, с целью получения в рабочем объеме
камеры температуры порядка минус 100° С и возможности
регулирования температуры, охлаждающее устройство
выполнено в виде резервуара, заполняемого жидким
азотом и установленного так, что дно его составляет часть
поверхности рабочего объема камеры, при этом внутри
камеры расположена с возможностью перемещения
заслонка из теплоизоляционного материала, служащая для
перекрытия дна резервуара.
A1) 389369 B1) 1674335/24-6 B2) 30.06.71 E1) F 25 d
21/06 E3) 621.565.3 G2) Ю. П. ДИКИЙ, Е. Д. КОНО-
ВАЛЕНКО и Ю. А. ГУЛЯЕВ
E4) СПОСОБ УДАЛЕНИЯ СНЕГОВОЙ ШУБЫ
с поверхности охлаждающих приборов, обдуваемых в
49

A1) 389367 B1) 1461481/24-6 B2) 14.07.70 E1) F 25 b
49/00; G 05 d 16/02 E3) 621.574-531.8 G1) Одесское
специализированное монтажно-наладочное управление
«Хладмонтажавтоматика» G2) И. Г. ЧУМАК и
Ю. С. КЕНДРА
E4) 1. СПОСОБ СТАБИЛИЗАЦИИ СОСТОЯНИЯ
РАБОЧЕГО ТЕЛА на стороне низкого давления
компрессионной холодильной машины с помощью изменения
параметров регулирования, отличающийся тем, что, с целью
повышения холодопроизводительности и предупреждения
влажного хода компрессора в переходных процессах, в
качестве параметра регулирования выбирают скорость
изменения давления в контуре испарения, например в
отделителе жидкости, и величину данного параметра
стабилизируют в пределах (+0,2)ч-(—0,2) кгс/см2-сек путем
ступенчатого изменения суммарного объема парового
пространства контура испарения.
2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что при скорости
изменения давления, равной нулю (+0,2 кгс/см2-сек),
объем парового пространства контура испарения
увеличивают примерно на 50 A00)% путем перепуска пара
рабочего тела в компрессор через одну (две) буферные
емкости, подключенные последовательно к отделителю
жидкости, а при скорости изменения давления
—0,2 кгс/см2-сек объем парового пространства
уменьшают, перепуская пар в компрессор, минуя буферные
емкости.
3. Способ по п. 1 , отличающийся тем, что при
скорости изменения давления более +0,2 (менее—0,2) кгс/см2Х
Хсек увеличивают (уменьшают) расход пара, например,
путем увеличения (уменьшения) числа оборотов
компрессора или включением (отключением) дополнительных
компрессоров с получением суммарной
производительности, превышающей (уменьшающей) первоначальную
производительность на 25% при скорости изменения
давления, равной +0,5 (—0,5) кгс/см2-сек.
A1) 389366 B1) 1673571/24-6 B2) 30.06.71 E1) F 25 b
45/00; F 25 b 39/02 E3) 621.57.048-543.3 G2) В. С. УЖАН-
ский
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ПИТАНИЯ ИСПАРИТЕЛЯ
ЖИДКИМ ХЛАДАГЕНТОМ, содержащее термометры
сопротивлений, установленные на входе жидкого и
выходе газообразного хладагента из испарителя и
подающие импульс на реле разности температур, управляющее
соленоидным вентилем, расположенным на линии подачи
жидкого хладагента в испаритель, отличающееся тем, что,
с целью повышения устойчивости и надежности при
использовании, например, змеевикового испарителя, в
линию связи реле разности температур с соленоидным
вентилем включен прерыватель электрического тока для
периодической подачи хладагента малыми порциями в
течение всего периода заполнения испарителя]
A1) 389364 B1) 1676302/24-6 B2) 05.07.71 E1) В 25 b
19/04; F 25 d 7/00 E3) 621.565.58 G2) В. Д. ЕЛЬЧАНИ-
НОВ, Н. Я. ОБУХОВ и В. А. ШМАКОВ
E4) ТЕПЛОВАЯ ТРУБКА, содержащая герметичный
корпус с капиллярно-пористым наполнителем на его
внутренней поверхности, разделенный поперечными
перегородками на заполненные рабочим телом отсеки с зонами
конденсации и испарения, отличающаяся тем, что, с
целью обеспечения передачи тепла на большие расстояния
при малых температурных перепадах и использовании
одного рабочего тела, поперечные перегородки выполнены
в виде термоэлектрических батарей, коммутационные
пластины холодных спаев которых обращены в сторону
зон конденсации, а горячих — в сторону зон испарения.
(И) 389362 B1) 1376354/24-6 B2) 27.10.69 E1) F 25Ь 7/00
E3N21.574.9 G1) Специальное конструкторское бюро
холодильного машиностроения G2) А. М. ЦИКЕРМАН и
Ф. И. ДАВЫДОВ
E4) КАСКАДНАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА
преимущественно для испытательной камеры, содержащая
компрессоры в каждом каскаде, конденсатор сжатых паров
хладагента в верхнем каскаде, межкаскадный испаритель-
конденсатор и теплообменник-регенератор в нижнем
каскаде, отличающаяся тем, что, с целью повышения
эксплуатационной надежности и сокращения времени
выхода с теплового на холодильный режим, установка
снабжена вспомогательным испарителем-конденсатором,
испарительная полость которого "включена в линию подачи
жидкого хладагента из конденсатора в межкаскадный
испаритель-конденсатор, а конденсационная полость —
в линию подачи жидкого хладагента из теплообменника-
регенератора в камеру.
A1) 389361 B1) 1383612/24-6 B2) 10.12.69 E1) F 25 b
1/02 E3) 625.574 G2) А. Л. ЧЕРНЯК, Л. А. ВЕГЕР
и Л. М. ПЯСИК
E4) ХОЛОДИЛЬНЫЙ АГРЕГАТ, содержащий
компрессор, укрепленный с помощью амортизаторов на раме,
общей с конденсатором сжатых паров хладагента, и
вентилятор для прокачивания воздуха через конденсатор,
отличающийся тем, что, с целью повышения
эксплуатационной надежности, вентилятор установлен на
кронштейне, прикрепленном к корпусу компрессора.
A1) 388179 B1) 1705625/24-6 B2) 15.10.71 E1) F 25 b
13/00 E3) 621.565 G2) В. В. САЖИЕНКО
E4) 1. ХОЛОДИЛЬНАЯ КАМЕРА с патрубком для
подачи в ее полость охлажденного газа, отличающаяся
тем, что, с целью повышения экономичности и
термодинамической эффективности, патрубок подключен к
активному соплу эжектора, размещенного в камере, а
пассивное сопло и его диффузор сообщены с полостью
холодильной камеры для обеспечения циркуляции рабочей среды.
2. Камера по п. 1., отличающаяся тем, что перед
пассивным соплом эжектора установлен регулирующий
вентель.
A1) 386219 B1) 1663577/24-6 B2) 03.06.71 E1) F 25 b
19/04; F 25 d 7/00 E3) 621.565.58 G2) Г. С. АНТОНОВА
E4) 1. ТЕПЛОВАЯ ТРУБКА, содержащая корпус с
капиллярно-пористым материалом на внутренней
поверхности и устройством для термостатического
регулирования, отличающаяся тем, что, с целью повышения точности
регулирования, корпус в средней части имеет поперечный
разъем, а устройство для термостатического
регулирования выполнено в виде размещенного снаружи корпуса в
зоне его разъема сильфона, жестко соединенного с обеими
частями корпуса.
2. Трубка по п. 1, отличающаяся тем, что внутренняя
полость сильфона заполнена материалом,
расширяющимся при отвердевании, например парафином.
3. Трубка по п. 1, отличающаяся тем, что капиллярно-
пористый материал выполнен в виде фитиля, имеющего
провисающий участок в зоне разъема.
4. Трубка по пп. 1 и 3, отличающаяся тем, что
полость сильфона подключена при помощи напорной
линии к источнику давления, а на напорной линии
размещен клапан, управляемый по импульсу термодатчика,
установленного в зоне нагрева.
5. Трубка по п. 3, отличающаяся тем, что внутренняя
полость сильфона заполнена газом и порошковым
адсорбентом, например активированным углем.
50

НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
629.123.44
Холодильные установки судов-контейнеровозов
Контейнеризация перевозок, исключающая
перевалку грузов с одного вида транспорта на другой, явилась
технической революцией на транспорте и отразилась на
требованиях, предъявляемых к подвижному составу,
перевозящему контейнеры (суда, поезда, автомобили).
Для перевозки скоропортящихся грузов применяются
рефрижераторные (охлаждаемые) и изотермические
контейнеры, кузова которых имеют теплоизоляционное
ограждение.
Охлаждаемые контейнеры оснащаются либо встроенной
холодильной машиной с воздушным конденсатором, либо
машиной, монтируемой на контейнере только при его
нахождении на контейнерной площадке (при перевозке
наземным транспортом). При перевозке контейнеров
второго типа на судах охлаждение осуществляется судовой
холодильной установкой.
Охлаждаемые контейнеры со встроенными
холодильными машинами можно перевозить на любых судах, на
палубе или в трюмах. В этом случае энергия,
необходимая для работы холодильной машины, подается от судовой
сети.
При использовании воздушных конденсаторов
возникают большие теплопритоки, что требует мощной
вентиляции трюма. Чтобы исключить теплопритоки, в
контейнерах применяются дополнительные водяные конденсаторы,
подключаемые к судовой водяной системе. При других
условиях перевозок этот конденсатор выполняет функции
ресивера.
Наиболее распространены перевозки контейнеров
морским транспортом в теплоизолированных трюмах,
охлаждаемых судовой холодильной установкой (холодильные
машины контейнеров выключаются).
Наиболее совершенный тип холодильных установок
транспортных рефрижераторов — децентрализованные,
когда каждый трюм охлаждается отдельной холодильной
машиной, расположенной в непосредственной близости от
него. Преимущество децентрализованных судовых
холодильных установок — возможность использования систем
непосредственного охлаждения. Холодильные машины
полностью автоматизированы [1—3]. В качестве
холодильного агента используется фреон-22. Холодильные
машины включают компрессорно-конденсаторные
агрегаты с несколькими бессальниковыми компрессорами (от
пяти до восьми) с выносными картерами. Каждый трюм
охлаждается холодильной машиной, расположенной либо
в надстройке на верхней палубе (рис. 1), либо на второй
палубе над машинным отделением. При погрузке
контейнеров в трюмы такого судна холодильные машины и
дизель-генераторы контейнеров выключаются.
В трюмах рефрижераторных судов можно перевозить
изотермические контейнеры, имеющие теплоизоляционное
ограждение, но не оснащенное холодильными машинами.
В специальных контейнеровозах [3—5] отсутствует
теплоизоляционное ограждение трюмов и каждый контейнер
охлаждается индивидуально с помощью судовой
установки.
Рис. 1. Расположение оборудования децентрализованной
судовой холодильной установки транспортного
рефрижератора «Полар Эквадор»:
1 — камера воздухоохладителей и вентилятора трюма № 2;
2 — то же, твиндека трюма № 2; 3 — то же, трюма № 1;
4 — то же, твиндека трюма № 1; 5 — компрессорно-кон-
денсаторные агрегаты.
51

На рис. 2 показана схема расположения контейнеров в
трюме рефрижераторного контейнеровоза. Каждый
контейнер двумя гибкими патрубками подсоединяется к
воздуховодам холодного и отепленного воздуха,
циркулирующего через воздухоохладители. Воздуховоды снабжены
изоляцией, позволяющей получать коэффициент
теплопередачи, равный 0,65 ккал/(ч-м2°С).
Воздухоохладитель обеспечивает 50-кратный обмен воздуха в
контейнерах за 1 ч. По бортам судна расположено несколько
децентрализованных холодильных машин.
В новом рефрижераторном контейнеровозе,
рассчитанном на перевозку 1018 контейнеров, в том числе 454
охлаждаемых контейнеров в трюмах, применена система,
изображенная на рис. 2. Все контейнеры разбиты на
20 групп с отдельными холодильными машинами с пятью
или шестью бессальниковыми компрессорами.
Производительность регулируется отключением отдельных
компрессоров.
Схема холодильной машины приведена на рис. 3.
Воздухоохладители и регулирующие станции для
-автоматического поддержания требуемых температур в
контейнерах разделены на две группы. Всего холодильная
установка рефрижераторного контейнеровоза включает 116 бес-
сальниковых компрессоров. При температуре кипения
—27° С их холодопроизводительность ' составляет
9500 ккал/ч, при 0° С — 28 000 ккал/ч (соответствующие
температуры в контейнерах —21 и +6° С). Каждый
воздухоохладитель заключен в изолированный кожух.
Общая поверхность воздухоохладителей 30 000 м2.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Refrigerating system of «Jakima Valley» an unusual
cooling installation.— «Shipbuldingand Shipping Record»,
1963, No. 24.
2. Z о e p f f e 1 D., S t i g 1 i t г J. et al. «Polar Ecuador» ein
420000 — cbf — «Kuhlschiff von Blohm und Voss.—
«Schiff und Hafen», 1967, No. 11.
3. К а н К. Д. и др. Доклады на 8-й комиссии XII
Международного конгресса по холоду.— «Холодильная
техника», 1968, № 11, с. 56—58.
4. Merlin G. E. Developpement de la contenuerisation par
voi maritime. XII International Congress of
Refrigeration. Washington, U. S. A., 1971.
Рис. 2. Расположение контейнеров в трюме:
1 — холодильная машина; 2 — воздухоохладитель; 3 —
воздуховод; 4 — контейнер.
5. Z i m m е г A. Neuartige dezentrale R22—Kompakt —
Kalteanlagen fur Kuhlund Container — Schiffe. Linde
Berichte aus Technik und Wissenschaft, 1971, Nr. 29.
6. Попов А. А. Доклады на 8-й комиссии XIII
Международного конгресса по холоду.— «Холодильная
техника», 1972, № 8, с. 57—58.
7. Май G. Dezentralized automatic multi — system cargo
refrigerating plant with semi-hermetic motocompressors
for modern German refrigerated vessels and containerships.
XIII International Congress of Refrigeration. Washington,
U. S. A., 1971.
Канд. техн. наук А. А. ПОПОВ —Всесоюзный заочный
институт пищевой промышленности
Рис. 3. Схема судовой децентрализованной холодильной машины для охлаждения рефрижераторных контейнеров:
1 — компрессоры; 2 — маслоотделитель; 3 — конденсаторы; 4 — ресивер; 5 — осушитель фреона; 6 —
воздухоохладители; 7 — газовый ресивер; 8 — маслосборник.
52

628.84-52
К применению пропорционально-интегрального регулятора
в автоматике систем
кондиционирования воздуха
Приборостроительные фирмы ФРГ выпускают
электронные импульсные и пропорционально-интегральные
терморегуляторы, которые обеспечивают регулирование
температуры с коррекцией по температуре возмущения.
Эти регуляторы изготовляются на печатных схемах с
использованием микроэлементов, собираются в отдельные
блоки и монтируются на щитах управления, причем
настроечные шкалы располагают под прозрачными крышками.
Принципиальная схема ПИ-терморегулятора фирмы
Happel К. G. типа 910.091 * показана на рис. 1.
Терморегулятор имеет четыре задаваемых параметра,
уставка которых осуществляется по оцифрованным
шкалам. Уставка температуры помещения производится в
диапазоне 0—40° С; коэффициент усиления сигнала
обратной связи регулируется от 0 до 20° С и выражается
через величину диапазона регулирования в °С. Температура
начала коррекции (в данном случае по теплоносителю)
задается в диапазоне от 10 до 60° С. Коэффициент
усиления сигнала коррекции регулируется в относительных
единицах от 0 до 4.
Терморегулятор работает от стабилизированного
источника с напряжением 220 В, частотой 50 Гц, состоящего
из трансформатора, имеющего вторичную обмотку со
средней точкой, выпрямительного моста, выполненного на
интегральной схеме, сглаживающих конденсаторов Сх
и С2, двух стабилизаторов напряжения на транзисторах
Тг и Т2, стабилитронов Дг и Д2 и резисторов R± и R2.
Цепочки из последовательно соединенных стабилитрона
и резистора Дъ Rx (Д2, R2) образуют источники опорного
напряжения стабилизаторов. На выходе стабилизаторов
+¦—+—-•—+
I ГП°
'Мил
1—ГТ
U
Г
I
I
»
Х\
Рис. I. Принципиальная электрическая схема ПИ-регулятора:
^1-23» Дь-в» 7\-5> Ci-в — соответственно резисторы,диоды, транзисторы и емкости на основной плате; Rx—
R&, Д\—Д2, Тх—Г4 — соответственно резисторы, диоды, транзисторы на дополнительной плате; Gx —
потенциометр уставки скорости связи времени интегрирования; Gz — потенциометр уставки температуры помещения;
<j3 —[потенциометр уставки начала автокоррекции; G4 — потенциометр уставки коэффициента усиления сигнала
коррекции; Рх и Рг — реле; Тр — трансформатор; Кл — клемма для подключения внешних элементов.
* Каталог фирмы «Happel К- G.» (ФРГ).
S3

установлены небольшие емкости для исключения связей
последующих элементов схемы через источник питания,
т. е. для исключения самовозбуждения по высокой частоте.
Главный чувствительный элемент (ГЧЭ) датчика
температуры подключается к клеммам 10 и // (рис. 2) и
последовательно с резистором /?п (см. рис. 1) к крайним
выводам источника питания, выполняющего роль двух
других плечей измерительного моста. Сигнал с
измерительного моста снимается с выходной диагонали между общей
точкой главного чувствительного элемента с резистором
R1X и средней шиной источника питания. Выходной сигнал
измерительного моста через резистор R12 подается на вход
операционного усилителя @У)\ он может быть измерен
переносным прибором И.
Последовательно с резистором i?14 и крайним выходом
источника питания на клеммы 17 и 18 подключается
компенсирующий чувствительный элемент (КЧЭ). Он
конструктивно объединен в одном пластмассовом
перфорированном корпусе с главным чувствительным элементом,
что и образует датчик температуры помещения. Главный
и компенсационный чувствительные элементы
выполнены из полупроводниковых резисторов, которые встроены
в металлические пластины, обеспечивающие получение
необходимой инерционности при регулировании. Какой-
либо местной настройки они не имеют.
Компенсирующий чувствительный элемент, как и
главный, включен в мост, образуемый резистором /?14
и двумя другими плечами источника питания со средней
точкой. Сигнал компенсирующего моста снимается с его
выходной диагонали между общей точкой
компенсирующего чувствительного элемента с резистором i?14 и
средней шиной источника питания. Через резистор R14: и
диод Дв этот сигнал поступает на вход ОУ. Так же, как
и сигнал измерительного моста, он может быть
проконтролирован переносным прибором И.
Наличие компенсирующего чувствительного элемента,
моста и его усилителя объясняется необходимостью
линеаризации характеристик главного чувствительного
элемента в области минусовых температур. Диод Д6
открывается при положительном сигнале, который будет
таковым при снижении температуры. Резистор Ru
определяет начало открытия диода Д6.
Задатчиком регулируемой температуры в помещении
служит переменный резистор R2, сигнал с которого через
резистор R13 поступает на вход ОУ. К клеммам 12^ 13
и 14 может быть подключен и внешний дистанционный за-
датчик ДЗ.
Ограничительный (корректирующий) чувствительный
элемент (ОЧЭ) подключается к клеммам 15, 16 и
последовательно с резистором #15 к крайним выводам источника
питания и выполняет роль двух других плеч
корректирующего моста. Выходной сигнал корректирующего моста
снимается с его диагонали между общей точкой
корректирующего чувствительного элемента с резистором R15 и
средней шиной источника питания. Через резистор Ru
сигнал поступает на вход дифференциального усилителя
(Г3, Т4 и Тъ). Начало автокоррекции определяется
переменным резистором R3, подключенным своими
крайними выводами к соответствующим выводам источника
питания, а средним выводом через резистор R17 к входу ОУ.
Сигналы корректирующего моста и потенциометра о
начале коррекции суммируются на базе транзистора Т4.
Суммарный сигнал с усилителя и с коллектора
транзистора Т3 через диод Д4 поступает на вход ОУ. Благодаря
наличию внутренней обратной связи сигнал
автокоррекции подается только при снижении температуры в
помещении.
Основным функциональным звеном регулятора
является операционный усилитель типа ТАА-861А,
выполненный по интегральной технологии. К входу О У
подключаются все упомянутые источники сигналов.
Отрицательная обратная связь в ОУ осуществляется через
резистор #7. С входом 2 связан переменный резистор Gl9
служащий для настройки динамических параметров
регулятора (скорости связи времени интегрирования).
Движок резистора Gx через резистор R3 соединен с
интегрирующим конденсатором С3, который подходит к выходам
переключающих триггеров через диоднорезисторные
последовательные цепочки Д3 — R8, Дь — R10. При
нулевом сигнале на входе 1 ОУ на его выходе сигнал будет
равен нулю. Выходные триггеры, собранные на
отдельной плате (транзисторы Гр Т2, Т$ и Т4) ,обесточены, реле
отпущены, команда на исполнительный механизм (ИМ)
не поступает.
При наличии входного сигнала на входе 1 ОУ на ег0
выходе также появляется сигнал, который через резистор
R4 прикладывается к базам входных транзисторов T2t
То триггера. Если выходной сигнал по своей величине пре.
вышает 0,5 В, то открывается транзистор Т2 (Т*), а затем
транзистор Т[ (Т4). При этом перебрасывается один иа
выходных триггеров и срабатывает то выходное реле Ръ
то реле Р2, в результате чего подается команда на
электрический исполнительный механизм (на рис. 2 клеммы 6—8).
В момент переброса триггера сигнал с его выхода
через диод Д5 (Дз) и резистор R10 (R8) начинает заряжать
конденсатор С3. Напряжение заряда конденсатора через,
резистор R3 поступает на вход 2 ОУ со знаком,
противоположным сигналу на входе 1. Таким образом, на^вход
2 ОУ подается сигнал гибкой отрицательной обратной
связи, коэффициент которой регулируется переменным
резистором Gv
Командный сигнал на выходе регулятора будет иметь
место до тех пор, пока сигнал на входе 2 ОУ не станет
равным сигналу на входе 1. В момент их равенства на вы-
Рис. 2. Схема внешних соединений.
54

ходе усилителя сигнала не будет и триггер отключится,
в результате чего выходное реле отпустит контакт и
управляющая команда снимется с электрического
исполнительного механизма.
Описанный электронный ПИ-регулятор температуры
обеспечивает большой объем функциональных операций,
а использование печатной схемы и микроэлементов
позволило существенно уменьшить габариты прибора.
Введение в регулятор температуры узла коррекции по
температуре возмущения значительно повышает качество
регулирования. Отсутствие в регуляторе внешней обратной
связи с исполнительным механизмом, исключая датчик
обратной связи, упрощает конструкцию электрического
исполнительного механизма, уменьшает число линий
связи между автоматическими устройствами, упрощает и
ускоряет настройку всего узла регулирования при
наладке и удешевляет систему автоматики. Перенос уставки
регулируемых параметров с датчика температуры в
регулятор повышает точность регулирования и упрощает
конструкцию чувствительных элементов. Кроме того,
исключается вмешательство случайных лиц в процесс
регулирования.
Канд. техн. наук Ю. С. ДАВЫДОВ — МИНХ им. Г. В. Плеханова,
канд. техн. наук С. В. НЕФЕЛОВ, Ю. В. ФРОЛОВ — НИИсантехники,
Н. И. КОРОВИН — Орловское СКБприбор
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
621.512:621.81@83.74)
Нормативы расхода и ремонтные комплекты запасных частей
к поршневым компрессорам холодильных машин*
Э. М. БЕЖАНИШВИЛИГ П. И. ЕРМАКОВА —
ВНИИхолодмаш
Приведенные в табл. 4 и 5 нормы расхода
сменных деталей и ремонтные комплекты
запасных частей к оппозитным компрессорам базы
М8 (в настоящее время сняты с производства)
и М10 пригодны для расчета потребности в
запасных частях к компрессорам, которые
эксплуатируются на предприятиях пищевой
промышленности.
На указанных предприятиях среднегодовая
наработка компрессоров базы М8 и М10
составляет 5000 ч, срок амортизации — 18 лет.
Структура ремонтного цикла компрессоров базы М8
опубликована в журнале «Холодильная
техника» A970, № 12, с. 14—17) и в книге
«Руководство по ремонту холодильного оборудования»
(М., «Пищевая промышленность», 1973). Струк-
* Продолжение. Начало см. «Холодильная техника»^
1973, № 8.
тура ремонтного цикла компрессоров базы М10
межосмотровый период — 2500 ч, межремонтный
период — 5000 ч, ресурс до среднего ремонта —
10000 ч, ресурс до капитального ремонта —
30000 ч.
На нефтехимических предприятиях
(холодильные компрессоры обеспечивают непрерывный
технологический процесс производства)
структура ремонтного цикла и общий ресурс
компрессоров сохраняются, но в связи с существенным
увеличением среднегодовой наработки (с 5000
до 7500 ч) снижается срок амортизации.
Поэтому приведенные в табл. 4 и 5 среднегодовые
нормы расхода сменных деталей к этим
компрессорам должны быть увеличены в 1,5 раза (при
сохранении ремонтных комплектов запасных
частей).
55

Таблица 4
Среднегодовые нормы расхода сменных деталей и ремонтные комплекты запасных частей для аммиачных оппозитных компрессоров базы М8
(московский завод «Компрессор»)
п/п
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
Наименование детали
Гильза
Вкладыш коренного
подшипника
(фиксирующий)
Вкладыш коренного
подшипника
Вал коленчатый
Вал коленчатый
Цилиндр диаметром
280 мм
Цилиндр диаметром
450 мм
Цилиндр диаметром
500 мм
Розетка в сборе
Седло клапана
Болт
Гайка
Пластина
Поршень диаметром
280 мм
Поршень диаметром
450 мм
Поршень диаметром
500 мм
Кольцо поршневое
диаметром 280 мм
Гайка поршневая
Номер чертежа детали
4М8-02-6
4М8-сбОЗ-Р
4М8-сб04-Р
2М8-07-1Б
4М8-07-ЗБ
АО1200-08-23
ДАО750-08-9
ДАОН350-08-12
АО1200-Ц-сб08-6-1а
АО1200-Ц-08-19а
АО1200-Ц-08-38а
АО1200-Ц-08-39а
АО1200-Ц-08-51в
92-0-1 А-1
97-0-2
99-0-2
Н-202-1-48
Н-202-2-48
4М8-26-9А-Р
Стоимость
одной
детали, руб.
—коп.
77—00
52—00
52—00
1189-00
1905—00
399—00
643—00
694—00
6—20
5—50
0—31
0—13
0—08
96—00
109—00
109—00
4—10
6—20
Число деталей
о
о
СО
О
<
2
2
1
1
—
2
—
—•
8
8
16
16
72
2
"--"
6
2
о
о
О
<
4
2
3
—
1
4
—
—
16
16
32
32
144
4
—
—
12
4
1Л
О
<
2
2
1
1
—
1
1
—
16
16
32
32
144
1
1
—
3
2
на один компрессор,
шт.
о
ю
о
<
с=С |
4
2
3
—
1
2
2
—
32
32
64
64
288
2
2
—
6
4
ю
X
о
<
2
2
1
1
—
1
—
1
16
16
32
32
144
1
—
1
3
2
о
ю
со
X
О
<
4
2
3
—
1
2
—
2
32
32
64
64
288
2
—
2
6
4
Среднегодовая 1
норма расхода
(по отношению к
одной детали), шт|
0,04
0,15
0,2
0,03
0,03
0,1
0,1
0,1
0,25
0,2
0,15
0,15
0,95
0,1
0,1
0,1
0,9
0,25
Вид ремонта
С
к
с
к
к
к
к
к
к
с
к
с
К
с
к
с
к
м
с
К
к
к
к
м
с
к
с
К
о
(О
о i
<
1
1
1
1
0,15
—
1
—
—
4
8
4
4
4
8
4
8
72
72
72
1
—
—
6
6
6
1
2
Ремон
о
о
<N
<
1
1
2
2
—
0,15
2
—
—
8
16
8
8
8
16
8
16
144
144
144
2
—
*—•
12
12
12
2
4
гные комплекты, шт.
ю
о
<
1
1
1
1
0 15
—
0,5
0,5
—
8
16
8
8
8
16
8
16
144
144
144
0,5
0,5
—
3
3
3
1
2
о
ю
О
<
1
1
2
2
—
0,15
1
1
—
16
32
16
16
16
32
16
32
288
288
288
1
1
—
6
6
6
2
4
ю
X
О
<
1
1
1
1
0,15
—
0,5
—
0,5
8
16
8
8
8
16
8
16
144
144
144
0,5
—
| 0,5
3
з
1 3
1 1
2
о
ю
со
X
о
<
1
1
2
2
—
0,15
1
—
1
16
32
16
16
16
32
16
32
288
288
288
1
—
| 1
6
6
! 2
4

в
ео
о
to
00
to to to
ч а> ел
to
00
to
о
X 03 -1
I й 2
В ю Е
сэ
Я
Я
? 03
of
Её
я
03
Я
J=l
Я
Я
сг
о
f
о
«о
о
я
03
о
н
§
о
S
§
«<
я
S
я
я
5
I
я
о
fcj
ьцо
со
Оэ
2
Е
а»
5
ЭП1
а
*о
^
ниж
03
ov
^3
03
S
а»
я
оэ
§
я
пз
я
я
03
§
Я
О
я
D1
я
Е
03
И
га
03
S
Е
я
•о
я
вош
я
я
аз
н
^
ь
03
ж
Я*
й
коп
•е-
оз
X
03
ь»
к
•о
я«
я
ж
о
я
43*
Е
03
Яе
ел
о
ч
о
я
о
о о
ая
81
Я
3 л>
? я
а>
*=i
я
03
к 2
о °
2
я
4». О
елтз
°Е
2 Я
? ее
О
а>
)=з
Я
д
'6-6
00
4*
a
00
63-
to
4*
4*
г
00
26-
to
>
о
to
о
о
to
со
о
to
о
to
00
о
to
о
tb
>
о
to
о
о
?
>
о
to
о
о
to
СО
ел
>
4М8
to
СП
~
4М8
to
СП
10А
00
CO
CO
43
to
СП
4M8-
to
Ci
4*
>
О
to
8
to
0-26
XX
tb to
OO
to to
to •—
to to
coco
XX
tb tb
oo
to to
>1- tb
CO CO
f Г f Г Г
•- о о»
4* о ел
to
о
4*
1
ео
О
4*
1
ео
О
Г
4*
О
to
1
СП
ел
to
1
1
СП
ел
СП
1
1
to
О
ОО
00
1
1
ел
о
00
Т
1
о
00
1
1
8
Г
ОО
о
о
о
4*
00
4*
00
4*
00
О
to
ел
Р^О
4*>—
00 tO
4* —
00 tO
4*»-
4*
4*
4*
4*
4*
4*
о
о
СО
я
to
to
to
to
to
4*
00
4*
00
4*
oo
0,17
я
4*
00
4*
00
4*
00
СП
00
СП
00
СП
0,6
*Og
00 00 4*
СП СП 00
00 00 4».
СП СП 00
00 00 4*.
00
СП
ОО
СП
00
СП
0,9
*П?
оооооо
СП СП СП
00 00 00
СП СП СП
оооооо
о
to
о
о
to
о
о
о
0,9
*0?
ООО
to to to
ООО
ООО
to to to
OOO
OOO
о
to
о
о
to
о
о
to
о
0,9
^O^;
OOO
to to to
OOO
OOO
to to to
OOO
OOO
to
о
4*
о
го
о
4*
о
ьо
о
4*
о
0,6
ЯЮ?
to to •—
OOO
4* 4* tO
OOO
to to»—
OOO
4* 4». tO
OOO
to to»—
OOO
4*
00
4*
00
4*
00
о
ел
;*Ю?
4^ tO tO
00 4* 4*
4*. tO tO
00 4* 4*
4ь tO tO
4*
00
4*
00
4^
00
о
ел
*П?
4*- tO tO
00 4* 4a*
4* tO tO
00 4* 4*
4* tO tO
4*.
Oo
4^
00
4*
00
0,17
Я
4*
00
4*
00
4*
to
4*
to
4*
to
4*
0,15
О
-
to
-
to
-
to
4*
to
4*
to
4*
0,38
ЯП
to to
4* 4*.
to to
4^-4^
to to
to
4*.
to
4*
to
4*
0,25
*n
to —
4* tO
to —
4* tO
to»—
^
to
to
4*
to
4*
to
4*
0,3
П?
-И-
4*- tO tO
to
~~
4* tO tO
to
~~
to
4*
to
4*
to
4*
0,25
*n
to»—
4>- tO
to •—
4». tO
to»—
1
1
1
1
N3
*-
0,9
:*оз;
1 1 I
1 1 1
1 1 1
1 1 1
to to to
1
1
to
4*-
1
1
0,9
t^os
1 ! 1
1 i !
to to to
4* 4» 4*
1 1 !
h-i— »—»—»— tO Ю tO tOtOtO 4*4*Ю I I
OOtO tO 00 СПСП00 СЛСПСЛ OOO OOO OOO 00 4*4* 004*4* 00 tO 4*4* 4* tO 4* tO tO 4* tO 4*4*4* I I

Продолжение таблицы 4
№
п/п
Наименование детали
Номер чертежа детали
Стоимость
одной
детали,
руб.—коп.
Число деталей
600
О
<
1200
О
<
ю
<м
О
<
tt
на один компрессор,
шт.
О550
<
ct
ю
ОН17
<
с[
о
ОН35
<
ct
с « а
° 2 s *
О я О Д
X
!j рем
я
Й
600
О
<
Ремонтные комплекты, шт.
1200
О
<
ю
О
<
п
О550
<
п
1Я
ОН17
<
К
о
ОН35
<
tt
Шестерня
Шестерня
Стекло рифленое, 73-250-
35 кгс/см2 (ГОСТ
1663-57)
Насос шестеренчатый
левый НШ-32Д
Фильтр
МФМ-25
Насос многоплунжерный,
смазочный, горизон
тальным приводным ва
лом, с правым
вращением приводного вали
ка (по часовой стрелке),
левым расположением
редукторного привода
смещением оси
редуктора от насоса влево
Н2-4р/50РП
То же, Н4-8р/100РП
Покупные детали и комплектующие изделия
МЗМА-400-1006020
МЗМА-400-1005031
0,05
0,05
0,01
0,1
0,18
0,2
0,2
0,5
К 1
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
Примечания. 1. Детали 14 — 20, 23, 24, 26, 29 — 34 изготовляются Пензенским компрессорным заводом; детали 9 — 1 3— централизованно заводом «Венибе».
2. Комплектующие изделия и покупные детали изготовляются заводами привлеченных министерств и ведомств и московским заводом «Компрессор» не постав
ляются.

Таблица 5
Среднегодовые нормы расхода сменных деталей и ремонтные комплекты запасных частей для аммиачных оппозитных компрессоров базы М10
(Пензенский компрессорный завод)
№
п/п
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
Наименование детали
Гайка поршневая
Втулка шатуна
Поршень диаметром
280 мм
Шток
Кольцо замыкающее (с
пружиной)
Кольцо уплотняющее (с
пружиной)
Кольцо предсальника
(фторопластовое)
Пружина браслетная
Цилиндр диаметром
280 мм
Фонарь клапана
Цилиндр диаметром
450 мм
Поршень диаметром
450 мм
Поршень диаметром
500 мм
Цилиндр диаметром
500 мм
Кольцо поршневое
диаметром 500 мм (с
правым и левым замком)
Кольцо поршневое
диаметром 280 мм (с
правым и левым замком)
Кольцо поршневое
диаметром 450 мм (с
правым и левым замком)
Пружина браслетная
диаметром 60 мм
Номер чертежа детали
4М8-26-9А-Р
92-0-0-1
92-0-1 А-1
92-0-1А-2
92-0-2-7
92-0-2-8
92-0-2-14
92-0-2-16
92-1А-0-1
92-1-03
97-1-0-1
97-0-2
99-0-2
99-1-0-1
Н-202-1-29
Н-202-2-29
Н-202-1-48
Н-202-2-48
Н-202-1-49
НО202-2-49
АО1200-29-29а
Стоимость
одной
детали,
руб.—коп.
6—20
31—00
96—00
51-00
3—25
3—25
8—30
0—18
519—00
8—60
993-00
109—00
109—00
1007—00
4—20
2—10
3—60
0—18
Число деталей
о
о
со
°
< 1
2 1
2 |
2
2
10
10
8
20
2
8
—¦
—
—
—
—
6
—
8
с 1
о
см
5
< 1
4
4
4
4
20
20
16
40
4
16
—
—
—
—
—
12
[ —
16
Е 1
ю
<М
о
<
п 1
2
2
1
2
10
10
8
20
1
16
1
1
—
—
—
3
2
8
на один компрессор,
шт.
С 1
о
ю
о
<
ЕС 1
4
4
2
4
20
20
16
40
2
32
2
2
—
—
—
6
4
1 16
с 1
ю
X
о
<
ЕС 1
2
2
1
2
ю
10
8
20
1
16
—
—
1
1
2
3
—
8
°
ю
СО
о
<
ЕС 1
4
4
2
4
20
20
16
40
2
32
—
—
2
2
4
6
—
16
егодовая (
расхода (по
[ению к од.
>тали), шт.
«So
? о,к«
» о н о
0,25 1
0,25
0,06
0,2
0,9
0,9
0,9
0,6
0,06
0,05
0,06
0,06
0,06
0,06
0,9
0,9
0,9
0,6
X
°
0)
Он
К
К
С 1
к
к
с
к
м
с 1
к
м
с
к
м
с
к
м
к ,
к
к
к
к
к
м
с
к
м
с
к
м
с
к
м
с
к
о
О -
СО
о
<
2
1
2
1
1
2
10
10
10
10
10 1
ю |
8 j
8 1
8
10
20
20
1
—
—
—
—
—
6
6
6
4
8
8
Ремонтные комплекть
С 1
° 1
о
см '
5
<
4
2
4
2
2
4
20
20
20
20 1
20
20
16
16
16
20
40
40
2
—
—
—
—
—
—
12
12
12
—
—
8
16
16
с 1
О
<
ЕС
2
1
2
0,5
1
2
10 j
10 j
10 j
10 j
ю
10
8
8
8
10
20
20
0,5
0,5
0,5
—
—
—
3
3
3
2
2
2
4
8
8
о
О
<
ЕС
4
2
4
1
2
4
20
20
20
20
20
20
16
16
16
20
40
40
1
1
1
—
—
—
6
6
6
4
4
4
8
1 16
16
, шт.
С
ю
S
о
<
ЕС
2
1
2
0,5
1
2
10
10
10
10
10
10
8
8
8
10
20
20
0,5
—
—
0,5
0,5
2
2
2
3
3
3
4
8
8
1
о
ю
СО
О
<
Е{_
4
2
4
1
2
4
20
20
20
20
20
20
16
16
16
20
40
40
1
—
—
1
1
4
4
1 4
6
6
6
z
8
16
16

Вкладыш подшипника
нижний (коренной)
Вкладыш подшипника]
верхний (коренной)
Вкладыш подшипника
нижний (коренной
фиксирующий)
Вкладыш подшипника
верхний (коренной
фиксирующий)
Кольцо маслоснимателя
штока (с пружиной
диаметром 60 мм)
№ М-78-58-14
Вкладыш (шатунный)
Болт шатунный
Гайка М32х2
Палец крейцкопфа
Фланец крейцкопфа
Манжета резиновая (саль
ника)
Розетка в сборе
Седло клапана
Болт
Гайка
Пластина
102—00
100—00
110—00
110—00
7—20
32—00
7—10
2—35
1 25—00
1 14—40
0—28
6—20
5—50
0—31
0—13
0—08
2
2
1
1
4
4
4
4
2
2
4
8
8
16
16
72
4
4
1
1
8
8
8
8
4
4
8
16
16
32
32
144
2
2
1
1
4
4
4
4
2
2
4
16
16
32
32
144
4
4
1
1
8
8
8
8
4
4
8
32
32
64
64
288
0,2
0,2
0,15
0,15
0,65
0,15
С
К
С
К
С
к
с
к
м
с
к
с
к
4
4
2
2
4
16
16
32
32
44
8
8
4
4
8
32
32
64
64
288
0,13
0,13
0,27
0,12
0,9
0,25
0,20
0,15
0,15
0,95
К
К
С
К
К
М
С
К
С
к
с
к
с
к
с
к
м
с
к
1
1
0,5
0,5
0,5
0,5
2
4
4
2
2
4
4
1
2
2
2
2
2
0,5
0,5
0,5
0,5
4
8
8
4
4
Н-251-2-2
Н-251-2-3
Н-251-2-4
Н-251-2-5
Н-254-2-ЗА
Н-254-2-6
Н-265-2-3
Н-265-2-5
Н-265-2-6
Н-266-2-ЗА
Н-266-2-6
92-02-15
АО1200-Ц-сб08-6-1а
АО1200-Ц-08-19а
АО1200-Ц-08-38а
АО1200-Ц-08-39а
АО1200-Ц-08-516
БГ-11-24
БГВ-11-24А
СН5У8-025/100
СН5У12-025/100
Примечания. 1. Детали 30 — 34 изготовляются централизованно заводом «Венибе».
2. Комплектующие изделиями покупные детали изготовляются заводами привлеченных министерств и ведомств и Пензенским компрессорным заводом не
ляются-
4
8
72
72
72
8
8
8
16
8
8
. 8
,16
8
16
144
144
144
1
1
1
1
0,5
0,5
0,5
0,5
2
4
4
2
2
4
4
1
2
4
4
4
8
16
8
8
8
16
8
16
144
144
144
2
2
2
2
0,5
0,5
0,5
0,5
4
8
8
4
4
8
8
2
4
16
32
16
16
16
32
16
32
288
288
288
Покупные детали и комплектующие изделия
1
2
3
4
Насос
Насос
Насос
Насос
—
—
—
—
1
1
—
1
—
—
1
—
1
1
—
1
—
—
1
—
1
1
—
1
—
—
1
0,07
0,07
0,12
0,12
К
К
К
К
—
0,5
1
—
0,5
—
—
1
—
0 5
1
—
0,5
—
—
1
— |
0,5
1
—
(Продолжение следует)

РЕФЕРАТЫ
621.576
Опыт наземного применения авиационных
турбоагрегатов в холодильной технике. МАРТЫНОВСКИЙ В. С,
МЕЛЬЦЕР Л. 3., БОНДАРЕВ И. Т., БОГО-
ДИСТ Е. И., ЯРОШЕНКО В. М. —«Холодильная
техника», 1973, № 11.
Приводятся результаты теоретических и
экспериментальных исследований теплоиспользующих турбохоло-
дильных машин, созданных на основе авиационных
газотурбинных двигателей, отработавших летный моторесурс.
Показано, что при использовании для привода
компрессора ТХМ недорогих вторичных энергоресурсов
целесообразно создавать воздушные холодильные машины без
регенерации холода, а в качестве холодильников для
воздуха применять эффективные контактные
теплообменники с регулярной насадкой. Это позволяет упростить
схему холодильной машины, повышает ее надежность и
при этом значительно уменьшаются приведенные затраты
на получение холода. Список литературы — 7 названий.
Иллюстраций 6.
621.57.041.004.12
Влияние ширины проточной части на характеристики
малорасходного фреонового центробежного компрессора.
БАРЕНБОЙМ А. Б., ЗЕЛЕНОВСКИЙ В. Ф. —
«Холодильная техника», 1973, № 11.
Приведены экспериментальные характеристики
фреонового центробежного компрессора при изменении
относительной ширины проточной части и числа Маха.
Рассмотрены различные способы меридионального
профилирования рабочего колеса компрессора и получены данные
о величине потерь в отдельных элементах ступеней.
Установлено, что наиболее экономичным методом снижения хо-
лодопроизводительности малорасходных компрессоров
является уменьшение ширины лопатки рабочего колеса на
выходе. Таблиц 4. Список литературы — 5 названий.
Иллюстраций 6.
621.564.25
Предельное содержание водяного пара в парах фреона.
1ВЕЙНБЕРГ Б. С. — «Холодильная техника», 1973,
№~ТП
Определено предельное содержание водяного пара
в смеси с парами фреонов, подчиняющейся закону
Дальтона. Для фреонов-12 и 22 приведены i, lgp-диаграммы с
линиями насыщающего влагосо держания. Показано, что
в перегретых парах фреонов содержание водяного пара
может быть на несколько порядков выше, чем в состоянии
насыщения фреона (на пограничной кривой). Таблиц 2.
Список литературы — 4 названия. Иллюстраций 3.
621.175.3
Исследование испарительного охлаждения воды в
насадке глубиной до 2 м. КОКОРИН О. Я., САРИШВИ-
ЛИ М. Д. — «Холодильная техника», 1973, № 11.
Приведены результаты экспериментального
исследования характера изменения коэффициента массопереноса,
числа единиц переноса полного тепла и энтальпийного
коэффициента эффективности испарительного охлаждения
воды с ростом глубины орошаемой насадки свыше 400 мм.
Рекомендуются предельные значения массовой скорости
воздуха в составных орошаемых слоях в зависимости от
глубины слоя и плотности орошения. Таблиц 1. Список
литературы — 4 названия. Иллюстраций 6.
621.565.945:629.12
Выбор оптимального перепада температур для
воздухоохладителей судовых морозильных аппаратов.
ИОНОВ А. Г., ЭРЛИХМАН В. Н. — «Холодильная
техника» , 1973, № 11.
Экономически обоснован выбор оптимального
перепада температур для воздухоохладителей морозильных
аппаратов рыбопромышленных судов с учетом
особенностей их эксплуатации в различных районах промысла.
Установлено, что оптимальное значение температурного
перепада, независимо от района промысла, лежит в
пределах 10—12° С. В этих пределах изменение суммарных
приведенных затрат не превышает 1%. Таблиц 1. Список:
литературы — 6 названий. Иллюстраций 2.
637.5.037.5
Влияние способа замораживания на саркоплазматиче-
ские и миофибриллярные белки мяса. ГУ НАР Е. В.,
ЯКУБОВ Г. 3., КАМИНАРСКАЯ А. К., ДЕРБЕДЕ-
НЕВА 3. А.— «Холодильная техника», 1973, № 11.
Изучены растворимость и фракционный состав
(высоковольтный электрофорез в крахмальном геле) сарко-
плазматических и миофибриллярных белков, влагоудер-
живающая способность и экстрагируемость небелковых
азотсодержащих веществ созревшего говяжьего мяса и
замороженного до конечной температуры в толще —15-f-
—20 С в аппаратах для замораживания в жидком азоте
и с интенсивным движением воздуха при —30° С, а также
в камере с естественной циркуляцией воздуха при —18° С.
Установлено, что минимальные изменения белковой
системы обнаруживаются у образцов мяса, замороженного
при высоких скоростях, максимальные изменения — при
низких скоростях. Таблиц 2. Список литературы — 18
названий. Иллюстраций 2.
637.513.82
Обезвоживание продуктов животного происхождения
методом селективного измельчения. ИЛЮХИН В. В.,
ЕРМАКОВ Ю. П.,— «Холодильная техника», 1973,
№ П.
Экспериментально установлено влияние режимов
замораживания на эффективность селективного
измельчения и возможность обезвоживания путем отделения
кристаллов льда от мышечной ткани. Установлены
оптимальные величины удельных ударных нагрузок, при которых
имеет место селективное измельчение и фракция льда
максимально отделяется от мясной фракции. Таблиц 3.
Список литературы — 7 названий. Иллюстраций 1.
621.564.25
Определение термодинамических свойств растворов
воды во фреоне-12. ЖУКОБОРСКИЙ С.
Л.—«Холодильная техника», 1973, № 11.
Рассчитана погрешность сорбционно-гравиметрического
(СГ) метода и по нему прокалиброваны сорбционно-кулоно-
метрический (СК) и ИК-спектральный (ИКС) методы
измерения концентрации воды во фреоне-12. На основании
экспериментального изучения изобары растворимости воды
во фреоне-12 в диапазоне температур —30-.—[-20° С
определены мольные парциальные теплоты растворения воды
во фреоне-12 при допущении о подчиняемости растворов
закону Генри. Таблиц 4. Список литературы — 15
названий. Иллюстраций 6.
и

621.572.001.5
Экспериментальное исследование двухступенчатой
компрессионной машины на смесях фреона-12 и фре-
она-13В1. КУЗНЕЦОВ А. П., ВАСЮТИНСКИЙ Ю. А.,
МУХЕЙБАР НАДИМ А БЕД. — «Холодильная
техника», 1973, № П.
Приведены результаты экспериментальных
исследований двухступенчатой компрессионной холодильной
машины, работающей на фреоне-13В1, смесях фреонов-12 и
13В1 с массовой концентрацией фреона-13В1 10, 20, 30
и 40%. Описаны конструктивные элементы стенда,
методика проведения испытаний и обработки опытных данных.
Основные эксплуатационные характеристики машины
представлены графически в зависимости от температуры
кипения рабочего вещества. Полученные результаты
соотнесены с характеристиками машин двухступенчатого
сжатия на фреонах-12- и 22. Список литературы — 3
названия. Иллюстраций 2.
621.86
Механизация укладки мяса в штабель на Сочинском
холодильнике. МАКСИМОВ А. В. — «Холодильная
техника», 1973, №11.
Рассказано о внедренном на Сочинском холодильнике
рацпредложении, позволившем частично механизировать
процесс укладки мороженого мяса в штабель. Затраты,
связанные с необходимыми переделками грузовых
тележек и электропогрузчиков, незначительны.
Иллюстраций 1.
621.565:001.6
Рационализаторская работа и внедрение новой техники
на Уфимском холодильнике. КОРОБОВ А. В. —
«Холодильная техника», 1973, № 11.
Сообщается о внедрении на Уфимском холодильнике
ряда мероприятий по улучшению эксплуатации машин
и механизмов, усовершенствованию аммиачной схемы
холодильной установки, улучшению условий труда.
621.565.83
Экспериментальное определение характеристик
термоэлектрических батарей. КОВАЛЬСКИЙ Р. В.,
КАЛИНИН Ю. А., КУБАЛОВ Б. В.— «Холодильная
техника», 1973, № 10.
Предложена методика «бестермопар ного» определения
добротности и других характеристик различных
конструкций термоэлектрических батарей, в том числе типа
«воздух — воздух», по электрическим параметрам и
температурам сред в двух режимах тепловой изоляции — по
горячей и холодной сторонам.
В результате экспериментального исследования
получено практическое совпадение величин
термоэлектрических свойств, определенных с помощью предложенной
методики и обычного метода по температурам спаев
термоэлементов. Таблиц 1. Список литературы— 3 названия.
Иллюстраций 2.
К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два интервала
и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для всех
остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв и с
обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим карандашом —
латинского.
4. В статьях следует использовать Международную систему единиц (СИ).
5. Список литературы к статье необходимо подготавливать в соответствии с ГОСТ 7. 1-69
«Описание произведений печати для библиографических и информационных изданий».
В списке литературы приводятся фамилия и инициалы автора, название книги, статьи,
реферата, диссертации, а также место издания, название издательства, год издания (или
название журнала, или другого периодического издания, год выпуска, номер, страницы, на
которых помещена статья). Ссылки на литературу необходимо давать в тексте по порядку
номеров.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с соблюдением ГОСТов.
Представляемые светокопии должны быть новыми. Допустимый наибольший размер чертежа
420X594 мм. Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице.
7. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем кратко излагается
содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее результаты. Объем
реферата не должен превышать г/3 страницы машинописного текста, напечатанного через
два интервала.
62

CONTENTS
L. A. Sudarkin. Conter-plan of the Works «Compressor» 1
|v. S. Martynovsky.l L. Z. Meltser, I. T. Bondarev, E. I. Bo-
godist, V. M. Yaroshenko. Practice of in Land Use of Air
Craft Turbine Units in Refrigerating Engineering .... 4
A. B. Barenboim, V. F. Zelenovsky. Influence of Width of
Flow Section on Characteristics of Refrigerating Centrifugal
Freon Compressor 10
|b. S. Weinberg.! Maximum Water Vapour Content in Freon Va-
pour '. '. '. Г 16
О. Y. Kokorin, M. D. Sarishvili. Investigation of
Evaporative Water Cooling in Attachment of Depth to 2 m . . . 19
A. G. Ionov, V. N. Erlikhman. Selection of Optimum
Temperature Drop for Air Coolers of Marine Freezers .... 24
E. V. Gunar, G. Z. Yakubov, A. K. Kaminarskaya,
Z. A. Derbedenyeva. Influence of Freezing Method on Sar-
coplasma and Myofibril la Meat Protein 28
V. V. Ilyukhin, U. P. Ermakov. Desiccation of Animal
Products by Selective Mincing 32
FRO M[ DISSERTATIONS
S. L. Zhukoborsky. Determination of Thermodynamic Porper-
ties of Water Solutions in Freon-12 36
A. P. Kuznetsov, U. A. Vasyutinsky, Mukheibar Nadim
Abed. Experimental Investigation of Two-Stage
Compression Machine on Mixtures of Freon-12 and Freon- 13B1 41
СОДЕРЖАНИЕ
Л. А. Сударкин. Встречный план завода «Компрессор» • • 1
В. С. Мартыновский!, Л. 3. Мельцер, И. Т. Бондарев,
Е. И. Богодист, В. М. Ярошенко. Опыт наземного
применения авиационных турбоагрегатов в холодильной
технике 4
А. Б. Баренбойм, В. Ф. Зеленовский. Влияние ширины
проточной части на характеристики малорасходного фреоно-
вого центробежного компрессора 10
Б. С. Вейнберг| Предельное содержание водяного пара в
парах фреона 16
О. Я. Кокорин, М. Д. Саришвили. Исследование
испарительного охлаждения воды в насадке глубиной до 2 м 19
A. Г. Ионов, В. Н. Эрлихман. Выбор оптимального
перепада температур для воздухоохладителей судовых
морозильных аппаратов 24
Е. В. Гунар, Г. 3. Якубов, А. К. Каминарская, 3. А. Дер-
беденева. Влияние способа замораживания на саркоплаз-
матические и миофибриллярные белки мяса 28
B. В. Илюхин, Ю. П. Ермаков. Обезвоживание продуктов
животного происхождения методом селективного
измельчения 32
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
C. Л. Жукоборский. Определение термодинамических
свойств растворов воды во фреоне-12 36
А. П. Кузнецов, Ю. А. Васютинский, Мухейбар Надим Абед.
Экспериментальное исследование двухступенчатой
компрессионной машины|на смесях фреона-12 и фреона-13В-1 41
PRACTICE EXCHANGE
А. V. Maksimov. Mechanization of Meat Stacking at Sochi
Cold Storage Warehouse 43
A. V. Korobov. Rationalization Work and Introduction of New
Engineering at Ufa Cold Storage Warehouse • 44
PRECAUTIONS AT REFRIGERATI NG PLANTS
V. B. Yakobson. Advantages of Utilizing Freon Plants at
Production and Distribution Cold Storage Warehouses ... 45
Safety Rules for Freon Refrigerating^ Plants 47
OBITUARIES
[Boris Samoilovich Weinberg! 35
Izinovij Efimovich Fishkin| 47
CONSULTATION
D. M. Galperin. Standard Sections of Finned Cooling Batteries 48
New Inventions 49
FOREIGN TECHNICAL NEWS
A. A. Popov. Refrigerating'Plants of Container Ships ... 51
U.S. Davy do v, S. V. Nefelov, U. V. Frolov, N. I. Korovin.
Utilization of Proportional-Integral Controller in
Automation of Air Conditioning Systems 53
REFERENCEfDATA
E. M. Bezhanishvili, P.I. Ermakova. Norms of Consumption
and Repair Sets of Spare Parts for Reciprocating
Compressors of Refrigerating Machines 55
Summaries 61
ОБМЕН ОПЫТОМ
А. В. Максимов. Механизация укладки мяса в штабель на
Сочинском холодильнике 43
A. В. Коробов. Рационализаторская работа и внедрение
новой техники'на Уфимском холодильнике 44
ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
B. Б. Якобсон. Преимущества применения фреоновых
установок на производственных и распределительных
холодильниках 45
Правила техники безопасности на фреоновых холодильных
установках 47
НЕКРОЛОГИ
Борис Самойлович Вейнберг! 35
Зиновий Ефимович Фишкйн! 47
КОНСУЛЬТАЦИЯ
Д. М. Гальперин. Стандартные секции'охлаждающих ореб-
ренных батарей. ". 48
Новые изобретения 49
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
А. А. Попов. Холодильные^
установки'судов-контейнеровозов 51
Ю. С. Давыдов, С. В. Нефелов, Ю. В. Фролов, Н. И.
Коровин. К применению пропорционально-интегрального
регулятора в автоматике систем кондиционирования воздуха 53
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Э. М. Бежанишвили, П. И. Ермакова. Нормативы расхода
и ремонтные комплекты запасных частей к поршневым
компрессорам холодильных машин 55
Рефераты 61
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯЗ доктор] техн. наук В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. гл. редактора), Л. Д.
Акимова (зам. гл. редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, |б. С Вейнберг!/ И. М. Гиндлин, доктор
техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Колнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов,
М. Н. Мертешов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко, доктор техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко, доктор техн.
наук, проф. А. П. Шеффер, доктор техн. наук В. Б. Якобсон.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12.
Телефон 216-00-04 доб. 49.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Издательство «Пищевая промышленность»
Т 15244 Сдано в набор 13/Х 1973 г. Подписано в печать 13/XI 1973 г.
Формат 84xl08Vie- Объем 4 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72 Уч.-изд. л. 7,55
Тираж 16765 экз. Заказ 2004 Цена 50 коп.
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
г. Чехов Московской области