ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА
МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И КОНСТРУКТОРСКО-
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
ИНСТИТУТ
холодильной
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛЕГКАЯ И ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ-
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
CONTENTS
РЕШЕНИЯ XXVI СЪЕЗДА КПСС — В ЖИЗНЬ!
Антонов С. Ф. Идеологическая работа партии на
современном этапе и наши задачи 2
Реализация Продовольственной программы СССР —
важнейшая задача пятилетки
Сер гиен ко А. Н. Производству мороженого и
быстрозамороженных плодов, ягод и овощей — современную
материально-техническую базу 6
Бригадной форме организации и стимулирования труда —
широкое внедрение!
Баев М. Г. Рекомендации по организации комплексных
бригад на холодильниках мясокомбинатов 9
НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
Бежанишвили Э. М., Тихомирова Л. М. Определение
норм расхода и потребности в запасных частях к
холодильному оборудованию 14
Кузьмин В. А., Доля В. П., Потетня А. Н., Афонский В. П.,
Сукачева Э. Д., Васильева В. П. Применение стекло-
наполненных полиамидов для изготовления поршневых
колец компрессоров 19
Тимофеевский Л. С, Швецов Н. А., Шмуйлов Н. Г.
Влияние направления движения раствора на
эффективность работы генератора абсорбционной бромистоли-
тиевой холодильной машины 21
Сутырина Т. М., Прозорова Т. В. Исследование
наружной теплоотдачи и аэродинамического
сопротивления конденсаторов с гофрированным просечным ореб-
рением 24
Перельштейн И. И., Кусляйкин Г. А. Способ расчета
изобарной теплоемкости жидкости на линии насыщения 31
Мельник А. В., Найченко В. М. Лабораторная
установка для регулирования газовой среды при
холодильном хранении плодов и овощей 32
Камовников Б. П., Чихладзе В. С.
Усовершенствованный способ управления процессом сублимационной
сушки 35
Апаев Г. С. Влияние температуры и давления на
растворимость газов в пищевых продуктах 37
ОБМЕН ОПЫТОМ
Кнеллер Г. Я., Малеванный Б. Н., Мачулин В. И.,
Халявка А. А. Исследование систем воздухораспреде-
ления в камерах холодильной обработки мяса на
Лиепайском мясокомбинате 41
Лазарев Г. И., Лисневич А. А. Конусно-спиральная
форсунка для оросительной камеры 44
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Туров В. М. Рекомендации по реконструкции и
техническому перевооружению распределительных
холодильников 46
40, 45, 48, 58, 61
ИЗОБРЕТЕНИЯ
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Фикинн А. Г. Новые номограммы для графического
определения процесса охлаждения пищевых продуктов 50
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Пименова Т. Ф. Производство и применение твердого
и жидкого диоксида углерода в США 59
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Перельштейн И. И., Кусляйкин Г. А. Изобарная
теплоемкость некоторых жидких хладагентов на линии
насыщения 62
РЕФЕРАТЫ 62
DECISIONS OF XXVI CONGRESS OF SPSU — INTO LIFE!
Antonov S. F. Ideological Work of Party at Current Stage
and our Tasks 2
Realization of Food Program-Most Important Task of Five-
Year Plan!
Sergienko A. N. Up-To-Date Material-Technical Base for
Production of Ice Cream and Quick-Frozen Fruits,
Berries and Vegetables 6
Wide Introduction of Brigade Form of Labour
Organization and Incentive!
Bayev M. G. Recommendations for Organizing Complex
Brigades at Cold Stores of Meat-Packing Combines 9
SCIENCE, ENGINEERING, TECHNOLOGY
Bezhanishvili E. M., Tikhomirova L. M.- Determination of
Norm of Consumption and Demand in Spare Parts
for Refrigeration Equipment 14
Kuzmin V. A., Dolya V. P., Potetnya A. N., Afon-
sky V. P., Sukacheva E. D., Vasilyeva V. P.
Utilization of Glass-Filled Polyamides for Manufacturing
Compressor Piston Rings 19
Timofeyevsky L. S., Shvetsov N. A., Shmuilov N. G.
Influence of Solution Flow Direction on Operation
Efficiency of Lithium Bromide Absorption Refrigerating
Machine Generator 21
Sutyrina T. M., Prozorova T. V. Investigation of
External Heat Transfer and Aerodynamic Resistance of
Condensers with Corrugated Cut-Through Finning 24
Perelstein I. I., Kuslyaikin G. A. Method of Calculating
Isobaric Heat Capacity of Liquid in Saturation Line 31
Melnik A. V., Naichenko V. M. Laboratory Plant for
Controlling Gaseous Atmosphere at Cold Storage of
Fruits and Vegetables 32
Kamovnikov B. P., Chikhladze V. S. Improved Method
for Controlling Process of Sublimation Drying 35
Apayev G. S. Influence of Temperature and Pressure on
Solubility of Gases in Foods 37
PRACTICE EXCHANGE
Kneller G. Y., Malevanny B. N., Machulin V. I., Kha-
lyavka A. A. Investigation of Air Distribution Systems
in Meat-Processing Chambers at Liepaya Meat-Packing
Combine 41
Lazarev G. I., Lisnevitch A. A. Conical-Spiral Nozzle
for Spray Chamber
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Turov V. M. Recommendations for Reconstruction and
Technical Re-Equipment of Distribution Cold Storage
Warehouses
44
46
INVENTIONS 40,45,48,58,61
IN SOCIALIST COUNTRIES
Fikiin A. G. New Nomograms for Graphic Determination
of Food Cooling Process 50
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Pimenova T. F. Production and Utilization of Solid and
Liquid Carboon Dioxide in USA 59
REFERENCE DATA
Perelstein I. I., Kuslyaikin G. A. Isobaric Heat Capacity
of Some Liquid Refrigerants in Saturation Line 62
SUMMARIES 62
(g) Издательство «Легкая и пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1983
I

погрузкой и выгрузкой (ч), текучесть
кадров (%), нарушения трудовой дисциплины.
Перечень показателей эффективности
внедрения бригадной формы может быть
расширен в зависимости от содержания
конкретных организационно-технических
мероприятий.
В приложении к Рекомендациям
приводится пример плана инженерного
обеспечения повышения эффективности и качества
труда в бригаде с указанием
ответственных исполнителей, форма протокола
заседания совета комплексной бригады, ведомость
членов бригады для распределения
заработка с применением КТУ, трудовой паспорт
бригады и сведения о ее составе.
При внедрении на холодильниках
мясокомбинатов бригадной формы организации
и стимулирования труда, помимо
разработанных Рекомендаций, может быть
использован опыт создания бригад нового типа на
предприятиях Краснодарского
производственного объединения мясной
промышленности.
Сейчас в нем работает более 470 бригад,
объединяющих 72% всех рабочих. Бригады
имеют свои трудовые паспорта, планы
инженерного обеспечения. Оплата труда с
использованием коэффициентов трудового
участия осуществляется в соответствии с
разработанным в объединении стандартом
«Материальное стимулирование бригад по
коэффициенту трудового участия».
В объединении действует система оценки
качества труда. При выполнении всех
необходимых требований технологии и
дисциплины оценка качества труда равна 1,0.
За допущенные нарушения величина КТУ
снижается. В зависимости от оценки
качества труда применяются следующие
коэффициенты понижения КТУ:
НАУКА,
ТЕХН1Ш4,
1ЕХНОЮПМ
УДК 621.57-2@83.75)
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НОРМ РАСХОДАМ
ПОТРЕБНОСТИ В ЗАПАСНЫХ
ЧАСТЯХ К ХОЛОДИЛЬНОМУ
ОБОРУДОВАНИЮ
Канд. техн. наук Э. М. БЕЖА НИ 111 ВИЛИ,
Л. М. ТИХОМИРОВА
ВНИИхолодмаш
Конкурентоспособность
машиностроительной продукции на внутреннем и
особенно внешнем рынке определяется в основ-
14
Оценка качества труда Коэффициент понижения
КТУ
0,90—0,86 0,1
0,85—0,81 0,2
0,80—0,71 0,3
0,70—0,61 0,4
0,60—0,51 0,5
При высокой оценке качества труда
величина КТУ повышается. Так, например,
рабочим бригады, совмещающим профессии
или работающим с высвобождением
численности, при оценке качества труда не ниже
0,91 устанавливается коэффициент
повышения 0,5. Коэффициент повышения 0,25
определяется рабочим, проявившим высокое
профессиональное мастерство при
выполнении работ по смежным профессиям,
передающим опыт и оказывающим помощь в
работе другим членам бригады с условием
оценки качества их труда не ниже 0,91.
Анализ фактически достигнутых
результатов внедрения бригадной формы
организации и стимулирования труда на
холодильниках объединения показал ее высокую
эффективность.
Например, на холодильнике Усть-Лабин-
ского мясокомбината бригада грузчиков
(бригадир М. Ф. Лаптев), состоящая из
11 человек, работая по новой системе
организации и оплаты труда, систематически
выполняет план на 102—105%, благодаря
сокращению простоев вагонов под погрузкой
ежемесячно экономит около 700 руб. На
холодильнике Медведовского мясокомбината
производительность труда увеличилась на
12,8%, ликвидированы прогулы, средняя
заработная плата рабочих повысилась
на 5,3%.
Создание бригад нового типа повысило их
роль в формировании, воспитании и
закреплении кадров. Текучесть кадров в 1982 г.
снизилась на 3,5%.
ном ее строимостью, энергоемкостью и
надежностью. Из этих показателей в
последнее время приоритет все более отдается
надежности и таким ее аспектам, как
обеспеченность запасными частями C4) на
весь срок службы изделия и гарантийное
техническое обслуживание.
Не касаясь вопросов технического
обслуживания, рассмотрим проблему
обеспечения потребителей, в том числе зарубежных,
34 к холодильным машинам в
необходимом ассортименте. Для решения этой
важной и многоплановой проблемы во
ВНИИхолодмаше выполнен ряд работ:
уточнена методика определения
потребности и норм расхода 34;
утверждены номенклатура и нормы
расхода 34 для всех типов компрессоров
семи унифицированных баз;
принята новая методология
формирования обязательных комплектов 34;

разработаны ремонтные комплекты 34;
впервые оценены нормы расхода 34 к
холодильным машинам (установкам);
впервые разработана номенклатура и
пронормирована потребность в холодильной
аппаратуре на ремонтно-эксплуатационные
нужды (РЭН);
рассчитана потребность 34 для народного
хозяйства и для оборудования,
поставленного на экспорт;
определена и обоснована номенклатура
сменных деталей с ремонтными размерами;
разработаны предложения по улучшению
планирования производства 34 и их
распределения по потребителям.
Для определения потребности в сменных
деталях любого (/-го) наименования на весь
срок службы холодильного компрессора
применена формула:
N^N^ + N^+N^-N^ A)
где/V/p,/V/T o,tVibh — потребность в сменных
деталях данного наименования
за срок службы компрессора
для замены деталей
соответственно: выработавших свой
ресурс; не отказавших, но
имеющих обнаруженные при
проведении технических
обслуживании неисправности и
дефекты (натиры, крупные
риски и царапины,
неудовлетворительная приработка,
трещины и др.); внезапно
отказавших в процессе
функционирования компрессора;
Ni0K — количество деталей данного
наименования в обязательном
комплекте.
Потребность в сменных деталях данного
наименования, необходимых для замены
деталей, выработавших свой ресурс,
складывается из количеств деталей, заменяемых
при проведении всех видов ремонтов за
срок службы компрессора:
Nip = niTmr + nicmc + п1ктю B)
где /г/т, nic,niK — количество деталей данного
наименования, которые
заменяются при текущем, среднем
и капитальном ремонте;
mT, mc, тк — число текущих, средних и
капитальных ремонтов за срок
службы компрессора.
Количество деталей /-го наименования
в обязательном комплекте определяется по
формуле:
#ю.к = nir.omr.o + ппК + Щъп C)
где nh0— количество сменных деталей /-го
наименования, которые заменяются
при техническом обслуживании;
тт.о> тт — число технических обслуживании и
текущих ремонтов с начала
эксплуатации компрессора до среднего ремонта;
Щъп — потребность в сменных деталях /-го
наименования для замены внезапно
отказавших деталей за ремонтный
цикл компрессора.
Количество заменяемых при техническом
обслуживании деталей nhQ
устанавливаются на основе статистических данных.
Например, принято, что в процессе каждого
технического обслуживания может быть
заменено до 15% пластин, 10%
поршневых колец, до 20% пружин клапанов
и т. д. от общего количества деталей
в компрессоре.
Для выявления количества сменных
деталей данного наименования yV[BH за ремот-
ный цикл компрессора полагаем, что
средняя наработка на отказ данных деталей
т/ср распределяется согласно
экспоненциальному закону. Тогда распределение числа
N'iBH подчиняется закону Пуассона и его
значение определяется по формуле:
ЛЬв-лАГр*. D)
где ni — количество деталей данного
наименования в компрессоре;
Xt— интенсивность отказов, ^=1/т/ср;
т1+т2 + т3+... + тт • 1 у
т — число периодов безотказной работы;
т/б — интервалы времени безотказной работы
данной детали, ч;
Трк — ресурс до капитального ремонта, ч.
Общее количество сменных деталей для
обязательного комплекта подсчитывается
по формуле:
N = 2 N-
F)
(8)
Среднегодовая норма расхода сменных
деталей данного наименования в
количественном выражении:
N^-Nt/A. G)
где А — срок службы компрессора, лет,
А Д.У"
т т
Д — технический ресурс компрессора
(наработка), определяемый как
произведение ресурса до капитального
ремонта Тд к на целое число ремонтных
циклов М (М=1ч-3), ч;
т — среднегодовая наработка, ч.
Значения величин Грк, Мит
приведены в работе [1].
Среднегодовая норма расхода сменных
деталей данного наименования в
стоимостном выражении:
(9)
^«ф.г k*"icp.r»
где Ct — стоимость одной детали данного
наименования, руб.
Норма расхода 34 на один компрессор:
^=2с,пг.
Ycp.r*
A0)
Потребность в 34 на ремонтные нужды
для парка холодильных машин данного
типа на заданный год, руб.:
СГЩП1% A1)
где IJj — парк холодильных машин данного типа,
A2)
"/ "/' вып "узам*
15

я
/вып
п.
количество холодильных машин
данного типа, выпущенных с начала
серийного производства;
количество замененных в парке машин
данного типа (выработавших свой
технический ресурс).
Общая потребность в 34 на ремонтные
нужды для всего парка холодильных
машин, руб.:
j
^общ
/ — номенклатура
холодильных
A3)
машин в
эксплуатируемом парке.
Разработанный ВНИИхолодмашем в
1931 г. справочник «Номенклатура и нормы
расхода запасных частей для ремонта
холодильного оборудования» [2]
согласован с основными потребителями, утвержден
Минхимнефтемашем и разослан в 1982 г.
всем министерствам и ведомствам, а также
всем территориальным управлениям
материально-технического снабжения
Российской Федерации и других союзных
республик. Использование справочника позволит
потребителям правильно составлять заявки
на 34 (с указанием номеров чертежей
деталей), а также исходя из
эксплуатируемого парка машин (на предприятии,
в регионе, ведомстве) планировать
средства и получать фонды на 34.
Справочник охватывает все типы вновь
освоенных и снятых с производства
компрессоров. Практически ко всем типам
компрессоров расширена номенклатура сменных
деталей. Совместно с Госкомсельхозтехникой
уточнена номеклатура 34 для молокоохлаж-
дающих машин.
Уточнены и нормы расхода 34. Это было
Марка
компрессора
ФВ6(Ю,5с-1)
ФВ6
ФУ12
ФУУ25
2ФВБС4
2ФВБС6
2ФУБС9
2ФУБС12
2ФУУБС18
2ФУУБС25
ФВ20
ФУ40
ФУУ80
АВ22
АУ45
АУУ90
АВ100
АУ200
АУУ400
ДАУ50
ДАУУ10
ДАУ80
П110
П220
Р90-7-6
5ВХ350
АТКА735
АТКА545
АТКА435
ХТМФ235М-
2000
ХТМФ248-
4000
ХТМФ348-
4000
АО600П
АО1200П
ДА0275П
ДАО550П
ДАОН175П
ДАОН350П
Стоимость запасных частей,
в
обязательном

комплекте
3,76
3,76
8,90
24,00
2,56
2,56
5,60
5,60
13,63
13,63
31,4
61,9
103,1
31,3
50,9
90,2
135,0
232,7
471,3
214,8
406,3
358,0
156,0
204,3
158,7
387,0
1597,0
1469,0
1056,0
1300,0
843,7
850,0
1196,0
2144,0
1251,0
2300,0
1262,0
2280,0
руб-
в ремонтных комплектах
для
текущего
ремонта
3,82
3,82
8,60
14,00
2,42
2,42
4,54
4,54
8,30
8,30
9,44
14,9
22,9
6,5
8,7
13,1
15,6
25,3
45,0
25,0
44,0
39,9
21,0
37,7
31,6
23,7
124,1
106,4
99,3
119,4
83,1
89,0
202,7
405,3
222,3
446,2
224,1
448,2
для
среднего
ремонта
7,24
7,24
16,3
25,7
5,14
5,14
9,9
9,9
20,6
20,6
40,5
48,3
105,8
21,3
29,0
45,5
82,3
125,9
210,9
126,0
210,2
216,1
159,0
222,6
86,8
110,0
2600,0
3516,0
3286,0
1894,0
1421,0
1430,0
820,3
1508,0
842,4
1445,0
843,4
1447,0
для
капитального
ремонта
32,3
32,3
66,2
146,0
35,4
35,4
72,9
72,9
135,3
135,3
163,4
225,0
333,0
86,8
127,7
218,6
245,0
386,0
708,0
397,0
708,4
749,0
316,5
506,0
517,0
742,7
12050,0
24590,0
12070,0
8960,0
9668,0
9160,0
1868,0
3454,0
2000,0
3820,0
2078,0
3872,0
Таб
лица 1
Среднегодовая норма расхода запасных частей, руб.
общая
4,43
6,05
10,1
15,4
3,9
5,0
5,9
6,4
6,0
11,5
15,3
24,15
40,0
16,2
22,5
36,2
52,3
82,2
146,5
120,6
210,8
214,4
52,0
82,9
94,5
62,1
1300,0
2340,0
1296,0
404,4
384,0
909,3
534,4
1000,0
614,9
1130,0
624,3
1138,0
к компрессору
приходящаяся на j

завода-изготовителя
компрессора
3,52
4,67
8,75
14,40
2,95
3,58
4,30
4,22
4,63
8,61
12,06
17,70
26,90
12,75
15,4
22,05
42,8
63,8
110,2
96,2
158,6
169,9
42,3
64,2
87,1
62,1
1300,0
2340,0
1296,0
404,4
384,0
909,3
528,9
989,8
603,1
1107,0
612,5
1114,0
завода
«Венибе»
-
0,53
0,84
0,71
1,45
0,53
0,84
1,10
1,63
0,80
1,80
2,86
5,53
12,0
2,8
5,6
11,2
8,6
17,1
34,2
24,3
49,2
42,0
9,0
18,0
—
—
—
—
—
—
—
—
5,5
11,0
11,8
23,6
11,8
23,6
гетали
покупные
0,38
0,54
0,64
0,95
0,42
0,58
0,50
0,55
0,57
1,09
0,38
0,92
1,10
0,65
1,5
2,65
0,9
1,3
2,1
0,8
3,0
2,5
0,7
0,7
7,4
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
к
холодильной
машине
общая
5,2
7,7
11,8
20,3
5,2
6,5
6,8
8,0
7,4
13,9
23,1
34,9
50,4
20,4
28,7
46,0
69,1
105,6
185,3
161,9
275,8
257,3
64,0
100,7
114,7
78,0
2218,0
3862,0
2293,0
670,0
640,0
1454,7
672,0
1262,0
774,0
1423,0
786,0
1434,0
16

вызвано тем, что изменились ресурсы
трущихся деталей компрессоров, в
результате надежность и долговечность
холодильных машин повысилась в 1,2—1,8
раза [5].
Новый подход к формированию
обязательных комплектов 34 к компрессорам
[4] заключается в том, что эти
комплекты должны обеспечивать проведение
плановых технических обслуживании и текущих
ремонтов компрессоров с начала
эксплуатации до среднего ремонта, а также замену
внезапно отказавших деталей в период
между техническими обслуживаниями и
плановыми ремонтами в течение всего
ремонтного цикла. В связи с этим в
обязательных комплектах увеличено количество
быстроизнашивающихся деталей
(пластины, пружины, графитовые кольца
сальника, поршневые кольца и др.) и снижено
количество более долговечных деталей
(пальцы, втулки шатуна, вкладыши).
В результате общая стоимость
обязательных комплектов к выпускаемым
холодильным компрессорам в 1982 г. снизилась
на 0,29 млн. руб.
Ремонтные комплекты 34 ко всем типам
холодильных компрессоров предназначены
для работников ремонтных служб
предприятий — потребителей холода и
используются для своевременного планирования,
приобретения и подготовки комплекта 34
к любому виду ремонта, проводимому
в соответствии с графиком
планово-предупредительных ремонтов.
Стоимость обязательных и ремонтных
комплектов 34, среднегодовые нормы
расхода 34 к компрессорам и холодильным
машинам приведены в табл. 1.
Общая среднегодовая норма расхода
34 к компрессору получена суммированием
стоимостей ремонтных комплектов и
структурно распадается на нормы, приходящие
на детали, изготавливаемые
заводом-изготовителем компрессора, заводом «Венибе»,
предприятиями других министерств
(покупные детали).
Общая среднегодовая норма расхода 34
к холодильным машинам включает 34 к
электрооборудованию, приборам защиты и
регулирования, арматуре, водяным
(рассольным) и аммиачным насосам, а также
к холодильной аппаратуре (трубки теплооб-
менных аппаратов, уплотнительные
прокладки и др.).
На рисунке показаны удельные (по
стоимости и металлоемкости) нормы расхода
34. Они различаются в зависимости от
типа машин, числа цилиндров компрессора,
режима работы. Как видно из графика,
удельные нормы расхода запасных частей
с ростом холодопроизводительности машин
уменьшаются.
На графике из общей совокупности
выделяются холодильные машины с
компрессором 2ФУУБС18 из-за низкой
среднегодовой наработки, с винтовым
компрессором 5ВХ350 благодаря высокой
надежности, с центробежным* компрессором
ХТМФ235М из-за относительно низкой
холодопроизводительности, с сальниковым
двухцилиндровым компрессором ФВ6 (с
частотой вращения 10,5 с-1) из-за низкой
холодопроизводительности при пониженной
частоте вращения.
Удельные (по стоимости и
массе) нормы расхода
запасных частей к
холодильным машинам с
компрессорами:
/ — бессальниковыми
многоцилиндровыми, винтовыми и
центробежными (при работе в условиях
кондиционирования); 2 —
бессальниковыми мало
цилиндровыми, сальниковыми
многоцилиндровыми; 3 — сальниковыми
малоцилиндровыми, бескрейцкопф-
ными двухступенчатыми в одном
корпусе с центробежными (при
работе в условиях
технологического производства); 4, 8 — оп-
позитивными одноступенчатыми;
5, 10 — оппозитивными
двухступенчатыми; 6 —
бессальниковыми и сальниковыми
многоцилиндровыми, старыми (III базы)
и новыми (IV базы), винтовыми
и центробежными (при работе в
условиях кондиционирования);
7 — сальниковыми
малоцилиндровыми, старыми (IV базы),
центробежными (при работе в
условиях технологического
производства); 9 — бескрейцкопфными
двухступенчатыми в одном
корпусе; а, б, в, г —
холодильные машины на базе
компрессоров соответственно 2ФУУБС18,
5BX350, ХТМФ235М, ФВ6 (л =
= 10,5 с)
2 Холодильная техника № 9
руб/кВт\
1,6
1,1
1,2
1,0
0,8
0,6
ОЛ
0,2
fl
I *
г
1
\
4.
1
ч.
р
Л^4
т
Г
•1
гК
| Д<
sL
1 ^>
^•-.
7*-
[
ia
**'*««»
"*V
^о
с
7 ^***"**
1Г~
Го^
>¦
""""*
„^
•
2^о
ь.
н
*д
V
о—
2?
1 —г
cJ
н*
8
V
I—Т"
6
Is
JjT
Г*
"»
•
?б
"ЦЦ\
кг/кВт
0,3
0,2
0,t
* 6 8W
6 8 10z 2 Ч б 810s 2 ЧИп,нВт
17

В связи с дополнительным уточнением
норм и введением нового прейскуранта
цен на запасные части [3] приведенные
в табл. 1 нормы на компрессор
несколько отличаются от приведенных в
справочнике [2]. При переиздании этого
справочника, которое намечено на 1984 г., в него
войдут уточненные нормы.
Для более полного и эффективного
использования холодильного оборудования
и поддержания его в работоспособном
состоянии, наряду с бесперебойным
снабжением 34, большое значение имеет
обеспеченность потребителей холодильной
аппаратурой на ремонтно-эксплуатационные
нужды (РЭН).
В табл. 2 показана потребность в 34
и аппаратуре на РЭН для парка
холодильных машин в СССР и за
рубежом (поставленных на экспорт) в 1982 г.
Видно, что потребность в аппаратуре на
РЭН превышает 7 млн. руб. (более 60%
приходится на холодильные машины с
компрессорами IV базы), а годовая
потребность в 34 на одну условную машину
в СССР составляет 26 руб., за
рубежом — 55 руб.
В табл. 3 указаны годовой, за 1982 г.,
выпуск холодильных компрессоров и 34
для парка эксплуатируемых компрессоров,
а также потребность в 34 к
выпущенным в 1982 г. компрессорам за их срок
службы. Из приведенных данных видно,
что для изготовления 55,16 тыс.
холодильных компрессоров общей стоимостью
39,56 млн. руб. израсходовано 13,55 тыс. т
металла. Одновременно выпущено 34 на
сумму 10,14 млн. руб. B5% от
стоимости изготовленных компрессоров), на них
затрачено 1,85 тыс. т металла A4% от
расхода металла на компрессоры).
За срок службы компрессоров,
выпущенных в 1982 г., потребуется 34 на
13 млн. руб. C3% от стоимости
компрессоров). Для производства этих 34 необхо-
Таблица 2
Холодопроизводи-
тельность, кВт
(база компрессора)
3,5—12 (I)
12—35 (II)
35—100 (III)
115—250 (IV)
350—500 (V)
600—1400 (VI)
Свыше 1500
(VII)
Всего
Парк
холодильных машин
A982 г.),
тыс. шт.
в СССР
336,3
66,0
61,4
49,6
6,1
1,0
0,98
521,0
за
рубежом
8,21
2,70
3,10
0,725
0,175
0,02
0,07
15,00
Потребность для парка,
млн. руб.
в СССР
в
запасных
частях
2,22
0,62
1,97
5,18
0,90
1,40
1,30
13,60
в
аппаратуре
на
РЭН
0,20
0,071
0,53
4,48
1,10
0,55
0,16
7,10
за
рубежом
в
запасных
частях
0,073
0,056
0,238
0,127
0,062
0,026
0,240
0,822
димо 2,0 тыс. т металла A5% от
металлоемкости компрессоров). Обращает на себя
внимание, что стоимость 34 к
компрессорам VI базы, выпущенным в 1982 г.,
к концу срока службы практически будет
равна стоимости самих компрессоров
(на 2% даже превышает ее).
В табл. 4 показана суммарная
потребность в 34 и аппаратуре на РЭН
к выпущенным в 1982 г. холодильным
машинам за их срок службы. Для этих
холодильных машин за срок службы
потребуется 34 и аппаратуры на РЭН на сумму
26,8 млн. руб. A8,2% от стоимости
машин), для производства которых нужно
11,2 тыс. т металла A4% от
металлоемкости машин). Как и для компрессоров,
максимальная потребность приходится на
холодильные машины с компрессорами
VI базы.
Учитывая большую потребность в металле
на 34 и аппаратуру на РЭН для холодил fa-
Таблица 3
Холодопроизводитель-
ность, кВт (база
компрессора)
3,5—12 (I)
12—35 (II)
35—100 (III)
115—250 (IV)
350-500 (V)
600-1400 (VI)
Свыше 1500 (VII)
Всего
Выпуск 1982 г.
холодильных компрессоров
количество,
тыс. шт.
33,7
9,9
6,4
4,15
0,88
0,08
0,05
55,16
стоимость,
млн. руб.
6,85
6,83
5,13
13,34
4,24
1,43
1,75
39,56
расход ме-
тыс. т
2,21
2,32
1,77
4,07
1,83
0,84
0,51
13,55
запасных частей
(для парка)
стоимость,
млн. руб.
1,49
0,52
1,5
4,1
0,68
1,06
0,79
10,14
расход
ла.тыс.т
0,35
0,14
0,22
0,77
0,14
0,12
0,11
1,85
Потребность в запасных частях к
рам выпуска 1982 г. за срок их
стоимость,
млн. руб.
2,05
0,64
2,33
4,16
1,48
1,46
0,88
13,0
% к
стоимости

компрессоров
30,0
9,4
45,4
31,2
34,9
102,0
50,3
33,0
расход

металла,
тыс. т
0,46
0,17
0,35
0,48
0,23
0,18
0,13
2,0
компрессо-
службы
% к
металлоемкости

компрессоров
20,8
7,3
19,8
11,8
12,6
21,4
25,5
15,0
18

Таблица 4
Холодопроизводительность,
кВт (база компрессора)
3,5—12 (I)
12—35 (II)
35—100 (III)
115—250 (IV)
350—500 (V)
600—1400 (VI)
Свыше 1500 (VII)
Всего
1982 г.
количество,
тыс. шт.
33,7
9,90
6,40
4,15
0,88
0,08
0,05
55,16
стоимость,
млн. руб.
50,00
21,00
24,20
31,69
13,12
3,00
4,10
147,10
расход
металла,
тыс. т
23,70
7,10
11,40
23,07
9,22
3,66
2,60
80,70
Суммарная потребность в запасных частях и
аппаратуре на РЭН к холодильным машинам
выпуска 1982 г. за их срок службы
стоимость,
млн. руб.
3,12
0,86
4,06
10,35
4,15
2,70
1,62
26,80
% к
стоимости
машин
6,3
4,1
16,8
32,6
31,6
90,0
39,5
18,2
расход
металла,
тыс. т
0,80
0,25
1,08
4,15
3,06
1,36
0,52
11,20
% к метал-
лоем кости
машин
3,3
3,5
9,5
18,0
33,2
37,2
20,0
13,9
ных машин за их срок службы, ее
следует иметь в виду при оценке
металлоемкости холодильных машин. Для
сокращения расхода металла на 34 и
аппаратуру на РЭН необходимо постоянно
повышать эксплуатационную надежность
холодильного оборудования, создавать
холодильную аппаратуру с высокими
антикоррозионными свойствами.
В номенклатурных перечнях 34 заводов-
изготовителей отсутствуют сменные детали
с ремонтными размерами, и заводы их не
поставляют (только московский завод
«Компрессор» поставляет вкладыши шатуна
с ремонтными размерами). Это приводит
к сокращению срока службы
дорогостоящих базовых деталей компрессора (гильз,
цилиндров, коленчатых валов, поршней,
iiiajyHoe), усложняет и удорожает ремонты.
Требуется улучшить планирование
производства 34 и их распределение среди
потребителей. Заводам необходимо
планировать производство 34 в номенклатуре,
принимая за основу ежегодно
выполняемые ВНИИхолодмашем расчеты
потребности в сменных деталях в номенклатуре
(в тыс. шт. по каждой детали). На основе
выявления наличия холодильных машин
по экономическим районам СССР
разработаны предложения о распределении
34 по территориальным управлениям
материально-технического снабжения (ТУМТС).
Выполненная работа позволяет ответить на
вопрос: сколько гильз, коленчатых валов
и других деталей, например, для
компрессора П110, должно быть поставлено в то
или иное ТУМТС. Для реализации этих
предложений следует ускорить организацию
соответствующих складов и магазинов при
ТУМТС.
Список использованной литературы
1. Бежанишвили Э. М., Таланов А. В.,
Хазанов И. Г. О трудоемкости ремонта
холодильного оборудования. — Холодильная
техника, 1983, № 7, с. 37—40.
2. Номенклатура и нормы расхода запасных
частей для ремонта холодильного
оборудования. М.: ВНИИхолодмаш, 1981, 131 с.
3. Прейскурант № 27—04—40 Оптовые цены
на запасные части к оборудованию
холодильному и компрессорному. М.: Экономика,
1981, с. 1—75.
4. РТМ 26—03—18—82. Методика определения
обязательного комплекта запасных частей. 10 с.
5. Смыслов В. И. Выбор показателей и
обеспечение надежности холодильного
оборудования.— Холодильная техника, 1983, № 8, с. 27—
30.
УДК 621.5.041-242.3.036.675
ПРИМЕНЕНИЕ
СТЕКЛО НАПОЛНЕННЫХ
ПОЛИАМИДОВ ДЛЯ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПОРШНЕВЫХ
КОЛЕЦ КОМПРЕССОРОВ
В. А. КУЗЬМИН, В. П. ДОЛЯ, А. Н. ПОТЕТНЯ
ВНИИкомпрессормаш
В. П. АФОНСКИЙ
Московский завод холодильного машиностроения
«Компрессор»
Э. Д. СУКАЧЕВА, В. П. ВАСИЛЬЕВА
СПО «Стеклопластик»
В отрасли компрессоростроения освоено
производство пластмассовых поршневых
колец по ОСТ 26—12—2010—78 из литьевых
материалов ТНК-2-Г5 по ТУ 26—12—428—83
и ЛАМ-1 по ТУ 26—12—404—74,
разработанных соответственно ВНИИкомпрессор-
машем по ПО «Мелитопольхолодмашем» на
основе полиамида 6, наполнителей и
термостабилизаторов [1,2].
Поршневые кольца из этих материалов,
прошедшие всесторонние испытания,
применяют для воздушных и холодильных
компрессоров. Они работоспособны при
температуре нагнетания не выше 200° С (при
этом температура стенки цилиндра не
должна превышать 160° С), рабочем давлении
до 30 МПа и скоростях скольжения до
2*
19

4,5 м/с со смазкой или с ограниченной
смазкой [3].
Замена металлических поршневых колец
пластмассовыми позволяет сэкономить
значительное количество металла, в 4—5 раз
снизить трудовые затраты при
изготовлении, уменьшить удельный расход
электроэнергии в процессе эксплуатации
компрессоров и увеличить срок службы как
цилиндров, так и колец.
Однако относительно низкая
теплостойкость поршневых колец из указанных
композиций ограничивает возможность их
применения в компрессорах с температурой
стенки выше 160° С, а также снижает
надежность работы компрессоров в аварийных
ситуациях при резком повышении
температуры, которое возникает, например, при
поломке пластины клапана.
В целях повышения теплостойкости
поршневых колец до 180—190° С были проведены
работы по подбору и разработке
композиционных полимерных материалов,
пригодных для серийного изготовления поршневых
колец.
Несмотря на многообразие
существующих антифрикционных композиционных
материалов, использование их для
поршневых колец не представляется возможным
по технико-экономическим показателям:
высокая стоимость и дефицитность
материалов, большие трудовые затраты или
невозможность организации серийного
производства.
Наиболее приемлемы при серийном
производстве колец термопластичные
композиционные материалы, которые при
определенном сочетании компонентов обладают
необходимым комплексом физико-механических,
антифрикционных и технологических
свойств. Авторами разработано несколько
вариантов композиций для изготовления
поршневых колец.
Состав композиций I—IX приведен в
табл. 1.
Для оценки разработанных композиций
на образцах исследовали их физико-ме-
Таблица 1
Номера

композиций
I
II
III
IV
V
Массовое содержание, %
составных частей исследуемых композиций
Полиамиды
ПА6
93
93
—
—
—
ПА66
—
93
83
63


ловолокно
—
—
10
30
Графит
ГЛС-1
5
—
—
—
—
ГС-2
5
5
5
5
Термо-
стаби-
торы
2
2
2
2
2
Примечание: Для композиций VI, IX в качестве полимерной
матрицы выбран стеклонаполнениый анид, а наполнителей —
фторопласт, полиэтилен высокого давления, цилиндровое
масло и дисульфид молибдена.
ханические, теплофизические и
антифрикционные свойства.
Композиции для литья образцов готовили
путем смешения компонентов в шаровой
мельнице. Продолжительность смешения
для каждой композиции подбирали
опытным путем в целях получения однородного
состава. Затем на термопластавтомате
Д3328 отрабатывали технологию получения
каждого материала и при выбранных
режимах изготавливали образцы.
При определении физико-механических
свойств композиций одновременно
исследовали и влияние термообработки на эти
свойства.
Термообработку образцов проводили в
масле КС-19, среде вода — масло КС-19,
гидрофоб из ирующей жидкости 136-41.
Установлено, что термообработка в
указанных средах существенно способствует
стабилизации размеров изделий, причем в
меньшей степени это отражается на деталях
из стеклонаполненных полиамидов. В табл. 2
для примера показано изменение физико-
механических свойств композиций после
термообработки в среде вода — масло
КС-19.
Теплостойкость исследуемых композиций
сравнивали по температуре размягчения при
Таблица 2
Номера

композиций
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
Разрушающее напряжение, МПа
при растяжении ор

Образцы без


обработки
59
64
77
70
72
138
149
153
152

Термообработка в среде
вода — масло
КС-19
56
53
67
69
64
142
135
151
155
при статическом изгибе ап
Образцы
без
термообработки
85
122
128
197
233
245
233
231

Термообработка в среде
вода — масло
КС-19
119
114
197
222
184
224
218
при сжатии аси-
Образцы
без
термообработки
168
176
171
184

Термообработка в среде
вода — масло
КС-19
174
170
193
182
Ударная
вязкость а,
кДж/м'
Образцы
без термов
обработки
21
36
27
25
25
31
34
32
31

Термообработка в среде
вода — масло
КС-19
26
80
38
16
18
29
28
29
27
20

напряжении изгиба 1,85 МПа по
ГОСТ 12021—75.
Одновременно определяли максимальную
температуру, при которой поршневые кольца
работоспособны. Опыты проводили на
компрессоре П110 в составе холодильной
машины AMI 10. Для этой цели были
изготовлены уплотнительные и маслосъемные
кольца диаметром 115 мм из III, IV, VII
композиций. Для сравнения параллельно были
испытаны поршневые кольца из ранее
разработанной и внедренной в производство
композиции ТНК-2-Г5 (композиция I).
Температуру газа и гильз повышали,
имитируя поломки пластины
нагнетательного клапана. Для этого в пластине делали
сквозной пропил определенной площади для
перетечки газа. Максимальная температура
в зоне поршневых колец была при
площади перетечки 1,5 см2. Температуру гильзы
цилиндра в верхней части хода поршня
регистрировали хромель-копелевой
термопарой, установленной на расстоянии 0,8—
1,0 мм от рабочей поверхности цилиндра.
Диапазон максимальных температур, при
которых поршневые кольца работоспособны,
устанавливали по изменению характера
кривой нарастания температуры гильзы,
которая должна быть монотонной. При
достижении максимальной температуры кольцо
расплавлялось, и в компрессоре появлялся
характерный стук. Опыт прекращали,
цилиндр и поршневую группу демонтировали
для осмотра.
Результаты испытаний представлены в
табл. 3.
Антифрикционные свойства
разработанных материалов — коэффициент трения и
износ образцов — определяли на машине
трения УМТ при скорости скольжения
1,3 м/с и удельной нагрузке 1,75 МПа.
Проведенные исследования
композиционных материалов на основе полиамида с
различными наполнителями позволили
установить, что введение в полиамид до 30%
стекловолокна повышает максимальную
УДК 621.576.043.001.5
ВЛИЯНИЕ НАПРАВЛЕНИЯ
ДВИЖЕНИЯ РАСТВОРА НА
ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ
ГЕНЕРАТОРА АБСОРБЦИОННОЙ
БРОМИСТОЛИТИЕВОЙ
ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ
Канд. техн. наук Л. С. ТИМОФЕЕВСКИЙ,
канд. техн. наук Н. А ШВЕЦОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Канд. техн. наук Н. Г. ШМУЙЛОВ
ВНИИхолодмаш
В абсорбционных бромистолитиевых
холодильных машинах, как правило,
применяются генераторы затопленного типа. Они
Таблица 3
Номера

композиций
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX

Ударная

вязкость
о,
кДж/м2
21
36
27
25
25
31
34
32
31

Температура
размягчения при
изгибе
112
175
200
205
205
205
205

Коэффициент трения
по стали со
смазкой
0,200
—
0,220
0,185
—
—
0,157
—
—
Износ,
мкм/ч
45
—
32
15
—
—
9
—
—

Максимальная

температура,
при
которой


способны
поршневые
кольца,
°С
160
160
165
168
185
185
185
185
185
Примечание: Разрушающее напряжение композиций
приведено в табл. 2.
температуру, при которой поршневые
кольца работоспособны, до 185° С. При этом
коэффициент трения и износ практически
не меняются, а физико-механические
свойства повышаются. Все это позволило
рекомендовать стеклонаполненные полиамиды
для серийного производства поршневых
колец.
Список использованной литературы
1. Быков Н. П., Кузьмин В. А.,
Мотора А. С. Точность изготовления поршневых
колец из наполненного капрона.— Химическое
и нефтяное машиностроение, Ю82, № 8,
с. 23—24.
2. ОСТ 26—12—2010—78. Кольца
пластмассовые поршневых компрессоров. Технические
условия.
3. Применение наполненного капрона для
изготовления поршневых колец / Н. П. Быков,
В. А. Кузьмин, А. С. Мотора и др. —
Технология и организация производства, 1975, №11,
с. 59—61.
менее эффективны, чем оросительные,
однако позволяют существенно уменьшить
интенсивность коррозии со стороны
раствора бромистого лития. Поступающий в
генератор слабый раствор обычно несколько
переохлажден. Поэтому важно, каким
образом он подводится в аппарат: сливается
сверху или подается снизу в поддон -—
зону наибольшего перегрева.
Для оценки эффективности способа
подачи раствора проведены исследования на
экспериментальном стенде ЛТИХП [1] с
генератором затопленного типа, в который
слабый раствор подводили под поверхность
нагрева. Предусматривали возможность
осуществления рециркуляции раствора для
изменения его скорости в межтрубном про-
21

странстве. Были определены коэффициент
теплопередачи и действительные потери в
генераторе затопленного типа с нижней
подачей раствора. Полученные данные
сопоставлены с аналогичными для верхней
подачи [1].
На рис. 1 показано изменение
температуры раствора бромистого лития по высоте
h теплообменного пучка генератора при
различных значениях скорости раствора в
межтрубном пространстве аппарата до, давления
водяного пара ph и концентрации раствора
\г Значения h отсчитывали снизу вверх
по ходу движения раствора в аппарате (при
исследовании процессов в генераторе
затопленного типа с верхней подачей раствора
[I] высоту h отсчитывали в
противоположном направлении). Значения минимальной
скорости раствора соответствовали
режимам, когда в генератор подавали слабый
раствор без рециркуляции.
Характер изменения температуры
раствора показывает, что в нижней части гене-
&t>°C\
Oft Ь,м
Рис. 1. Изменение температуры At раствора
бромистого лития по высоте h теплообменного
пучка генератора затопленного типа при
различных значениях скорости w раствора в
межтрубном пространстве генератора и плотности тепло-
вогб потока q^ = 3360 Вт/м2;
й _ р = 8,5 кПа, I =57,4%; б — рл=6,8 кПа, % =58,5%;
q _ р"=2,9 кПа, |. = 59,2%; 1, 5, 9 - да=0,00026 м/с;
i _ ?=0,00413 м/с; 3 — ш = 0,00572 м/с; 4 — да =
=0,00746 м/с; € — а; = 0,00326 м/с; 7 — о> = 0,00504 м/с;
8 — а? = 0,00617 м/с; 10 — а» = 0,00394 м/с; // — w =
= 0.00536 м/с; 12 — w = 0,00737 м/с
ратора раствор нагревается, затем по
высоте аппарата повышение температуры
раствора прекращается, после чего она
снижается. С возрастанием скорости раствора
температура изменяется менее интенсивно.
Применение рециркуляции крепкого
раствора выравнивает температуру раствора по
высоте генератора, однако в
рассматриваемом диапазоне малых скоростей раствора
это не приводит к заметному изменению
коэффициента теплопередачи и неполноты
выпаривания раствора, так как процесс
осуществляется в области ламинарного
режима движения жидкости.
В опытах без рециркуляции крепкого
раствора установлено, что со снижением
давления водяного пара в генераторе или с
ростом плотности теплового потока
температура раствора по высоте аппарата
изменяется интенсивнее. Аналогично влияние
этих факторов на указанный параметр и
для генератора затопленного типа с верхней
подачей раствора [1].
Изменения концентрации раствора по
высоте теплообменного пучка генератора не
обнаружено. Максимальное значение gf
практически достигается под теплообмен-
ным пучком генератора, а благодаря
естественной конвекции и наличию
значительного количества раствора в межтрубном
пространстве генератора, по сравнению с
количеством слабого раствора,
поступающего в аппарат, раствор интенсивно
перемешивается.
На рис. 2 представлено изменение
равновесного давления Ар по высоте тепло-
обменного пучка:
&P=Pi—Ph> A)
где pt — давление столба раствора в i-м
сечении теплообменного пучка,
йр, к Па
$
2
—--^л^
Д^ча^.
1г -57% 1
fy*W0BmM
%J
4.J
V
0>2
ол
Км
Рис. 2. Изменение равновесного давления Лр
по высоте h теплообменного пучка генератора
затопленного типа:
/ — рА=9,0 кПа; 2 — рА=4,9 кПа; 3 -
= 3,1 кПа; 4 — изменение давления столба раствора
Ph'
22

ft = QA'.
B)
Qi — плотность раствора, определяемая по
значениям температуры и концентрации
в /-м сечении аппарата;
Нь — высота /-го сечения.
Равновесное давление определяли с
помощью диаграммы концентрация-энтальпия
по экспериментальным значениям
температуры и концентрации в соответствующих
сечениях аппарата. Для сопоставления на
кривые изменения равновесного давления
по высоте теплообменного пучка генератора
нанесена линия изменения давления рь
столба раствора.
Проведенные ранее исследования [1]
показали, что экспериментальные значения
давления столба жидкости хорошо
согласуются с рассчитанными по формуле B),
так как плотность парожидкостной смеси в
межтрубном пространстве аппарата близка
к плотности раствора. В генераторе с
нижней подачей раствора концентрация паслед-
него по высоте аппарата практически
постоянна и соответствует концентрации
крепкого раствора. Поэтому, приняв в формуле-
B) значение q для крепкого раствора,
можно с достаточной степенью точности
вычислить давление р.
Характер изменения равновесного
давления и давления столба раствора по
высоте теплообменного пучка генератора
различен. В нижней части аппарата
равновесное давление значительно ниже давления
столба раствора. При некоторых значениях
h эти давления становятся равными. В
верхней части аппарата раствор находится в
перегретом состоянии по отношению к
давлению в слое жидкости.
Анализ полученных результатов
показывает, что в генераторе затопленного типа
с нижней подачей раствор интенсивно
кипит лишь в его верхней части. Раствор,
поступающий в генератор, смешивается с
находящимся в межтрубном пространстве.
Так как в нижней части генератора
температура раствора ниже равновесной,
соответствующей давлению столба раствора, то
в нижних слоях при подводе тепла от
греющего источника раствор только
нагревается, т. е. к нему подводится лишь теплота
перегрева. Нижняя часть аппарата служит
в качестве подогревателя даже в тех
случаях, когда раствор поступает в генератор
в перегретом состоянии по отношению к
температуре, соответствующей давлению в
паровом пространстве. В верхних слоях
раствор интенсивно кипит за счет теплоты
перегрева и подвода тепла от греющего
источника.
Коэффициент теплопередачи k в верхней
части аппарата значительно выше, чем в
нижней и превышает средние значения в
1,5 раза. В генераторе рассматриваемого
типа нижняя часть аппарата выполняет
функции, аналогичные функциям
теплообменника предварительного нагрева для
осуществления адиабатно-изобарного процесса
десорбции водяных паров раствором
бромистого лития [2]. На основании
вышесказанного представляется целесообразным
ограничить высоту теплообменного пучка
генератора затопленного типа с нижней
подачей раствора высотой, близкой к высоте
кипящего слоя, т. е. выполнить теплооб-
менный пучок аппарата в несколько ярусов.
С увеличением концентрации раствора
бромистого лития растет неполнота
выпаривания раствора д|г и снижается
интенсивность теплообмена в аппарате (рис. 3),
а также возрастает плотность раствора,
которая, в свою очередь, способствует росту
давления столба раствора.
На величину неполноты выпаривания
раствора существенно влияет давление в
паровом пространстве генератора. Потери от
неполноты выпаривания возрастают с
уменьшением давления водяного пара из-за
6
\' ^**S\ sr
Рис. 3. Зависимость неполноты выпаривания
раствора Agr (а) и коэффициента
теплопередачи h (б) от концентрации ?г крепкого
раствора в генераторе затопленного типа:
• — с нижней подачей раствора в ап-
. парат при <7FA = 4700 Вт/м2; / — рА=1,35 кПа;
2 — рл = 2,85 кПа; 3 — рл=4,75 кПа;
с верхней подачей раствора в
аппарат при </рА = 5300 Вт/м2 [1]; 4 — рл==1,3 кПа;
5 — рА*=3 кПа; 6 — рА=6 кПа
23

снижения интенсивности парообразования
и увеличения отрицательного влияния
столба кипящего раствора.
С ростом плотности теплового потока в
генераторе наблюдается снижение
неполноты выпаривания раствора, обусловленное
более интенсивным процессом
парообразования и уменьшением отрицательного
влияния столба кипящего раствора.
Одновременно увеличивается коэффициент
теплопередачи (рис. 4).
Для сопоставления на рис. 3 и 4
нанесены зависимости неполноты
выпаривания водного раствора бромистого лития и
коэффициента теплопередачи в зоне
кипения генератора затопленного типа с верхней
подачей раствора в аппарат от
соответствующих параметров режимов работы.
Характер представленных зависимостей для
генераторов с нижней и верхней подачей
раствора одинаков. Значения неполноты
выпаривания водного раствора бромистого
лития в генераторе затопленного типа с
нижней и верхней подачей раствора
практически совпадают. Коэффициент
теплопередачи в верхней части
генератора с нижней подачей раствора почти
в 2 раза выше коэффициента
теплопередачи в зоне кипения генератора с верхней
нодачей раствора. При подводе раствора в
аппарат снизу он поступает на теплообмен-
ный пучок с более высокой температурой,
чем при верхней подаче, так как
предварительно смешивается с раствором под теп-
лообменным пучком генератора.
Таким образом, нижняя подача раствора
в генератор затопленного типа,
обогреваемый низкопотенциальным источником,
вместо верхней подачи, позволяет повысить
эффективность процесса кипения раствора при
низкой температуре греющего источника и
неизменных параметрах охлаждаемой и
охлаждающей сред.
Результаты исследования внедрены в
новых разработках машин этого типа.
Список использованной литературы
1. Кошкин Н. Н., Т и м о ф е е в с к и й Л. С,
Швецов Н. А. Экспериментальное иссле-
/
S00
400
500
200
100
о /\/
ш
у
О 2000 WOO fa,Bm/M2
Рис. 4. Зависимость неполноты выпаривания
Д?г раствора (а) и коэффициента
теплопередачи к (б) от плотности теплового потока
qth в генераторе затопленного типа:
—— — с нижней подачей раствора: / — рА=4 кПа,
?г=62%; 2 — рА=4,8 кПа, ?.«=58%; 3 — рА=5,45 кПа,
&г-57%;
— с верхней подачей раствора [11: 4 — ph —
• =5,5 кПа. $г=59% ¦*
дование процессов в генераторе абсорбционной
холодильной машины при кипении водных
растворов солей.— Холодильная техника, 1979,
№ 8, с. 22—27.
Розенфельд Л. М., Паниев Г. А.,
Кузьмицкий Ю. В. Экспериментальное
исследование абсорбции и десорбции водяных
паров раствором бромистого лития.—
Холодильная техника, 1972, Ш 10, с. 31—35.
УДК 621.565.93/ .94:536.24.001.5
ИССЛЕДОВАНИЕ НАРУЖНОЙ
ТЕПЛООТДАЧИ
И АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО
СОПРОТИВЛЕНИЯ
КОНДЕНСАТОРОВ
С ГОФРИРОВАННЫМ
ПРОСЕЧНЫМ ОРЕБРЕНИЕМ
Канд. техн. наук Т. М. СУТЫРИНА,
Т. В. ПРОЗОРОВА
ВНИИхолодмаш
Создание высокоэффективных и
компактных теплообменных аппаратов для, холо-
24
дильных машин является актуальной
задачей. Это обусловлено чрезмерным
несоответствием между малогабаритными
компрессорами и крупногабаритной
аппаратурой, особенно при использовании
конденсаторов воздушного охлаждения.
В последнее время интенсификация
теплоотдачи на ребристых поверхностях
трубчато- и пластинчато-ребристых
аппаратов достигается главным образом
устройством просечек или прорезей для разрыва,
утоньшения и турбулизации пограничного
слоя и тем самым снижения теплового
сопротивления при теплообмене между ере-

дой и поверхностью ребра. 3iur способ
интенсификации реализован во ВНИИхо-
лодмаше в конденсаторах воздушного
охлаждения применением гофрированного
просечного оребрения (рис. 1).
Гофрированные просечные ребра
насаживаются на трубки диаметром 12 мм
с шагом 3,5 мм, равным высоте гофр,
каждое ребро — одновременно на шесть
трубок. Шаг трубок 30x30 мм,
расположение — коридорное. Материал трубок —
медь, ребер — алюминий. Отверстия в
ребрах под трубки выполняются с
воротниками шириной 2 мм. Коэффициент
оребрения теплопередающей поверхности р =
Изготовление ребер и их насадка на
трубки, т. е. сборка секций, выполняются
наодном и том же штампе-автомате.
Гофрированные просечные ребра, в
которых стенки гофр перпендикулярны
основной плоскости ребра и высота гофр
равна шагу ребер, не нуждающихся в
приспособлениях для фиксации ш ага ребер.
Однако на практике с учетом
трапециевидной формы гофр и автоматической
насадки ребер на вертикально
расположенные секции большой длины, все же
появляется необходимость в фиксаторах
шага.
В настоящее время конденсаторы
воздушного охлаждения, состоящие из секций,
показанных на рис. 1, применяют в
холодильных машинах МВВ4-1-2, 1МВВ6-1-2,
1МВВ9-1-2 и некоторых других.
Внедрение теплообменных аппаратов с
новым видом оребрения потребовало
разработки достоверной методики расчета
коэффициента наружной теплоотдачи и
аэродинамического сопротивления, а также
сопоставления их с другими видами
аппаратов.
Процесс теплообмена в аппарате с
гофрированным просечным оребрением носит
очень, сложный характер, так как
протекает в каналах, имеющих различную
конфигурацию в направлении от основания
ребра до его вершины. Помимо
неравномерности теплоотдачи на различных
участках неизотермической поверхности,
процесс осложняется тем, что межреберные
каналы сообщаются между собой через
многочисленные прорези в гофрах, при этом
частицы воздуха попеременно оказываются
-- - ¦ s Ъ s s '
н \*7
6отд. 012,6 QL.
Рис. 1. Гофрированное просечное ребро (без
фиксаторов шага) и секция, собранная из таких
ребер (а); схематическое изображение ребра с
фиксаторами шага (б)

то в пристенном слое, то в ядре потока.
Все это вызывает необходимость, в
первую очередь, получения эмпирических
зависимостей на основе опытных данных,
обработанных по коэффициенту теплоотдачи,
приведенному. к температурному напору
между трубкой и воздухом апр. Для
возможности дальнейшего обобщения
эмпирических зависимостей, распространения их на
сходные по конфигурации поверхности
и детального анализа различных
составляющих общего наружного теплового
сопротивления целесообразен расчетный
переход от приведенного коэффициента
теплоотдачи апр к конвективному ак путем введения
коэффициентов, характеризующих
эффективность оребрения. Такой подход
рекомендуется, например, в работе [6].
Экспериментальное определение непосредственно
конвективных коэффициентов теплоотдачи
в пучке трубок с насадным оребрением
малой толщины F.=0,3 мм) и с малым
шагом ребер (Sp=3,5 мм) сложной
конфигурации чрезвычайно затруднительно.
При определении приведенного
коэффициента теплоотдачи в аппаратах с
насадным оребрением дополнительные
сложности возникают из-за наличия теплового
сопротивления в зоне контакта трубок
с ребрами, которое также неравномерно
по окружности отверстий и длине труб.
Чувствительность высокоэффективных труб-
чато-ребристых аппаратов с высокой
степенью оребрения к тепловому контактному
сопротивлению обусловила необходимость
проведения специальных исследований в
целях оценки влияния различных
технологических факторов на тепловые
характеристики аппаратов [7].
В результате этих исследований были
выявлены основные технологические
факторы, снижающие тепловое сопротивление
контакта. К ним относятся: обеспечение
оптимального натяга в соединении
трубка — ребро, предварительное
гальваническое покрытие трубок мягким металлом
(олово, цинк), применение ребер без
лакового покрытия. В настоящей работе
рассматриваются результаты испытаний
экспериментальных образцов, выполненных
в соответствии с этими условиями. Однако
предлагаемая методика теплового расчета
предполагает возможность ее
использования и при других способах закрепления
ребер с учетом соответствующего
значения контактного сопротивления /?кт.
Образцы испытывали на
экспериментальном стенде, представлявшем собой
аэродинамическую трубу замкнутого типа
(рис. 2). Принудительное движение воздуха
в трубе осуществлялось центробежным
вентилятором с тиристорным приводом,
обеспечивавшим плавное изменение расхода
воздуха. Расход воздуха определяли с
помощью сопел, перепад давлений —
чашечными многопредельными
микроманометрами. Трубки экспериментальных образцов
обогревали горячей водой, расход которой
устанавливали объемным способом. Поле
температур воздуха до и после образцов
измеряли хромель-копелевыми термопарами
с предварительной их тарировкой, в
качестве вторичного прибора применяли
универсальный вольтметр В7-21.
Температуру горячей воды на входе и выходе
образца измеряли термопарами и
дублировали лабораторными ртутными
термометрами. Тепловые испытания проходили на
установившемся режиме. Расхождение
между значениями теплового потока по
воде и воздуху не превышало 5%.
Все испытания проводили в условиях
полного теплового моделирования (с
обогревом всех трубок оребренного пучка).
Экспериментальный стенд благодаря
наличию рабочей камеры обеспечивал
возможность испытания образцов как с
плавным направляющим патрубком на входе
при отсутствии входной турбулентности,
Рис. 2. Принципиальная схема воздушного тепло-
вогр испытательного стенда:
/ — центробежный вентилятор; 2 — верхний
воздуховод; 3 — направляющие лопатки; 4 — нижний
воздуховод; 5 — сотовый выпрямитель потока (хонейкомб); 6 —
спрямляющие сетки; 7 — профильный конфузор; 8 —
термопары: 9 — рабочая камеоа: 10 — напоавляюший патоубок:
цие сетки; 7 — профильный конфузор; 8 — термопа-
9 — рабочая камера; 10 — направляющий патрубок;
и — испытываемая модель; 12 — охладитель; 13 —
мерные сопла; 14 — чашечный микроманометр
ры
//
Горячая 6 о да
26

так и без этого патрубка с имитацией
условий работы аппарата при заборе
воздуха из большого пространства.
При обработке экспериментальных
данных как при теплоотдаче, так и по
аэродинамическому сопротивлению
скорость воздуха рассчитывали по сжатому
сечению пучка. Физические параметры
воздуха определяли по его средней
температуре. За определяющий геометрический
размер принимали эквивалентный
диаметр сжатого сечения, коэффициенты
теплоотдачи относили к полной наружной теп-
лопередающей поверхности.
За основу определения критериальной
зависимости Nu=/(Re), позволяющей
рассчитывать конвективный коэффициент
теплоотдачи, были взяты экспериментальные
зависимости Nunp=f(Re), полученные для
образцов с различной технологией
соединения ребер с трубами. Чтобы перейти
от зависимости для приведенного
коэффициента теплоотдачи к зависимости для
конвективного коэффициента теплоотдачи,
делали допущение, что для данного вида
оребрения эффективность ребер ?р и
поправочный коэффициент [а, учитывающий
неравномерность теплоотдачи по ребру,
определяются известными зависимостями,
приведенными в работах [8, 9].
Для вычисления значения общей
эффективности оребрения поверхности
использовали зависимость:
?=?р1г?к+Ь^> A)
Фн
где Ек — эффективность контакта;
<рн — наружная степень оребрения
(отношение полной наружной поверхности к
поверхности гладких трубок, не занятых
ребрами).
Через величину Е сделан переход от
приведенного коэффициента теплоотдачи
к конвективному:
ак = апр/?. B)
Поскольку для вычисления Ер и \i
необходимо знать ак, переход от апр к ак
осуществляли методом итераций с помощью
ЭВМ. Коэффициент эффективности
контакта ?к определяли по значениям /?кт,
представленным для различных образцов
в работе [7], с помощью соотношения:
Фн
Полученная таким образом зависимость
Nu=/(Re) для экспериментальных
образцов с гофрированными просечными
ребрами, имеющих различное контактное
сопротивление [7], представлена на рис. 3
(линия /). Обработка экспериментальных
точек по методу наименьших квадратов
дала следующее аналитическое выражение:
Nu = 0,073 Re0'75- D)
Значение показателя степени в
зависимости D) хорошо согласуется с
экспериментальными данными для поверхностей
сходного типа. Для пластинчато-ребристой
поверхности с аналогичным профилем [3]
он равен 0,7, для коридорных пучков
оребренных трубок [9] — 0,79.
Зависимость D) справедлива для
диапазона чисел Re = 2000-г-4500. При Re «2000
намечается перелом (линия / переходит
в штриховую), и для области Re<2000 более
точным будет выражение Nu= 0,048 Re0,8.
Расчет по зависимости D) в этом случае
дает погрешность в среднем ~6%.
На рис. 3 показаны также зависимости
Nunp=/(Re) для двух образцов,
представляющих наибольший интерес. Один из них
изготовлен пайкой ребер с трубками
(линия 2) у а другой — механической
раздачей трубок, предварительно покрытых
оловом, с оптимальным натягом (линия 3).
Ребра в обоих образцах выполнены
из алюминиевой нелакированной ленты.
Сопоставление линий 1 и 2 позволяет
оценить, на сколько снижается
коэффициент наружной теплоотдачи при
уменьшении эффективности ребра по сравнению
с основной поверхностью, а сопоставление
линий 2 и 3 — влияние контактного
сопротивления в аппарате с наилучшим
для производственных условий
закреплением насадных ребер путем механической
раздачи трубок.
В настоящее время в холодильном маши-
1 B it {в id г 2,ч з Тяйг*
Рис 3. Зависимости Nu = f(Re) и Nunp=f(Re):
/ — Nu = f(Re) для образцов с гофрированными
просечными ребрами: х — механическая раздача трубок с
оптимальным натягом @,28+0,32 мм), ребро лакированное
с фиксатором шага, трубки покрыты оловом; Щ- то же,
трубки покрыты цинком; <^ — то же, трубки без
покрытия; ф — трубки покрыты оловом, ребро лакированное,
без фиксатора, механическая раздача трубок с оптимальным
натягом; О — то же, с минимальным натягом; # —
трубки покрыты оловом, ребра нелакированные, механическая
раздача трубок_ с оптимальным натягом; Л — то же, с нулевым
натягом; ? — то же, гидрораздача; ^. — то же, без
раздачи.
2, з — Nunp=f(Re) для образцов соответственно
с припаянными нелакированными ребрами и с
нелакированными ребрами, закрепленными
механической раздачей с оптимальным натягом; 4 —
расчетная зависимость для гладкоребр истого
аппарата с 6р/^э = 5,55
27

ностроении аппараты с гофрированным
просечным оребрением изготавливаются на
основе лакированной алюминиевой ленты.
Для определения приведенного
коэффициента теплоотдачи можно использовать
зависимость D) вместе с уравнениями
A)
C). Значение /?кт следует
принимать равным 0,0023 ч • м2 • К/Вт [7]. Таким
образом, предложенная методика
позволяет рассчитывать аппараты с
гофрированным просечным оребрением, показанным
на рис. 1, при любом контактном
сопротивлении. При этом
среднеквадратичная погрешность определения апр
оценивается в 6—8%.
Точность, с которой получена зависимость
D), может быть оценена только после
проверки правомочности использования
значений ?р и ц, вычисленных по
зависимостям из работ [8,9]. В этой связи
исследованную теплообменную поверхность
следует сопоставлять с другими видами
поверхностей не по конвективным, а по
приведенным коэффициентам теплоотдачи. Такое
сопоставление является более объективным,
особенно для разнотипных поверхностей,
поскольку оно учитывает эффективность
оребрения и сопротивление контакта. Эти
факторы могут иметь решающее значение
при сопоставлении поверхностей, для
которых наружные коэффициенты теплоотдачи
одинаково эффективны.
Зависимость D) для определения
конвективного коэффициента теплоотдачи
соответствует условиям работы аппарата при
заборе воздуха без входного
направляющего патрубка. В настоящем исследовании
было обнаружено существенное влияние
входных условий на наружный теплообмен.
Зависимость Nu=f (iRe) для случаев
установки одного и того же образца в
рабочей камере с направляющим патрубком
и без него представлены на рис. 4.
Уменьшение эффективности наружной
теплоотдачи при установке аппарата в воздушном
контуре, обеспечивающем отсутствие
начальной турбулентности, может быть учтено
введением в рекомендуемую расчетную
зависимость D) поправки величиной 0,85.
Этот результат хорошо согласуется с
наблюдениями других исследователей. Например,
в работе [10] отмечается, что для трубча-
то-ребристых поверхностей в результате
различной турбулентности эффективность
теплоотдачи может отличаться на 10—25%.
Экспериментальные зависимости для
аэродинамического сопротивления в
размерной и беразмерной форме Для аппаратов
с гофрированным просечным оребрением
даны на рис. 5. Аэродинамическое
сопротивление отнесено к одной секции,
состоящей из трех трубок (ят = 3) по ходу
воздуха (L/d3=20,8). Аналитическое выражение
для расчета аэродинамического
сопротивления в размерной форме может быть
представлено в виде:
ь
г
/
А
ю
А
1,5
а
|
Г
2
Э
fis/f*
Nu\
30
25\
го
18
15
13
ю\
Рис. 4. Влияние входных условий на наружный
теплообмен:
/ — без направляющего патрубка, П — шестирядный
аппарат; 2 — с направляющим патрубком, А —
трехрядный аппарат», О — шестирядный аппарат
Ар, Па
400
300
200
ПО
100
00
60
50
40
30
€0
16
12
у
/ у
г J
г /
/
/
/
/
/
} 4
1
f
If '
» /
/
'
г>
/
«РУ
Г*
/
/
ft
/
/
р
9
**
д
&
#2Ь
1
btitf*
Г
fog
Фей
?J
2 3 4 J О 8 10 14 Wp,M&MQ
Ей Р I I I Г
3,0
2,3
2,0
*' 0,4 0,5 0.6 0,6 1 1,4 2 2,5 3 4 Re-105
5
Рис 5. Экспериментальные зависимости для
аэродинамического сопротивления в размерной (а)
и безразмерной (б) форме:
О — трехрядный аппарат с гофрированным просечным
оребрением (X/d9=2t?,8) с фиксаторами шага; х — то же,
без фиксаторов шага; D — четырехрядный аппарат
(T/d9=24,5); Л — шестирядный аппарат (L/rf9=41);
расчетная зависимость для гладкоребристого
трехрядного аппарата
28

Др=0,132AА<9) (WQy*. E)
где L — общая длина всех ребер вдоль потока
воздуха, м;
ds — эквивалентный диаметр сжатого
сечения пучка, м;
(wq)b — массовая скорость воздуха, кг/(с • м2).
Множитель L/d3 введен по аналогии с
зависимостью, предложенной в работе [2]
для глад ко ребристых аппаратов с
коридорным расположением трубок. Он, как
видно из рис. 5, а, хорошо отражает
характер влияния общей относительной
длины ребер.
Сравнение результатов испытаний
образцов, выполненных на базе ребер без
фиксаторов шага и с фиксаторами,
расположенными по продольной оси трубок
(см. рис. 1), показало, что их тепловые
и аэродинамические характеристики
совпадают. Это объясняется тем, что фиксаторы
шага расположены в зоне с повышенной
турбулентностью (за трубкой) и
практически не изменяют структуру потока.
Что касается влияния на теплоотдачу
рядности трубок пучка по ходу воздуха,
то в аппаратах, с гофрированным
просечным оребрением оно практически
отсутствует [1], что свойственно эффективным
поверхностям. Некоторое увеличение
теплоотдачи наблюдается лишь у двухрядных
аппаратов, но оно незначительно.
Конденсаторы воздушного охлаждения с
гофрированными просечными ребрами
внедрены в производство холодильных машин
взамен гладкоребристых аппаратов с
шахматным расположением трубок, которые
были подробно исследованы Д. М. Иоффе
[4, 5]. Для них предложены следующие
расчетные зависимости:
Nu=0J78Re°*(&pA/9)~CU4, F)
Др = 0,232 fagI»» (-e-V) ' ят. G)
•Ч>—°Р
Эти зависимости приведены
соответственно, на рис. 3 (линия 4) и рис. 5
(штриховая линия) применительно к аппарату
с теми же значениями шага трубок, шага
и толщины ребер, что и в
экспериментальных образцах с гофрированными
просечными ребрами. Ширина гладкого ребра
принята 6р=30 мм, так как гладкоребристые
аппараты изготавливаются, как правило,
с разрезными по ходу воздуха ребрами.
Сопоставление зависимостей для
аппаратов с просечными и гладкими ребрами
показывает, что эффективность
конвективной теплоотдачи у первых выше в 1,6—
1,7 раза, а аэродинамическое
сопротивление в 1,4—1,5 раза. Таким образом, можно
утверждать, что при одинаковых
коэффициенте оребрения, шаге трубок и ребер,
а также одинаковом материале ребер
использование гофрированного просечного
оребрения вместо гладкого является
рациональным, поскольку рост теплоотдачи
опережает рост аэродинамического
сопротивления. В этом случае заведомо можно
говорить о теплоэнергетическом
преимуществе аппаратов с гофрированными
просечными ребрами.
Однако гладкоребристые конденсаторы
воздушного охлаждения изготавливаются
в настоящее время на основе теплообмен-
ной поверхности не только с шагом
трубки 30x30 мм, но и с более тесным
трубным пучком, а следовательно, с меньшим
коэффициентом оребрения. Снижение
коэффициента оребрения при использовании
гофрированных просечных ребер
ограничено наличием гофр и технологическими
возможностями. Поэтому здесь уже
необходимо теплоэнергетическое сопоставление
по тепловым, массовым и объемным
показателям. При этом эффективность наружной
теплоотдачи должна сравниваться не по
конвективному коэффициенту теплоотдачи
ак, а по приведенному апр,
учитывающему эффективность оребренной поверхности.
Такое сопоставление было сделано для
конденсатора воздушного охлаждения АВЗ
х гофрированными просечными ребрами
холодильной машины МВВ4-1-2 и
конденсаторов воздушного охлаждения КВ-60,
15В32, 15Г55 и 4Ф-12, в которых
применяются гладкие ребра разных размеров
при различных шаге и диаметре трубок,
применительно к этой же холодильной
машине (рис. 6). Значения апр и затраты
мощности на единицу поверхности NF,
единицу массы (трубного пучка) NG и
единицу объема (трубного пучка) Nv
рассчитывали при скоростях воздуха 3—9 м/с.
Как видно из рис. 6, по эффективности
наружной теплоотдачи используемая в
настоящее время теплообменная поверхность
с гофрированным просечным оребрением
превосходит гладкоребристую поверхность
в той или иной степени в зависимости
от геометрии пучка с гладкими ребрами.
Дальнейшая интенсификация должна
идти по пути создания оптимальной
геометрии пучка с гофрированным просечным
оребрением при сопоставлении его с глад-
коребристыми теплообменными
поверхностями с учетом внутреннего
теплообмена.
Интересные результаты получены при
сопоставлении трубчато-ребристых аппаратов
с гофрированным просечным оребрением
с наиболее эффективными
пластинчато-ребристыми аппаратами, имеющими короткие
прерывистые ребра. Коэффициенты
теплоотдачи на стороне воздуха для этих
поверхностей примерно одинаковы. Мало
отличается и аэродинамическое
сопротивление, причем для трубчато-ребристой
поверхности оно несколько меньше. Поэтому
преимущество пластинчато-ребристого
аппарата заключается лишь в высокой
эффективности ребер в результате их малой
высоты и хорошего контакта с основной
поверхностью после пайки при качествен-
29

Рис. 6. Теплоэнергетическое со- ау™-&./0г?Вт/(м*-К)
поставление конденсаторов воз- -——
душного охлаждения с
гофрированным просечным и гладким
оребрением по объемным (а),
массовым (б) и тепловым (в)
показателям:
/ — AB3, гофрированное просечное ореб-
рение; 2 — 15Г55; 3 — 4Ф-12; 4 —
KB-60; 5 — 15В32
0,6 0,8 1
*пр #¦> Вт/(кгК)
ВО
ПИу^Вт/мз
6 10 П
*пр>Вгп/(м2К)
60
60
50
40
10
1 I
= i7
/О 14 20 JO
Г
70 100*
гоон^кш/м2
ном ее выполнении. Однако во
фреоновом конденсаторе воздушного охлаждения,
в котором существует значительная
разница в коэффициентах теплоотдачи теплооб-
менивающихся сред, применение
пластинчато-ребристой теплообменнои поверхности
мало конструктивно. Плоские каналы на
стороне фреона имеют неоправданно
увеличенный объем и требуют сравнительно
толстых пластин и брусков и
дополнительного оребрения из-за высокого давления.
По этой причине массовые и объемные
характеристики теплообменных блоков в
целом оказываются практически
одинаковыми. В то же время технология
изготовления трубчато-ребристой аппаратуры
более проста, а аппараты более надежны,
особенно при высоких давлениях,
характерных для аппаратов холодильных машин.
В дальнейшем представляет интерес
изыскание экономически целесообразной
технологии производства теплообменнои
поверхности с гофрированным просечным
оребрением на основе алюминиевых
трубок. Теплоэнергетические характеристики
у таких аппаратов по массовым
показателям большей будут значительно лучше, чем
у пластинчато-ребристых, вследствие их
конструктивности применительно к
условиям работы воздушных конденсаторов
холодильных машин.
Список использованной литературы
1. Блинов Н. Н., Су ты р и н а Т. М.,
Прозорова Т. В. Влияние рядности на
теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
аппаратов с гофрированным просечным
оребрением. — В кн.: Совершенствование
холодильных и компрессорных машин в процессе
исследования и проектирования. М., 1981,
с. 28—36.
2. Гоголи н А. А. Кондиционирование воздуха
в мясной промышленности. М.: Пищепромиз-
дат, 1966, 240 с.
3. Дубровский Е. Ф., Федотова А. И.
Исследование пластинчато-ребристых
теплообменных поверхностей. — Холодильная техника,
1971, № 12, с. 31—33.
4. Иоффе Д. М. Тепловой расчет и вопросы
оптимизации воздушных конденсаторов малых
холодильных машин. М.: ЦИНТИхимнефте-
маш, 1977, 55 с.
5. И о ф ф е Д. М. Аэродинамическое
сопротивление трубчатых теплообменников с
пластинчатыми ребрами. — Холодильная
техника, 1973, № 2, с. 21—23.
6. Стасюлявичус Ю. К., Скринска А. Ю.
Теплоотдача поперечно-обтекаемых пучков
ребристых труб. Вильнюс: МИНТИС, 1974,
243 с.
7. Сутырина Т. М., Прозорова Т. В.
Исследование влияния теплового
сопротивления контакта на эффективность трубчатых
поверхностей с насадным оребрением. —
Холодильная техника, 1983, № 6, с. 28—36.
8. Тепло обменные аппараты холодильных
установок /Г. Н. Данилова, С. Н. Богда-
30

нова, О. П. Иванов и др. Л.:
Машиностроение, 1973, 328 с
9. Юдин В. Ф., Тохтарова Л. С.
Обобщенные уравнения подобия конвективной теп-
УДК 621.564.25:526.632.001.24
СПОСОБ РАСЧЕТА ИЗОБАРНОЙ
ТЕПЛОЕМКОСТИ ЖИДКОСТИ НА
ЛИНИИ НАСЫЩЕНИЯ
Канд. техн. наук Л. И. ПЕРЕЛЫ11ТЕЙН,
Г. А. КУСЛЯИКИН
ВНИКТИхолодпром
Сведения об изобарной теплоемкости
жидкости на линии насыщения с'р
необходимы для калорических расчетов и
расчетов процессов тепломассообмена. Для
многих веществ значения с' неизвестны.
Строгий расчет изобарной теплоемкости
кипящей жидкости по известным
соотношениям термодинамики [9] чаще всего
оказывается невозможным из-за отсутствия
сведений о частных производных от
давления плотности или удельного объема
жидкости по температуре. Значение этих
производных можно получить
дифференцированием уравнения состояния жидкости.
Причем надежный расчет возможен, если
точность уравнения состояния достаточна
для вычисления производных с приемлемой
погрешностью. Такое уравнение, в свою
очередь, может быть составлено только на
основе надежных экспериментальных
данных о плотности в жидкой фазе.
Ограниченность сведений об изобарной
теплоемкости кипящей жидкости заставляет
вместо этой величины при расчетах
пользоваться теплоемкостью жидкости вдоль
линии насыщения с 'а. Этот прием допустим
при сравнительно низких температурах.
Если же приведенная температура т выше
0,7, то погрешность допущения может
оказаться неприемлемо большой.
В/этих условиях предпринята попытка
[8] /найти способ определения
теплоемкости с'р методом подобия без использования
уравнения состояния жидкости, но с
привлечением данных о термических свойствах
пара и теплоемкости в идеально-газовом
состоянии.
Для хорошо исследованных веществ были
рассчитаны значения различных
безразмерных комплексов, содержащих с'р и другие
теплоемкости. Анализ показал, что
значения комплекса
где R — газовая постоянная вещества,
при равных приведенных температурах т
практически одинаковы для различных
веществ:
Cb=[R-l(c'p-c'a)]x = idem. A)
Установлено также, что зависимость
комплекса сд от приведенной температуры
лоотдачи пучков оребренных труб при
поперечном омывании. — Труды ЦКТИ, 1975,
вып. 131, с. 63—110.
10. S с h m i d t E. — Kaltetechnik, 1963, № 4; 1963,
№ 12.
может быть выражена простой
эмпирической формулой:
СдСО-т^ехрО—тд), B)
где тд=A—т).
Из-за недостаточной точности имеющихся
данных по Ср и с'0 невозможно установить,
насколько точной является обобщенная
зависимость A), а следовательно, и
формула B). При значениях т«0,7 разность
между с'р и с'а соизмерима с суммарной
погрешностью значений ср и c'Q даже для
наиболее точных термодинамических
таблиц. Это значит, что относительная
погрешность значений комплекса сд, полученных
по термодинамическим таблицам при
т«0,7, может составлять десятки процентов.
С увеличением т разность между ср и с?
постепенно возрастает и при т«0,98
достигает для разных веществ 20—50% от
значений с'а. При этом погрешность расчета
комплекса сд снижается до единиц
процентов и вновь увеличивается в узкой
области вблизи критической точки (т>0,975)
из-за снижения точности данных по с' и
с'
Отсутствие строгой оценки точности
установленной обобщенной зависимости не
исключает возможности ее практического
использования для определения ср по формуле:
<?«<? +Я^д'ехрО-тд), C)
которая вытекает из выражений A) и B).
Доказательством этого положения может
служить рисунок, на котором представлены
относительные отклонения Ьср значений
ср, взятых из таблиц термодинамических
свойств хорошо исследованных веществ
разных классов, от соответствующих значений
cpt найденных по формуле C). Принятые
значения с'а получены по формуле:
c'a = TdS'/dT,
в которой производную от удельной
энтропии кипящей жидкости S' по температуре
Т рассчитали численным
дифференцированием по пяти точкам функции У =/G),
заданной в тех же термодинамических
таблицах, из которых взяты значения ср. В
расчетах использованы наиболее надежные
данные по термодинамическим свойствам на
линии насыщения азота [2], воды [3],
аммиака [5], двуокиси углерода [1],
хладагентов R22, R290 и RC318 [7, 4, 6].
Как видно из рисунка, погрешность
определения ср по формуле C) составляет
менее 0,5% при значениях т<0,8 и не более
1% в диапазоне т от 0,80 до 0,98. Для
веществ с менее точными данными по эн-
31

as
n
•1.0
1
О
о
if
о ¦
гГ 1
Ў Ў 1
A II
to
0,5
О
-Ц5\
Г
0,7
VP
^aJ^PfPa
Jl-Q?
о •
¦ •
Q8
0,9
Отклонения приведенных в литературе [1—7]
значений изобарной теплоемкости жидкости от
значений, рассчитанных по уравнению C) для
веществ разных классов:
О — азот; Щ — вода; Д — двуокись углерода; Ў—
аммиак; # — хладагент R22; Д — пропан; ? — хладагент
RC318
тропии жидкости на линии насыщения
погрешность расчета может быть большей.
Описанная методика использована для
вычисления теплоемкости ср некоторых
хладагентов. Рекомендуемые значения ср (см.
справочный отдел журнала) могут быть
полезными при создании тепловых машин,
циклы которых захватывают область
параметров рабочего тела, близкую к критической.
Такие режимы характерны, в частности, для
тепловых насосов и установок,
предназначенных для одновременной выработки тепла
и холода.
Данные по изобарной теплоемкости
кипящей жидкости важны не только для
непосредственного применения в практических
расчетах, но и для контроля надежности
уравнения состояния жидкой фазы,-лрлу-
ченного по термическим данным. Более
того, полученные предложенным способом
значения теплоемкости могут быть
использованы при разработке уравнения состояния
жидкости при отсутствии термических
данных в этой области.
Список использованной литературы
1. А л ту нин В. В. Теплофизические свойства
двуокиси углерода. М.: Изд-во стандартов,
1975, 551 с.
2.Вассерман А. А., Рабинович В. А.
Теплофизические свойства жидкого воздуха и
его компонентов. М.: Изд-во стандартов, 1968,
239 с.
3. Вукалович М. П., Ри вкин С. Л., А л ек -
сандров А. А. Таблицы термодинамических
свойств воды и водяного пара. М.: Изд-во
стандартов, 1969, 408 с.
4. Ершова Н. С, Пет рун и на Е. Б.,
Клецкий А. В. Уравнение состояния и
термодинамические свойства пропана.—
Холодильная техника, 1981, № 1, с. 30—33.
5. Клецкий А. В. Аммиак. Таблицы
термодинамических свойств газов и жидкостей. М.:
Изд-во стандартов, 1978, вып. 4, 75 с.
6. Клецкий А. В. Уравнение состояния и
термодинамические свойства хладагента RC318.—
Холодильная техника, 1982, № 10, с. 58—61.
7. Клецкий А. В. Фреон-22. Таблицы
термодинамических свойств газов и жидкостей.
М.: Изд-во стандартов, 1978, вып. 2, 59 с.
8: Перельштейц И. И., Кусляйкин Г. А.
Расчет .изобарной теплоемкости кипящей
жидкости без привлечения уравнения состояния
жидкой фазы.— В кн.: Тез. докл. III Все-
союз. науч.-техн. конф. по холодильному
машиностроению. М., 1982, с. 9—10.
9. Сычев В. В. Дифференциальные уравнения
термодинамики. М.: Наука, 1981, 195 с.
УДК 662.76:664.8.037
ЛАБОРАТОРНАЯ УСТАНОВКА.
ДЛЯ РЕГУЛИРОВАНИЯ ГАЗОВОЙ
СРЕДЫ ПРИ ХОЛОДИЛЬНОМ
ХРАНЕНИИ ПЛОДОВ И ОВОЩЕЙ
А. В. МЕЛЬНИК,
канд. о-х. наук В. М. НАЙЧЕНКО
Уманский сельскохозяйственный институт
Холодильное хранение в
регулируемой газовой среде (РГС) является
прогрессивным способом сбережения
продукции сельскохозяйственного
производства, в частности плодов и
овощей.
Исследованиями в нашей стране и
за рубежом выявлено избирательное
отношение растительной продукции к
составу РГС, что требует уточнения
газовых и температурных режимов
применительно к виду,
помологическому сорту и агроклиматическим
условиям района выращивания плодов.
Известны два способа регулирования
газового состава среды в
экспериментальных камерах (контейнерах): за
счет дыхательной активности объектов
хранения и путем подачи извне
искусственно приготовленной газовой
смеси заданного состава. К
преимуществам последнего относятся
сокращение времени выхода на рен им при
закладке продукции; удаление
продуктов метаболизма (этилена и летучих
веществ), стимулирующих обменные
32

процессы и дозревание плодов;
возможность создания режимов с любым
сочетанием газовых компонентов;
технологичность в обслуживании.
Искусственный способ регулирования
газовой среды нашел широкое
применение во фрукто- и овощехранилищах.
Газовые смеси в экспериментальных
условиях приготавливают или
смешением потоков газов контролируемого
расхода (динамический метод), или
нагнетанием газов в стальные баллоны
до расчетного парциального давления
и последующей подачей газовой
смеси в контейнеры с плодами
(статический метод).
Статический метод* более
распространенный благодаря надежности и
относительной простоте, рекомендован
Фт
Рис. 1. Принципиальная схема установки для
создания и регулирования газовых сред:
I — баллоны с техническими газами; 2, 3, 14 — редукторы;
4—6, 8, 10, 12, 15, 21, 26 — вентили; 7, 9, 11 —
Образцовые манометры; 13 — ротаметр; 16 — клапан;
17 — баллоны со смесями; 18 — увлажнитель; 19 —
осушитель; 20 — распределительная гребенка; 22 —
капиллярные дозаторы; 23 — стеклянные сосуды; 24 — контейнеры;
25 — поглотители •
для научно-исследовательской работы
по хранению плодов и овощей [2].
Предлагаемая лабораторная
установка для создания и регулирования
газовых сред отличается от известных
конструкций подобного типа [1, 3, 4]
тем, что в нее включены станция
заправки баллонов и система
распределения газовых смесей, применено
дозирование и контроль поступления
смеси в каждый контейнер с
плодами, осуществлено регулирование
относительной влажности среды,
исключен 48-часовой период отстоя
приготовленной смеси для диффузионного
перемешивания компонентов [4].
Последнее достигнуто реализацией
установленной закономерности,
заключающейся в том, что при
расходовании свежеприготовленной газовой
смеси из горизонтально расположенных
баллонов колебания заданного состава
ее не превышают ±0,5%.
Установка (рис. 1) состоит из
станции заправки, узла приготовления
смеси, устройства регулирования
влажности и системы распределения смеси
по контейнерам.
Станция заправки включает баллоны
/ высокого давления с техническими
газами, редукторы 2 (ДКП1-65) и
3 (РС-250-58), вентили 4—6, 8 и 10
(КВ-2МС), а также образцовые
манометры 7, 9 и //.
Оборудование /—4 размещается в
специальном шкафу, установленном вне
помещения, остальное — в
лаборатории.
Узел приготовления смеси, общий
вид которого показан на рис. 2,
в режиме заправки баллонов 17,
Рис. 2. Общий вид
узла приготовления
смеси
33

включенных параллельно для
увеличения общей емкости, работает
следующим образом. Через открытый
вентиль 12 и односторонний клапан
16 технические газы с давлением,
несколько большим расчетного,
поочередно поступают в баллоны /7,
при этом вентиль 15 закрыт, чтобы
исключить проникновение чистых
газов в систему распределения.
Газовая смесь готовится по
парциальному давлению компонентов,
рассчитанному с поправками на
содержание примесей в исходных газах
[4]. Вначале подается углекислый
газ или кислород, а затем азот. При
поставке технического азота с
остаточным содержанием кислорода,
равным расчетному в приготавливаемой
газовой смеси, необходимость в
применении чистого кислорода отпадает.
Контроль давления в баллонах 17
в период заправки ведется по
образцовым манометрам 7, 9 или // при
закрытом на время измерения
вентиле 5.
После окончания заправки вентиль 12
закрывается, а вентиль 15 открывается.
Газовая смесь через редуктор 14,
понижающий давление примерно до
0,1 МПа, поступает в ротаметр 13
(РС-ЗА). Применение редуктора в
сочетании с ротаметром обеспечивает
равномерную подачу газовой смеси
на протяжении всего периода
расходования ее из баллонов 17. Ротаметром
окончательно регулируется расход
смеси из расчета 6—8 л/ч на 50 кг
хранимой продукции [2]. Давление газов в
магистрали станции заправки
сбрасывается вентилем 6. Пробы на
анализ газового состава отбирают через
вентиль 26.
Из ротаметра 13 газовая смесь
поступает в устройство регулирования
влажности, в которое входят
последовательно соединенные увлажнитель
18 с водой и осушитель 19 с
насыщенным раствором гигроскопической
соли. Применение увлажнителя 18
вызвано необходимостью обеспечить
нормальное функционирование осушителя
19. Опыт показал, что при отсутствии
увлажнителя из-за сильного испарения
воды, вызванного прохождением газа
низкой влажности из баллонов 17,
распылительное устройство осушителя
периодически забивается выпадающей
в осадок солью.
В устройстве регулирования
влажности реализован динамический метод
смешения водяных паров с газовой
средой, основанный на том, чтхх-в
потоке газа, проходящего через
насыщенный водный раствор
гигроскопической соли, устанавливается гигротер-
мичеекое равновесие, при котором газу
сообщается определенный уровень
влажности, зависящий от химического
состава соли.
Предварительные расчеты с
применением психрометрических таблиц
показали, что для рекомендуемой
относительной влажности среды 95% при
заданных температурах хранения
плодов в РГС 0 или 3°С
парциальные давления паров воды
адекватны — соответственно 5,83 или
7,23 гПа. Следовательно,
поддержание приведенных параметров
влажности поступающей в контейнеры
газовой смеси, независимо от степени
ее нагрева, обеспечивает после
охлаждения ее до температуры хранения
относительную влажность порядка
95%. Таким образом, представилось
возможным активно формировать
влажность среды при хранении плодов
в контейнерах на несложном
оборудовании, размещаемом вне
холодильных камер.
В осушителях применены слабогид-
ролизующиеся соли, растворы которых
поддерживают указанные выше
парциальные давления паров воды. Так,
для формирования парциального
давления паров воды 7,23 гПа
(хранение при температуре 3°С) используют
насыщенный водный раствор
хлористого кальция, обеспечивающий
парциальное давление 7,56 гПа при 18°С
[6], что близко к расчетному
значению. Для создания упругости пара
5,83 гПа (хранение при 0°С)
применяют насыщенный водный раствор
смеси солей — хлористого натрия и
азотнокислых натрия и калия, который
создает парциальное давление паров
воды 5,71 гПа при температуре
16°С [5]. Указанные реактивы
квалификации «хч» после растворения в
дистиллированной воде до насыщения
заливают в осушители. Состояние
насыщения растворов в процессе работы
поддерживают периодическим
добавлением соответствующей сухой соли.
Из осушителя 19 смесь поступает
на распределительную гребенку 20
системы распределения (общий вид ее
показан на рис. 3) и далее через
34

Рис. 3. Общий вид системы распределения смеси
вентили 21, позволяющие отключить
любое направление, на капиллярные
дозаторы 22. Дозаторы при небольшом
давлении на входе, порядка 0,02 МПа,
распределяют смесь по контейнерам
24. Поступление газа в контейнеры
контролируется стеклянными сосудами
23, наполовину заполненными таким
же насыщенным раствором соли, как и
осушитель 19.
В контейнеры 24 с хранящейся
продукцией, установленные в
холодильной камере с соответствующей
температурой, газовая смесь подводится
через пластмассовые пневмотрубки и
герметизированные штуцеры.
Заключающим звеном системы
распределения являются поглотители 25
с 30%-ным раствором щелочи для
химического связывания углекислого
газа. Они размещены на пути выхода
газовой смеси из контейнеров.
В установке использованы два типа
УДК 66.047.25
УСОВЕРШЕНСТВОВАННЫЙ
СПОСОБ УПРАВЛЕНИЯ
ПРОЦЕССОМ СУБЛИМАЦИОННОЙ
СУШКИ
Д-р техн. наук, проф. Б. П. КАМОВНИКОВ,
В. С. ЧИХЛАДЗЕ
Московский технологический институт мясной
и молочной промышленности
Наиболее распространенный способ
управления процессом сублимационной
сушки [1] основан на поддержании
температуры продукта на постоянном до-
герметичных металлических контейнеров
прямоугольной формы размерами 0,7 X
X0,5x0,8 и 0,7X0,3X0,45 м. В
боковой стенке первого из них имеется
проем площадью 0,16 м2, который после
загрузки ящиков с продукцией
закрывают листовым органическим стеклом
через уплотнительную резиновую
прокладку. У второго контейнера в
герметично закрывающейся передней
стенке сделаны окна для наблюдения за
состоянием плодов при хранении.
Описанное оборудование
применялось в 1980—1983 гг. при изучении
влияния газовых и температурных
режимов на сохраняемость свежих яблок
и слив. Хранение проводили в
холодильных камерах КХР-12М.
При относительной простоте
конструкции установка не сложна в
обслуживании и надежна в эксплуатации.
Список использованной литературы
1. Дженеев С. Ю., Львова А. В.,
Хитрой Я. И. Установка для хранения
винограда в модифицированной газовой среде.—
Садоводство, виноградарство и виноделие
Молдавии, 1975, № 5, с. 57—59.
2. Проведение исследований по хранению
плодов и овощей в регулируемой газовой среде.—
В кн.: Проведение исследований по
хранению плодов семечковых культур и
винограда. Методические указания ВАСХНИЛ,
М., 1972, с. 24—35.
3. Скрипник В. В., Малишевская М. Ф,
Лабораторная установка для регулирования
газовой среды.— Консервная и овощесушиль-
ная промышленность, 1982, № 8, с. 33—34.
4. Широков Е. П., Никитаев А. М.,
Ушакова М. И. К методике
установления оптимального состава газовой среды для
хранения плодов и овощей. — Известия ТСХА,
1974, вып. 5, с. 220—223.
5. O'Brien M. A.—J. Sci. lnstr., 1948,
Vol. 25, Mb 2, pp. 73—76.
6. Winston P. W., Bates D. H.—Ecology,
1960, Vol.4i, Xo 1, pp. 232—237.
пустимом уровне: 55—60°C для
мясопродуктов и 30—35°С для
кисломолочных продуктов.
Этот способ управления процессом
сублимационной сушки описывается
формулой:
*.- ху™-у , A)
где q'u — текущее значение плотности теплового
потока, поглощаемого материалом,
Вт/м2;
35

А, — коэффициент эффективной
теплопроводности материала, Вт/(м • К);
'доп — допустимая температура продукта в
момент т, — конца первого периода
сушки, °С;
ts — начальная температура сублимации, °С;
hx — толщина обезвоженного
поверхностного слоя материала в момент т=Т|, м;
т — текущее время сушки, ч;
А 2 — комплекс,
., (Ци-и*)<1оГ , ...
2" 2MW=U ' B)
GН, UK.-— влагосодержание материала по сухому
остатку соответственно в начале (т=0)
и конце (т=тк) сушки, кг/кг;
q0 — плотность абсолютно сухого
материала, кг/м3;
г —- теплота фазового перехода, лед — пар,
Вт • ч/кг.
Управление процессом по данному
способу предусматривает стабилизацию
верхнеэкстремальной температуры *вэ
во втором тп и третьем тш периодах
сушки на допустимом уровне (рис. 1).
Экспериментально установлено, что
объекты сублимационной сушки по
мере уменьшения их влагосодержания U
становятся менее лабильны к
повышенным температурам. В частности, для
мясопродуктов получена зависимость /вэ
от U, представленная на рис. 2. Оедо-
вательно, в периодах т„ и тш темпера -
Рис. 1. Изменение энергоподвода q (а) и
температуры / (б) в экстремальных зонах в
процессе сублимационной сушки говяжьего мяса:
*вэ — верхняя экстремальная температура; /и э —
температура в центре продукта; t — равновесная температура;
Tj—тИ| — периоды сушки; т„ т2, тк — моменты
окончания соответствующих периодов сушки; верхний индекс'
относится к показателям, полученным при старом способе
сушки
туру tBB можно поднять выше /доп. Это
позволяет интенсифицировать процесс
сушки и вести его при более высоком
температурном режиме в зоне YB>9 во
втором и третьем периодах.
При составлении новой программы
энергоподвода было учтено, что
температура /вэ является функцией не только
влагосодержания материала, но и
времени [2]. Поэтому при выводе рабочей
формулы программы.энергоподвода
была использована вспомогательная
функция
*<т> *<т)Л-
где
СР(т)=/р-^-(^р-^доп)ехР
(-^).
C)
ts — температура сублимации,. °С;
Ти — константа экспоненты.
Формула нового режима
энергоподвода к продукту сушки имеет вид:
?и<»>"
ЯУ(т)
v
D)
т+
Мм
где hx — высота слоя высушенного продукта за
первый период;
2 ~ ' '
Выражение D) характеризует
программу энергоподвода с возрастающим
h3.*c
85
tp
80
75\
70\
&\
60\
55\
ир
0,1 0,2 0,3 ОЛ 0,5 и^ЦигМ
Рис. 2. Зависимость верхней экстремальной
температуры tB э на поверхности продукта при сушке
говяжьего мяса от его влагосодержания U:
Up, UKp — равновесное и критическое влагосодержания
36

температурным пределом /вэ во втором
т„ и третьем тш периодах.
Проведенные нами многочисленные
опыты подтвердили расчетные
результаты. Полученный в ходе
экспериментов готовый продукт имел стандартное
качество. При определении последнего
были исследованы свойства
сублимированных мясопродуктов (влагоудержи-
вающая способность, коэффициент во-
допоглощения, растворимость
мышечных белков) и дана также органолепти-
ческая оценка. Влагоудерживающую
способность определяли по методике
Р. Грау и Р. Хамма в модификации
В. Воловинской и Б. Кельмана,
коэффициент водопоглощения и растворимость
мышечных белков — по методикам,
разработанным в МТИММП.
При использовании нового способа
процесс сублимационной сушки
сократился на ~15%, причем это было
достигнуто не в результате конструктив-
УДК 66.8/.9.037-97/-98: [66.93:66.97:541 Я]
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
И ДАВЛЕНИЯ НА РАСТВОРИМОСТЬ
ГАЗОВ В ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТАХ
Г. С. АПАЕВ
Бакинский филиал Гипромолпрома
Исследованиями [1,3,9 и др.]
установлены достоинства охлаждения и
замораживания пищевых продуктов при
повышенных давлениях газа. Однако
распространение этого способа
холодильной обработки пищевых продуктов
сдерживается недостаточной
изученностью происходящих при этом
процессов теплообмена. При холодильной
обработке продукта под избыточным
давлением в нем растворяется газ, и это
влияет как на внешний, так и на
внутренний теплообмен. Внешний
теплообмен изучен авторами ранее [6]. Для
исследования внутреннего теплообмена,
а также качественных показателей
продукта необходимо определить
количество растворенного в нем газа.
Растворимость газов в продуктах
изменяется в широких пределах в
зависимости от природы газа и вида
продукта, концентрации сухих веществ,
содержащихся в продукте, давления газа
над ним, температуры и других
факторов.
В результате обработки
многочисленных опытных данных найдено [5], что
зависимость растворимости газов во
ных изменений сублимационной
установки, а только путем изменения
программы энергоподвода.
Усовершенствованный способ
управления процессом сублимационной
сушки прошел промышленную проверку на
Оршанском мясоконсервном комбинате,
его применение позволило сократить
процесс сушки на 2 ч.
Предложенный способ управления
процессом сублимации можно
рекомендовать для сублимационного
обезвоживания мяса и мясопродукта с
использованием радиационного и
комбинированного способов энергоподвода.
Список использованной литературы
1. Камовников Б. П., Васильев А. И.,
Байбуз В. Н. Метод расчета программ
энергоподвода при сублимационной сушке
мясных продуктов. — Мясная индустрия
СССР, 1980, К* 5, с. 32—33.
2. Лыков А. В. Теория сушки. М.: Пищевая
промышленность, 1968, 471 с.
влагосодержащем материале
(растворе) от концентрации примесей
электролитов подчиняется уравнению:
N=NorKCt A)
где N—растворимость газа во
влагосодержащем материале, кмоль;
N0 — растворимость газа в чистом
растворителе, кмоль;
к — постоянная величина для данной
системы при р, Г =*const, м3/кмоль;
с — удельная концентрация электролита во
влагосодержащем материале, кмоль/м3.
Уравнение A) показывает, что с
увеличением концентрации электролита во
влагосодержащем материале при
постоянных давлении и температуре
растворимость газов в нем уменьшается.
Логарифмируя уравнение A),
получим:
\gM=\gN0—0,434кг. B)
Из формулы B) видно, что функция
\gN=f(c) является линейной.
Зависимость растворимости газов в
пищевых продуктах от температуры и
давления можно изучать на воде. Так
как в пищевых продуктах содержится
до 95% влаги [7], растворимость газов
в продуктах и воде приблизительно
одинакова.
Влияние температуры на
растворимость газов во влагосодержащих
продуктах качественно можно оценить на
основе принципа Ле Шателье,
применяя его к системе:
газ + растворитель"*^*раствор + Q ,
где Qp — тепловой эффект растворения.
37

С повышением температуры при
постоянном давлении, если Qp>0
(экзотермический процесс), то, согласно
принципу Ле Шателье, равновесие
системы смещается справа налево, т. е.
растворимость газа в данном
растворителе (продукте) уменьшается, если же
Qp<0 (эндотермический процесс), то
равновесие системы смещается слева
направо, т. е. растворимость газа
увеличивается. Таким образом, влияние
температуры на растворимость газов в
продуктах при постоянном давлении
определяется знаком теплового
эффекта растворения.
Количественно влияние температуры
на растворимость газов в тех
растворителях, с которыми они образуют
идеальные растворы^ожно определить по
уравнению ВантЧГоффа:
d\nN Д#
-w~ = "w C)
где Т — температура растворителя, К;
ДЯ—киломольная теплота растворения
газа, Дж;
R — универсальная газовая постоянная,
равная 8314 Дж/(кмоль • К).
Уменьшение растворимости газа с
повышением температуры (Д#<0) можно
истолковывать по-разному. Скорость
улетучивания молекул растворенного
газа из продукта увеличивается с
повышением температуры в большей
степени, чем скорость, с которой молекулы
газа над продуктом ударяются о его
поверхность и растворяются в нем.
С энергетической точки зрения, силы
притяжения, заставляющие молекулы
газа распределяться в продукте,
ослабляются при более высокой температуре
благодаря увеличению их кинетической
энергии.
Если процесс растворения газа
сопровождается поглощением тепла, что ча-.
ще всего наблюдается в твердых
веществах, то Д#>0, т. е. с ростом
температуры растворимость увеличивается.
Интегрирование уравнения Вант-Гоффа в
узком интервале температур, в котором
можно считать A#=const, дает
следующую зависимость:
. N2 АН /1 1 \ iAX
lnfTVV' D)
Таким образом, зная растворимость
газа в данном продукте при двух
температурах, можно вычислить киломоль-
ную теплоту растворения, а затем и
растворимость его в этом продукте при
любой температуре и том же давлении.
38
Если при постоянных давлении и
температуре газ находится в истинном
равновесии с влагосодержащим продуктом,
то изобарные потенциалы его в газовой
фазе и продукте одинаковы, т. е. Zr =ZM.
Это равенство справедливо, если
молекулярный состав газа в обеих фазах
одинаков. Если же каждая молекула
газа в продукте распадается на п
частиц, то истинному равновесию
указанной системы отвечает равенство Zr =
=nZM.B этом случае система
описывается следующим уравнением:
Zr + RT\gp = nZM + RT\ncn, E)
где р — давление газа, МПа.
Преобразуя уравнение E), получим:
р/сп=е. RT . F)
Есди /г = 1, то уравнение F)
соответствует закону Генри:
р/с=Кт, G)
где /Сг — коэффициент Генри, МПа • м3/кмоль.
Согласно закону Генри, при
постоянной температуре и одинаковом
молекулярном составе газа в обеих фазах
растворимость газа в жидкости прямо
пропорциональна давлению газа над
жидкостью.
Если при замораживании под
давлением над продуктом находится смесь
газов, то растворимость каждого газа в
продукте при постоянной температуре и
одинаковом молекулярном составе газа
в обеих фазах прямо пропорциональна
его парциальному давлению (закон
Генри — Дальтона):
**Pi
V~--Ki. <8>
Уравнения F) — (8) дают
правильные результаты лишь при низких
давлениях газа (до 0,4 МПа) над
влагосодержащим продуктом.
При высоких давлениях
растворимость газов в продуктах следует
вычислять по другим более сложным
формулам [5] на основе большого числа
экспериментальных данных, которые
для пищевых продуктов еще не найдены.
Нами сделана попытка вывести
эмпирическую формулу, описывающую
зависимость растворимости газов в пищевых
продуктах от давления при
температуре 273,15 К. С использованием
многочисленных экспериментальных данных
[2, 4, 5, 8] была выведена вначале фор-

мула для определения растворимости
газов в воде при этой температуре:
N0=(ap? + b) . Ю-3, . (9)
где N0 — растворимость газа в воде, м3/кг;
а, п, b — постоянные показатели степени.
Значения а, п и Ъ для газов,
наиболее часто применяемых при
замораживании продуктов под избыточным
давлением, приведены в таблице.
Газ
Азот
Воздух
Диоксид углерода
а
0,22
0,28
17,81
п
1,015
1,007
0,619
ь
0,0022
0,0019
—2,58
Экспериментальные значения
растворимости газа в воде отличаются от
вычисленных по формуле (9) в среднем
для азота на 0,34—0,6.3%, для
воздуха — 0,13—0,14%, диоксида
углерода — 1,12—4,95%, что для
практических расчетов вполне допустимо.
Подставляя выражение (9) в
уравнение A), получили зависимость
растворимости газов в пищевых продуктах от
давления при температуре
замораживания 273,15 К и содержания сухих
веществ:
N=\0-3(apn + b)e-KC. A0)
Результаты расчета по формуле A0)
растворимости азота, воздуха и
диоксида углерода в говяжьем мясе,
картофеле и землянике представлены на
рисунке. С повышением давления
растворимость газа в продуктах увеличивается,
причем объемы растворенного газа при
одинаковом давлении различны для
разных продуктов и газов. Например,
повышение давления от 0,1 до 3,1 МПа
приводит к росту объема
растворенного азота в говяжьем мясе в
29,6 раза, воздуха — в 29,7 и диоксида
углерода в 19,6 раза, а в
землянике — соответственно в 29,4; 29,8 и
20,3 раза.
Список использованной литературы
1. Апаев Г. С, Кузьмин М. П.,
Воскобой ни ко в В. А. Конвективная сушка
картофеля, предварительно замороженного при по-
Зависимость растворимости азота и воздуха (а)
и диоксида углерода (б) в пищевых продуктах
от давления при температуре 273,15 К:
/ — азот; 2 — воздух; Д — земляника; # — картофель;
О — говяжье мясо
М0\м*/нг
2*t
18
12
6
0\ .-1 1 1 1 1
0,1 0,8 1,1 1,6 2,1 16р,МПа
39

вышенном давлении газа. — Консервная и
овощесушильная промышленность, 1979, № 7,
с. 24—27.
2. Гоникберг М. Г. Растворимость газов в
жидкостях под давлением. — ЖФХ, 1947, т. 21,
вып. 6, с. 745—748.
3. Жадан В. 3., Кузьменко А: И.
Влияние давления воздуха на потери пищевых
продуктов при .охлаждении и замораживании. —
Холодильная техника, 1982, № 8, с. 14—16.
4. 3 е л ь в и н с к*и. й Я. Д. Растворимость
углекислоты в воде под давлением. — ЖХП, 1937,
№ 14, с. 1250—1254.
5. Кр и невский И. Р. Фазовые равновесия в
растворах при высоких давлениях. М.: Гос-
химиздат, 1952, 167 с.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 1021886 B1) 3369414/23-06 B2) 17.12.81
3E1) F 25 В 1/00 E3) 621.574 G2) А. Я. Засла-
вер, В. А. О мельчу к, В. С Сергеев, А. И. Шувалов,
В. Б. Галежа, Ю. Г. Кашкина, А. Б. Харченко
G1) Коростенский завод им. 50-летия Великой
Октябрьской социалистической революции и
московский завод холодильного машиностроения
«Компрессор» E4) E7) 1. АММИАЧНАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА, содержащая компрессор
с электроприводом, нагнетательная сторона
которого подключена через маслоотделитель к
конденсатору, а всасывающая — через отделитель
жидкости к испарителю, при этом выход
конденсатора связан с входом испарителя
посредством дроссельного устройства и каждый из них
снабжен входным и выходным патрубками
соответственно для воды и рассола, отличающаяся
тем, что, с целью снижения металлоемкости и
упрощения очистки конденсатора и испарителя
со стороны воды и рассола, конденсатор и
испаритель размещены под компрессором и выполнены
в виде пакетов панелей, стянутых плоскими
крышками, причем между рядом расположенными
крышками конденсатора и испарителя
установлены прямоугольные распорки, а верхние и нижний
торцы этих крышек снабжены поперечными
балками с шарнирно прикрепленными по концам
траверсами с болтами, дополнительно
прижимающими внешние крышки конденсатора и
испарителя к соответствующим пакетам.
2. Машина по п. 1, отличающаяся тем, что
входные и выходные патрубки для воды и рассола
выполнены на рядом расположенных крышках
конденсатора и испарителя, а их пакеты имеют
дополнительную сквозную щель, направленную
в сторону от внешних крышек к рядом
расположенным крышкам конденсатора и испарителя.
A1) 1021887 B1) 3400512/23-06 B2) 19.02.82
3E1) F 25 В 7/00; F 25 В 29/00 E3) 621.574 G2)
Е. Т. Бартош, К. Ф. Аксенов, В. С. Сорокин G1)
Всесоюзный заочный институт инженеров
железнодорожного транспорта
E4) E7) КАСКАДНАЯ ТЕПЛО НАСОСНАЯ
УСТАНОВКА, содержащая контур циркуляции низ-
кокипящего хладагента с компрессором,
дросселем и испарителем и контур циркуляции высоко-
40
6. Кузьмин М. П.; Апаев Г. С,
Воскобой н и ко в В. А. Экспериментальное
исследование теплообмена при замораживании
продуктов под избыточным давлением газа в
условиях свободной конвекции. —
Холодильная техника, 1979, № 7, с. 45—48.
7. Химический состав пищевых продуктов.
Справочник. / Под ред. М. Ф. Нестерина и
Й. М. Скурихина. М.: Пищевая
промышленность, 1979, 247 с.
8. Markham A. E., Kobe К. А — Chem.
Rev., 1941, Vol. 28, pp. 519—588.
9. Hass G. Y., P г e s s с о t H. E. — Cryobiology,
1972, № 9, pp. 101 — 106.
кипящего хладагента со своими компрессором,
конденсатором водяного охлаждения и дросселем,
причем оба контура имеют общие конденсатор-
испаритель и регенеративный теплообменник,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
экономичности, конденсатор имеет дополнительную
полость водяного охлаждения с теплообменной
поверхностью, включенной в контур циркуляции
низкокипящего хладагента между компрессором
этого контура и конденсатором-испарителем.
(И) 1021888 B1) 3405965/23-06 B2) 01.03.82
3E1) F 25 В 13/00; F 25 В 29/00 E3) 621.577 G2)
А. Н. Какал аш вили, Г. 3. Маза ниш вили,
Г. Г. Жвания, И. Ш. Почхидзе G1) Грузинский
ордена Ленина и ордена Трудового Красного
Знамени политехнический институт им. В. И.
Ленина E4) E7) ТЕПЛОВОЙ НАСОС,
содержащий последовательно установленные компрессор,
реверсивный клапан, конденсатор, дроссельный
вентиль и испаритель, отличающийся тем, что,
с целью повышения термодинамической
эффективности при работе теплового насоса на
бинарной неазеотропной смеси, насос дополнительно
содержит испаритель-конденсатор, включенный
по низкотемпературному агенту между
конденсатором и испарителем через дроссельные вентили,
имеющие обводные линии с обратными
клапанами, причем конденсатор и испаритель имеют
патрубки для высокотемпературного агента со
своими дроссельными вентилями, соединенные между
собою через испаритель-конденсатор,
дополнительно подключенный по высокотемпературному
агенту к всасывающей стороне компрессора.
A1) 1021890 B1) 3375867/23-06 B2) 05.01.82
3E1) F 25 В 21/00 E3) 621.574 G2) А. М.
Архаров, Н.Б. Брандт, К. П. Белов, С А. Никитин,
А. С. Андреенко, А. А. Жердев G1) Московское
ордена Ленина, ордена Октябрьской Революции
и ордена Трудового Красного Знамени высшее
техническое училище им. Н. Э. Баумана
E4) E7) СПОСОБ ИЗМЕНЕНИЯ
ТЕМПЕРАТУРЫ РАБОЧЕГО ТЕЛА МАГНИТНОЙ
ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ путем его
намагничивания и размагничивания, отличающийся тем, что,
с целью повышения экономичности при
использовании в качестве рабочего тела
ферромагнитного монокристалла с магнитной анизотропией,
намагничивание и размагничивание
осуществляют вращением рабочего тела в постоянном
магнитном поле вокруг оси, перпендикулярной осям
легкого и трудного намагничивания
монокристалла.

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.565.92:621.565.35.001.5
ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМ
ВОЗДУХО РА СП РЕДЕ Л Е НИЯ
В КАМЕРАХ ХОЛОДИЛЬНОЙ
ОБРАБОТКИ МЯСА
НА ЛИЕПАЙСКОМ
МЯСОКОМБИНАТЕ
Г. Я. КНЕЛЛЕР
Лиепайское производственное объединение
мясной промышленности
Канд. техн. наук Б. Н. МАЛЕВАННЫЙ, канд.
техн. наук. В. И. МАЧУЛИН, А. А. ХАЛЯВКА
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Системы воздухораспределения в
камерах холодильной обработки мяса в
значительной степени определяют
продолжительность процессов охлаждения
и замораживания мяса, потери его
массы, капитальные и эксплуатационные
затраты на охлаждающую систему и,
в конечном итоге, стоимость
холодильной обработки мяса.
В связи с этим совершенствование
систем воздухораспределения
приобретает большое практическое значение.
В статье рассматриваются
результаты исследований систем
воздухораспределения в камерах холодильной
обработки мяса на холодильнике Лиепайско-
го мясокомбината, проведенных
отраслевой лабораторией ОЛ-3 ЛТИХП.
Были исследованы системы
воздухораспределения двух камер, одна из
которых служит для охлаждения,
другая — для однофазного
замораживания мясных полутуш.
Техническая характеристика каждой
камеры приведена ниже:
Емкость, т
Строительная площадь, м2
Размеры, м
длина
ширина
строительная высота
Высота технического этажа, м
Количество ниток подвесного пути
Общая длина подвесных путей, м
Количество установленных
воздухоохладителей ВОГ-230
32,5
159,0
27,72
5,75
7,8
4,0
5
130,0
5
В камере замораживания (рис. 1),
как предусмотрено проектом,
охлажденный воздух, выходящий из
воздухоохладителей, движется в поперечном
направлении, обдувая мясные полуту-
аш
1 '' ООН
1
^ш2
150
1 1
| L | к __ , • .,, 1
Щ
Рис 1. Система воздухораспределения в камере
замораживания мясных полутуш:
/ — подвесной воздухоохладитель; 2 — отбойный щиток;
3 — мясные полутуши
ши. Отбойный щиток направляет
воздушный поток на их бедренную часть.
В камере охлаждения в целях
совершенствования системы
воздухораспределения на выходе из
воздухоохладителей были смонтированы специальные
устройства, направляющие воздушный
поток в грузовой объем камеры (рис. 2).
Воздушный поток от отбойных щитков
попадает на бедренную часть мясных
полутуш.
Одно из направляющих устройств —
экспериментальное. Отличие его от
других состоит в том, что на выходе его
из технического этажа имеется шибер,
разделяющий воздушный поток 2/з
которого с помощью отбойного щитка
направляются в зону бедра полутуш,
а !/з — через дополнительный
воздуховод также с помощью отбойного
щитка — в зону лопатки.
Проверка работоспособности
экспериментального направляющего
устройства при установке его только на одном
воздухоохладителе вполне допустима
в связи с поперечно-точным
характером движения воздуха.
В процессе исследования систем
воздухораспределения измеряли поле
скоростей воздуха термоэлектроанемомет-
рами типа ТА-ЛИОТ в контрольных
41

AS
АЧ i
A3 1
i
82
I?
ег t
si J
t-P
И
vvv
V
m
m
m
Д-Д
lA
¦a
i i i i i
f
F
Рис. 2. Система воздухораспределения в камере
охлаждения мясных полутуш:
1—5 — нитки подвесного. пути; 6 — подвесной
воздухоохладитель; 7 — направляющее устройство; 8 — отбойный
щиток; 9 — экспериментальное направляющее устройство;
10 — шибер; // — дополнительный воздуховод; А1—А5,
Б1, Б2, Bl, B2 — контрольные сечения, в которых
измеряли скорость воздуха
сечениях (показаны на рис. 2)
грузового объема камер. Контрольные сечения
А располагались по осям
воздухоохладителей, а контрольные сечения Б и В —
на расстоянии 1 м вправо и влево от
оси. В камере охлаждения скорости
воздуха в контрольных сечениях Б и В
измеряли у одного из четырех
воздухоохладителей с обычным направляющим
устройством и у воздухоохладителя с
экспериментальным направляющим
устройством.
Эпюра распределения скоростей
воздуха в зоне расположения бедренной
части мясных полутуш по отдельным
ниткам подвесного пути в загруженной
камере замораживания представлена
на рис. 3,а. На этой эпюре видно, что
распределение скоростей воздуха по
ширине камеры замораживания
неравномерное. Наибольшая скорость до
щм/с
L
О
1
/нитка
61 А1 31
О
f
¦
>
61 А1 61
О* * ¦
А2 A3
~3нитка
61 А1 61
А2
A3
L f
61
1 i
о
61
А1 61
А1 61
А2
А2
A3
¦j
A3
щм/с
8
6
0,5\
О
\/
\
J
I—К"
/
/
/
L-
\
\
\
/
/
1 нитка
ч
\
J
61 А1 61 62 А2 62
A3
2
0,6,
2
0,5
fcri
bass
=
1 i
2 нитка
е г гт
1 1
ksn
3 нитка
;-\
5 нитка
ZJ
61 А1 61 62 А2 62
A3
Ah
Рис. 3. Эпюра скоростей воздуха в зоне
бедренной части мясных полутуш по ниткам подвесного
пути:
а — в загруженной камере замораживания; б — в
загруженной камере охлаждения
1,4 м/с отмечена на первой нитке
подвесного пути. На последующих нитках
она резко уменьшается, до 0,03—0,5 м/с.
а, согласно инструкции Минмясомол-
42

прома СССР*, минимальная скорость
воздуха в зоне бедра мясных полутуш
в камерах замораживания должна
составлять 0,8 м/с (нанесена на эпюре
штриховой линией). Таким образом,
следует сделать вывод, что работу
системы воздухораспределения камеры
замораживания нельзя считать
удовлетворительной. Воздушный поток,
выходящий из воздухоохладителей,
ударяясь о боковую стену камеры, теряет
значительную часть динамического
напора, в результате чего не
обеспечивается требуемая скорость воздуха в
зоне бедер мясных полутуш.
Эпюра скоростей воздуха в зоне
бедренной части мясных полутуш в
загруженной камере охлаждения показана
на рис. 3,6. Эта эпюра также
свидетельствует о резкой неравномерности
распределения скоростей воздуха по
ниткам подвесного пути. Наибольшая
скорость до 9 м/с наблюдается на
первой, ближайшей к направляющим
устройствам нитке подвесного пути. При
этом по длине этой нитки она колеблется
от 9,0 до 0,5 м/с. На последующих
по ходу движения воздуха нитках
подвесного пути скорость воздуха
уменьшается до 0,1—0,4 м/с вследствие
большого аэродинамического
сопротивления, создаваемого мясными
полутушами, и удаленности их от
нагнетательных патрубков направляющих
устройств. Согласно той же инструкции
Минмясомолпрома СССР, минимальная
скорость воздуха в зоне бедра мясных
полутуш в камере охлаждения должна
составлять 0,5 м/с (нанесена на эпюре
штриховой линией), следовательно, и в
камере охлаждения не обеспечивается
требуемая скорость воздуха.
Установка направляющих устройств
позволила увеличить скорость воздуха
в среднем на 40%, а
экспериментальный вариант — организовать обдув как
бедренной, так и лопаточной части
мясных полутуш, хотя при этом скорость
воздуха в зоне бедра уменьшается
вследствие сокращения расхода
воздуха, подаваемого в эту зону. Однако,
несмотря на улучшение
воздухораспределения, эту систему также следует
считать неудовлетворительной.
Таким образом, исследование систем
воздухораспределения камер холодиль-
Сборник технологических инструкций по
охлаждению, замораживанию, размораживанию и
хранению мяса и мясопродуктов на предприятиях
мясной промышленности. М., ВНИКТИхолод-
пром, 1981, 68 с.
Z
и
__—L
X
г
> 1. 1100 _ I 700.
\ Y т ',
М'
til
I!
.//01
1 S
У
^
^
§ Л что
LS\ *-
7 Л700
Г 'Г "
ЛЛ
9
1м
1Ш 1
г
г
1-
~00И '
1
аооо
Рис. 4. Вариант предлагаемой системы
воздухораспределения:
/, // — технический этаж соответственно до и после
реконструкции; / — подвесной воздухоохладитель; 2 —
направляющее устройство; 3 — канал-воздуховод; 4 — щелевые сопла
ной обработки мяса на*холодильнике
Лиепайского мясокомбината показало,
что эти системы с поперечно-точной
циркуляцией воздуха работают
неэффективно. Следствием их
неудовлетворительной работы являются
большая продолжительность процесса
холодильной обработки и значительные
потери массы: охлаждение говяжьих
полутуш I категории длится 24—28 ч, а их
замораживание — более 36 ч, при этом
потери мяса составляют соответственно
1,86—2,29 и 1,9—2,0%.
Анализ экспериментальных данных
убедительно свидетельствует о
необходимости отказаться от применения
систем воздухораспределения с
поперечно-точной циркуляцией воздуха при
проектировании холодильников
мясокомбинатов. На действующих же
предприятиях, где это возможно, их
целесообразнее заменить системой
воздухораспределения типа «ложный потолок»,
при которой мясные полутуши
обдуваются сверху вниз (рис. 4). Такая
система обеспечивает равномерную раздачу
воздуха по грузовому объему камеры и
сокращает время холодильной
обработки и потери мяса. При небольших
капитальных вложениях на изготовление
и монтаж «ложного потолка»
ожидаемый экономический эффект составит
около 3 руб. на 1 т охлаждаемого мяса.
43

УДК 628.84:621.565.931-2
КОНУСНО-СПИРАЛЬНАЯ
ФОРСУНКА ДЛЯ ОРОСИТЕЛЬНОЙ
КАМЕРЫ
Канд. техн. наук Г. И. ЛАЗАРЕВ
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
А. А. ЛИСНЕВИЧ
Дворец культуры «Украина» (г. Киев)
Применяемые в настоящее время в
типовых оросительных камерах
центральных кондиционеров центробежно-
тангенциальные латунные (угловые)
форсунки У-1 имеют ряд недостатков.
Основной из них — частая засоряе-
мость.
Засорение большого числа форсунок
резко снижает эффективность
орошения, что незамедлительно ведет к
нежелательному повышению температуры
воздуха на выходе из кондиционера.
Трудоемкая и часто повторяющаяся
чистка форсунок значительно
увеличивает общие расходы на обслуживание
систем кондиционирования воздуха
(СКВ).
Другой серьезный недостаток
форсунок У-1 — сравнительно низкая
пропускная способность. Существующие
требования к плотности орошения
воздуха в камерах обусловливают
необходимость использования очень большого
(порядка нескольких сотен) количества
таких малорасходных форсунок. Это
повышает затраты на их монтаж,
периодическую чистку й ремонт (замену).
Отмеченных недостатков лишена
конусно-спиральная дюралюминиевая
форсунка, конструкция и размеры
которой приведены на рис. 1.
Эксплуатация ее на одном из
предприятий Украины показала хорошие
результаты.
Авторами были проведены
сравнительные испытания этой форсунки и
стандартной центробежйо-тангенциаль-
ной форсунки У-1 (контроль) в
сопоставимых условиях.
Производительность форсунки
устанавливали в зависимости от
поддерживаемого на входе давления воды для
обычно\используемых на практике
пределов его изменения 0,1—0,3 МПа
A—3 кгс/см2).
Расход воды определяли на
специальном стенде, обеспечивающем
регулировку давления воды, подаваемой к
форсунке, а также сбор и измерение массы
воды, распыляемой за фиксируемый
отрезок времени.
Давление воды измеряли образцовым
манометром класса 2,5, ее
температуру — лабораторным термометром с
ценой деления 0,1 °С, массу —
медицинскими весами, время наполнения
тарированной емкости — секундомером.
Все измерения многократно
повторяли с последующим усреднением
результатов. Погрешность измерения расхода
воды через форсунки не превышала 1%.
Результаты эксперимента для
форсунок обоих типов представлены на рис. 2
в виде графической зависимости:
4Ф=/ (РФЬ
где <7ф — пропускная способность форсунки;
Рф — рабочее давление воды на входе в
форсунку.
Анализ графика свидетельствует о
корректности проведения эксперимента
и достоверности полученных
результатов. Так, например, данные
контрольного опыта (кривая 2) совпали со
справочными значениями пропускной
способности стандартной форсунки У-1.
Характер изменения пропускной
способности испытанных форсунок различался
в зависимости от величины давления.
При этом производительность конусно-
спиральной форсунки была значительно
выше, чем форсунки У-1 (примерно
в 20 раз).
Визуально было установлено, что
степень распыления воды фонсунками
обоих типов практически одинакова, но при
разной форме образуемого
разбрызгиваемой водой «факела». У
конусно-спиральной форсунки он — плоский, имеет
форму диска. Высота его над.
форсункой несколько превышает ее длину,
диаметр диска составляет 2—2,5 м при
избыточном давлении 0,2 МПа
Рис. 1. Конусно-спиральная
форсунка
44

1 ^у
s^i
г
dg = W
0 (Ш A,5) B,0) (Ьффф.кгс/смр
0,1 0,15 0,2 0,25 р^МПа
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 1021889 B1) 3375867/23-06 B2) 05.01.82
3E1) F 25 В 21/00 E3) 621.574 G2) А. М.
Архаров, Н. Б. Брандт, К. П. Белов, С А. Никитин,
А. С. Андреенко, А. А. Жердев G1) Московское
ордена Ленина, ордена Октябрьской Революции
и ордена Трудового Красного Знамени высшее
техническое училище им. Н. Э. Баумана
E4) РАБОЧЕЕ ТЕЛО МАГНИТНОЙ
ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ.
E7) Применение ферромагнитных
монокристаллов с магнитной анизотропией в качестве
рабочего тела магнитной холодильной машины.
A1) 1021909 B1) 3398152/23-06 B2) 23.02.82
3E1) F 28 В 1/02; F 25 В 39/04 E3) 621.56 G2)
А. Я. Заславер, В. А. Омельчук, В. Я. Горин,
А. И. Шувалов, В. Б. Га л ежа, Ю. Г. Кашки на,
А. Б. Харченко G1) Коростенский завод им.
50-летия Великой Октябрьской социалистической
революции и московский завод холодильного
машиностроения с Компрессор»
E4) E7) 1. КОНДЕНСАТОР холодильной
машины, содержащий горизонтальный
цилиндрический корпус с трубным пучком и сепарирующими
перегородками в межтрубном пространстве,
отличающийся тем, что, с целью снижения
металлоемкости и интенсификации теплообмена,
сепарирующие перегородки выполнены в виде
гофрированных перфорированных полос, установленных
с зазором одна относительно другой вдоль
трубного пучка.
2. Конденсатор по п. 1, отличающийся тем, что
полосы выполнены с шагом гофр, равным шагу
труб, а перфорация имеет отбортовки,
направленные к вышерасположенному ряду труб.
Рис. 2 Зависимость пропускной способности
<7ф форсунки от рабочего давления воды Рф
на входе в нее:
# — конусно-спиральная форсунка; 2 — центробежно-танген-
циальная (угловая) форсунка У-1
B кгс/см2), что позволяет максимально
использовать полезный объем камеры
орошения.
Таким образом, замена действующих
центробежно-тангенциальных форсунок
более производительными, практически
не засоряющимися и простыми в
изготовлении конусно-спиральными
форсунками позволит оперативно
переоснастить существующие оросительные
камеры, значительно сократить расходы на
их обслуживание и ремонт, повысить
эффективность СКВ. В результате будет
получен ощутимый экономический
эффект.
A1) 1021912 B1) 3414895/24-06 B2) 31.03.82
3E1) F 28 D 15/00 E3) 621.565.94 G2) А. И.
Богданов, Ю. В. Виноградов, В. Г. Горшков, В. Н. Ко-
миссаренко, В. М. Малахов, А. В. Попов,
Б. И. Псахис G1) Сибирский филиал Научно-
производственного объединения по техническому
обслуживанию н энерготехнологическому
оборудованию предприятий химической
промышленности «Техэнергохимпром».
E4) E7) УСТАНОВКА ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ
АГРЕССИВНЫХ СРЕД, содержащая тепло-
обменные аппараты с паровой и жидкостной
полостями для промежуточного теплоносителя и
теплообменные поверхности, соединенные
последовательно с образованием автономных
циркуляционных контуров для рабочих сред, причем
теплообменные поверхности первого контура
размещены в жидкостной полости теплообменных
аппаратов, отличающаяся тем, что, с целью
интенсификации теплообмена, паровая и жидкостная
полости каждого теплообменного аппарата
дополнительно сообщены посредством выносной бай-
пасной линии, а каждая теплообменная
поверхность второго контура встроена в
соответствующую байпасную линию.
A1) 947584 B1) 3245743/23-06 B2) 30.01.81
3E1) F 25 В 1/00; F 25 D 1/00 E3) 621.574 G2)
Н. Ф. Ганин, А. Н. Шершень
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая замкнутый циркуляционный контур для
хладагента и установленные в нем компрессор,
конденсатор и испаритель, отличающаяся тем,
что, с целью повышения экономичности путем
использования естественного холода в зимний
период, испаритель снабжен рубашкой,
расположенной по его периметру, а в установку
дополнительно введены датчик температуры наружного
воздуха и контур циркуляции последнего с
вентилятором и соленоидными вентилями,
установленными на входе и выходе из рубашки, причем
соленоидные вентили и вентилятор связаны с
датчиком температуры наружного воздуха,
45

в помощь
ПМКШКУ
УДК 658.2.016.7.001.13@83.132)
РЕКОМЕНДАЦИИ
ПО РЕКОНСТРУКЦИИ
И ТЕХНИЧЕСКОМУ
ПЕРЕВООРУЖЕНИЮ
РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ
ХОЛОДИЛЬНИКОВ
Канд. техн. наук В. М. ТУРОВ
Минторг СССР
Ряд технических решений,
применявшихся ранее в типовых проектах
при строительстве складских
предприятий в системе Минторга СССР в годы
восьмой и девятой пятилеток, к
настоящему времени устарел.
Однотипность этих предприятий
позволила разработать и утвердить в 1983 г.
«Рекомендации 'по реконструкции и
техническому перевооружению складов,
хранилищ и холодильников,
построенных по ранее действовавшим типовым
проектам в период 1965—1975 гг.»
Один из разделов Рекомендаций —
«Холодильники», выполненный Гипро-
холодом, включает решения по
реконструкции и техническому перевооружению
распределительных холодильников,
основные положения которых
приводятся ниже.
Применение испарительных
конденсаторов
При реконструкции и техническом
перевооружении действующих
распределительных холодильников
оросительные и кожухотрубные (вертикальные и
горизонтальные) конденсаторы системы
оборотного водоснабжения с
градирнями рекомендуется заменять на
испарительные конденсаторы.
Такая замена обеспечит в 2—2,5 раза
снижение расхода воды на пополнение
оборотной системы, исключит
необходимость двойной перекачки воды с
соответствующим уменьшением количества
водяных насосов. При этом значительно
сократится потребление
электроэнергии.
При емкости холодильника 1500 т
следует устанавливать испарительные
конденсаторы марки ИК-М-80/И
B шт.), 3000, 5000 и 10000 т —
марки ИК-125 (соответственно 3, 5 и
7 шт.).
Конденсаторы на холодильниках
емкостью 3000, 5000 и 10 000 т
располагают на покрытии помещения
насосной станции оборотного
водоснабжения, что позволяет сократить
затраты на строительно-монтажные работы и
площадь застройки. Здание насосной
станции при этом следует рассчитывать
под полезную нагрузку на покрытие
20 кН/м2 B000 кгс/м2).
Для холодильников емкостью 1500 т
и менее оборудование можно
монтировать непосредственно в машинном
отделении.
Для снижения расхода
электроэнергии и повышения эффективности работы
установки в схемах испарительных
конденсаторов, следует предусматривать
применение разработанной Гипрохоло-
дом системы очистки их от водяного
камня (а. с. № 532728).
Общая сметная стоимость и
стоимость строительно-монтажных работ
(указана в скобках) при реконструкции
холодильников с применением
испарительных конденсаторов составит для
холодильников емкостью 1500 т — 26
A0) тыс. руб., 3000 т — 55A9), 5000 т —
83D3) и 10000 т — 110E1) тыс. руб.
Техническое перевооружение
компрессорных
распределительных холодильников
При реконструкции холодильников и
замене холодильного оборудования
следует вместо аммиачных компрессоров
и агрегатов типа АДС-200,
АДС-РАБ-200, АД130 устанавливать
новые компрессоры марки А350-7-1 и
агрегаты марки АД130-3, имеющие
более высокую (на 10%) удельную холо-
допроизводительность.
При этом в машинном отделении
холодильника необходимо предусмотреть
также частичную замену агрегатов,
аппаратов и трубопроводов,
реконструкцию систем электроснабжения,
вентиляции и схем автоматизации.
Для холодильника емкостью 10 000 т,
машинное отделение которого
обслуживает и фабрику мороженого, по расчету
Гипрохолода общая стоимость
реконструкции составит около 193 тыс. руб.,
в том числе оборудования —
106 тыс. руб.
46

Затраты на демонтаж устаревшего
оборудования и монтаж одного
агрегата АД 130-3, трубопроводов, аппаратов,
электропроводки и приборов
автоматики равны 20—25 тыс. руб., включая
стоимость оборудования.
Маслоотделение в системе холодильной
установки
В целях уменьшения замасливания
аммиачной системы охлаждения
необходимо применять гидроциклоны
конструкции ВНИКТИхолодпрома,
которые обеспечивают механическое
отделение масла от аммиака благодаря
созданию направленного движения масло-
аммиачной смеси и наличию разности
плотностей масла и аммиака. Установка
гидроциклонов не требует больших
капитальных затрат. Их можно
монтировать и включать в работу без остановки
и отключения систем хладоснабжения.
Если температура кипения аммиака в
системе охлаждения не ниже —30°С,
то гидроциклон следует размещать на
стороне низкого давления — на линии
нагнетания у каждого аммиачного
насоса, обвязывая его трубопроводами и
запорной арматурой по схеме,
рекомендованной Гипрохолодом.
При температуре кипения хладагента
ниже —40°С установка гидроциклона
на стороне низкого давления не дает
положительных результатов.
В этом случае для предотвращений
замасливания испарительной системы
и повышения экономичности работы
холодильной установки при
реконструкции и техническом перевооружении
холодильника гидроциклоны
целесообразно размещать на стороне высокого
давления по схеме, предложенной
Гипрохолодом (а. с. № 819531), которая
обеспечивает четырех-пятикратное
прохождение смеси аммиака и масла через
гидроциклон с полным отделением
масла.
Регулирование температурно-
влажностного режима в камерах
промежуточных этажей многоэтажных
холодильников
На холодильниках, построенных в
период 1965—1975 гг., температурно-
влажностный режим камер хранения
регулировали изменением подачи
жидкого аммиака в потолочные и
пристенные батареи путем открытия или
закрытия соленоидного вентиля,
установленного на жидкостной линии.
При такой схеме после достижения
заданной температуры воздуха в камере
соленоидный вентиль закрывается,
прекращая подачу жидкого аммиака как в
пристенные, так и в потолочные батареи
камеры.
Однако при этом охлаждающее и
осушающее действие батарей, заполненных
аммиаком, не прекращается, что
вызывает дополнительную усушку
продуктов.
Для устранения этого недостатка
при реконструкции или техническом
перевооружении холодильников
рекомендуется применять схему,
предложенную ВНИКТИхолодпромом и
Гипрохолодом (а. с. № 577369). Особенность
ее состоит в том, что пристенные
батареи поглощают наружные теплоприто-
ки, а потолочные — внутренние. Для
функционирования такой схемы
соленоидные вентили монтируют на
раздельных линиях отсоса паров от
пристенных и потолочных батарей. Каждый
вентиль отключается или включается
по команде своего датчика,
находящегося в камере и настроенного на
определенную температуру.
После загрузки камеры и
достижения в ней заданной температуры
отключаются потолочные батареи, а при
дальнейшем понижении температуры —
пристенные батареи, датчик температуры
которых настроен на более низкую
температуру. Батареи включаются в
обратной последовательности. Пристенные
батареи рассчитаны только на
поддержание требуемой температуры воздуха
в камере в процессе хранения. Когда
при загрузке новой партии продуктов
температура воздуха в камере превысит
проектное значение, тогда открывается
соленоидный вентиль, установленный на
линии отсоса паров из потолочных
батарей, т. е. эти батареи включатся,
чтобы понизить температуру воздуха.
Повышение точности регулирования
температуры воздуха в камерах
холодильников
На многих действующих
распределительных холодильниках для
регулирования температуры воздуха в
холодильных камерах эксплуатируются
автоматические машины управления и
регулирования АМУР. Эти машины имеют
дифференциал регулирования
температуры 1,5°С. Уменьшая дифференциал
регулирования, можно сгладить
колебания воздуха в камере, что позволит
47

енизить усушку хранимых продуктов.
Это может быть достигнуто благодаря
применению машины М-4 московского
завода «Энергоприбор»,
предназначенной для автоматического
централизованного контроля и двухпозиционного
регулирования температуры.
С помощью этой машины можно
поддерживать в камерах холодильника
температуру не выше —19°С (при
номинальной температуре — 20°С). При
этом, по расчетам Гипрохолода, на
холодильнике емкостью 10 000 т будет
достигнуто сокращение усушки
продуктов на сумму 40 тыс. руб., а общих
эксплуатационных расходов — более
чем на 32Чыс. руб.
Увеличение длины железнодорожной
платформы холодильника
Для сокращения простоя 5-вагонных
рефрижераторных секций под
разгрузкой целесообразно увеличить фронт
выгрузки путем удлинения платформы
до 120 м.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1)947583 B1) 3239480/23-06 B2) 23.01.81
3E1) F 25 В 1/00 E3) 621.574 G2) Л. А.
Лавочник G1) Ташкентский ордена Дружбы народов
политехнический институт им. А. Р. Виру ни
E4) E7) 1. ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая замкнутый циркуляционный контур
для хладагента, в котором установлены
компрессор, конденсатор с ресивером и регулятор расхода
жидкого хладагента, электрически связанный с
чувствительным элементом, и контур циркуляции
хладоносителя с насосом и потребителем холода,
а также испаритель и эжектор, связывающие
оба контура, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности преимущественно при
использовании смеси хладагентов в качестве
хладагента, испаритель выполнен контактного типа с
теплообменной поверхностью внутри, включенной
в циркуляционный контур хладагента между
ресивером и регулятором расхода, а в установку
дополнительно введены второй эжектор и
дифференциальный регулятор расхода
хладоносителя, чувствительные элементы которого
установлены в контуре циркуляции последнего до и после
потребителя холода, причем приемная камера
первого эжектора подключена с помощью
трубопровода к выходу потребителя холода,
чувствительный элемент регулятора расхода хладагента
установлен на этом трубопроводе, а приемная
камера второго эжектора подсоединена к
нагнетательной стороне насоса через
дифференциальный регулятор расхода хладоносителя.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
активные сопла обоих эжекторов соединены па-
По расчетам Гипрохолода, для
холодильника емкостью 3500 т, построенного
по типовому проекту № 701—4—23 и
имеющего длину 96,5 м, фронт
закрытого железнодорожного дебаркадера
необходимо увеличить на 24 м, т. е. на
4 пролета длиной по 6 м и установить
дополнительно двое весов с весовыми
кабинами.
Использование разработанных
Рекомендаций даст возможность проектным
организациям сократить
продолжительность разработки проектов и
обеспечить применение технических решений,
позволяющий получить экономический
эффект за счет снижения усушки
хранящихся в камерах продуктов,
сокращения расхода воды и электроэнергии,
уменьшения времени выгрузки
продуктов из железнодорожных вагонов.
Заказы на раздел «Холодильники»
(№ 3130/1128-11) указанных
Рекомендаций направлять по адресу: 103031,
Москва К-31, ул. Жданова, 10/2, Гипро-
холод.
раллельно по хладагенту, а на входе в сопло
второго эжектора установлен дополнительный
регулятор расхода хладагента, электрически свя-%
занный с дифференциальным регулятором
расхода хладоносителя.
3. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
эжекторы включены последовательно.
A1) 1020722 B1) 2706884/23-06 B2) 02.01.79
3E1) F 25 В 1/02 E3) 621.574 G2) Е. Т. Петров,
Л. А. Смирнова, В. И. Петров G1)
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
E4) E7) 1. ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая замкнутый циркуляционный контур
для хладоносителя, в котором установлены
холодильная машина, объект охлаждения и
побудитель циркуляции, отличающаяся тем, что, с целью
повышения эксплуатационной надежности при
введении в хладоноситель интенсифицирующих
полимерных добавок, она дополнительно
содержит газовый циркуляционный контур и
установленные в нем компрессор, имеющий
демпферное устройство и служащий побудителем
циркуляции, два параллельно соединенных
накопительных сосуда с раздаточной емкостью и
охладитель газа, при этом накопительные сосуды
включены в циркуляционный контур для
хладоносителя посредством обратных клапанов, в
газовый контур — посредством автоматически
переключающихся вентилей, а раздаточная емкость
включена в циркуляционный контур для
хладоносителя перед холодильной машиной.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
накопительные сосуды расположены выше
раздаточной емкости.
48

A1) 947588 B1) 2806446/23-06 B2) 30.07.79
3E1) F 25 В 21/02 E3) 537.32 G2) Г. А. Иванов,
К. Г. Иванов, В. С. Корнилов G1)
Ленинградский ордена Трудового Красного Знамени
государственный педагогический институт им.
А. И. Герцена
E4) E7) 1. ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ
ХОЛОДИЛЬНИК с ветвями р и п типа, попарно
соединенными холодными спаями посредством гибкой
электропроводной связи, при этом горячие спаи
соединены электрически последовательно с
помощью коммутационных элементов и
расположены в одной плоскости, отличающийся тем, что,
с целью повышения холодильного ресурса и мет
ханической прочности, одноименные ветви жестко
соединены между собой боковыми поверхностями
через теплопроводный диэлектрик, а сечение
каждой из ветвей переменно по высоте и в
разноименных ветвях различно.
2. Холодильник по п. 1, отличающийся тем, что
холодные спаи ветвей, образующих ступени,
смещены по экспоненте.
A1) 947590 B1) 2838090/23-26 B2) 11.11.79
3E1) F 25 D 3/10 E3) 621.565.4 G2) И. М. Абу-
ев, М. Л. Вулис, Н. Ф. Готвянский, И. В. Рыбин,
И. С. Шевченко G1) Особое конструкторское
бюро № 1 Государственного
научно-исследовательского энергетического института им. Г. М.
Кржижановского
E4) E7) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ
ОХЛАЖДЕНИЯ ОБЪЕКТОВ, содержащее соединенные
последовательно емкость с хладагентом, хладопро-
вод с нагревателем, камеру для объекта
охлаждения с каналом для хладагента, отличающееся
тем, что, с целью снижения энергозатрат и
расхода хладагента, камера для охлаждения объекта
снабжена дополнительными каналами
хладагента, последний из которых соединен с
атмосферой, нагреватель выполнен в виде
рекуперативного прямоточного теплообменника, входы и
выходы каналов которого соединены соответственно
с выходами и входами каналов камеры
охлаждения объекта.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что,
с целью стабилизации температуры входа
хладагента в камеру охлаждения объекта, количество
каналов рекуперативного прямоточного
теплообменника определяют соотношением
Д</ (Г„-Гх)
где kq (Г0—Гх) — изменение удельного
теплосодержания хладагента при
увеличении температуры от
исходной температуры
хладагента — Тх до его
температуры на входе в камеру для
объекта 'охлаждения — Т0;
А<7 (Тв—Т0) — изменение удельного
теплосодержания хладагента при
уменьшении его температуры
от температуры на выходе из
камеры для объекта
охлаждения — Тв до температуры Т0 .
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что,
с целью стабилизации температуры хладагента,
оно снабжено терморегулирующим вентилем,
установленным на выходе первого канала камеры
охлаждения объекта.
A1) 1019187 B1) 3390826/25-06 B2) 03.02.82
3E3) 621.574.72 E1) F 25 В 9/00 G2) Г. А.,
Гороховский, Ю. П. Мелехин G1) Омский
политехнический институт
E4) E7) КОМПРЕССОР, содержащий цилиндр,
установленный в нем с образованием теплой и
холодной полостей и полости расширения
подпружиненный дифференциальный поршень,
последовательно расположенные регенератор и
теплообменник, связанные между собой и
соответственно с теплой и холодной полостями,
подогреватель и всасывающий и нагнетательный
трубопроводы с соответствующими клапанами,
подсоединенные к холодной полости,
отличающийся тем, что, с целью повышения степени
сжатия путем сокращения мертвого объема, он
снабжен дополнительным трубопроводом,
подсоединенным к всасывающему трубопроводу и при
помощи обратного клапана к теплой полости, и
подогреватель установлен на дополнительном
трубопроводе.
(И) 1019188 B1) 3390782/23-06 B2) 05.02.82
3E1) F 25 В 17/08 E3) 621.575 G2) В. В.
Соловей, В. А. Попович, Б. А. Левченко, А. А. Макаров,
В. М. Кошельник, В. П. Мордовии G1) Институт
проблем машиностроения АН Украинской ССР
и Харьковский ордена Ленина политехнический
институт им. В. И. Ленина
E4) E7) 1. АБСОРБЦИОННАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА ПЕРИОДИЧЕСКОГО
ДЕЙСТВИЯ, содержащая два генератора-адсорбера с
теплообменными поверхностями внутри,
заполненных гидридом, и холодильную камеру с
охлаждающей поверхностью внутри, отличающаяся
тем, что, с целью повышения экономичности,
генераторы-адсорберы заполнены гидридами,
имеющими при одинаковой температуре различные
давления диссоциации, причем охлаждающая ни-
верхность холодильной камеры соединена
посредством запорного вентиля с теплообменной
поверхностью, размещенной в
генераторе-адсорбере, заполненном гидридом с высоким
давлением диссоциации.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
один из генераторов-адсорберов заполнен
гидридом типа LaNis_|/Alf/Hx или ZrNiHx, а другой —
гидридом типа LaNisHx или FeTiH^.
A1) 1020747 B1) 3282859/24-06 B2) 20.03.81
3E1) F 28 D 7/10 E3) 621.565.94 G2) В. Н. Шо-
коров
E4) E7) ТЕПЛООБМЕННЫЙ ЭЛЕМЕНТ,
содержащий коаксиально расположенные трубы,
образующие наружный и промежуточный каналы,
и полые стержни, расположенные поперек
каналов с угловым смещением и укрепленные
торцами в стенках труб, отличающийся тем, что, с
целью интенсификации теплообмена, торцы
смежных стержней подключены с чередованием к
промежуточному и наружному каналам.
49

В СОЩНАЛИСТИЧЕСКИХ
ОТМНАХ
УДК 664.8/.9.037.51 @83.57)
НОВЫЕ НОМОГРАММЫ ДЛЯ
ГРАФИЧЕСКОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА
ОХЛАЖДЕНИЯ ПИЩЕВЫХ
ПРОДУКТОВ
Проф. А. Г. ФИКИИН
Высший машинно-электротехнический институт
им. В. И. Ленина (НРБ)
Задача' об охлаждении однородных тел
классической геометрической формы, в том числе и
пищевых продуктов, решается с помощью рядов
Фурье [1]. Предложены также некоторые
аналитические формулы [2, 4, 5, 8], дающие
возможность простого инженерного расчета этого
процесса, и номограммы для графического
определения основных параметров охлаждения.
X. Гребер, а затем А. Шак. первые
представили дифференциальное уравнение
теплопроводности в виде графической функциональной
зависимости изменения температуры от критериев
Фурье (Foj и Био (Вд). Однако построенные
ими номограммы охватывают малый интервал
условий, а параметр Fo выражен кривыми
линиями, что делает номограммы неудобными.
Н. Бахман сделал попытку улучшить эти
номограммы, нанеся на ось абсцисс Bi2 Fo, а
параметром приняв Bi.
Сравнительно лучшую структуру имеют
номограммы Л. М. К. Вольтера и сотрудников, но и они
представлены в небольшом интервале Fo — от 0
до 1,4. В большем интервале условий даны
номограммы Д. В. Будрина и номограммы М. П. Гайс-
лера.
Более удобные для пользования номограммы,
с достаточно большим интервалом параметров,
предложил У. Григуль, который на ось абсцисс
нанес Fo, а в качестве параметра принял 1 /Bi,
что немного затрудняет нахождение искомых
значений в интерполяционной области.
Довольно подробны и точны номограммы
П. Шнайдера и А. В. Лыкова [1], но их много
по количеству, и они даны для небольших
интервалов Bi. Кроме того, на оси абсцисс этих
номограмм нанесен lg Fo, а параметр Bi выражен
кривыми линиями. Эти номограммы составлены
на основе шести членов рядов Фурье, тогда как
в предыдущих названных номограммах учтен
только первый член рядов.
Автором ранее составлены номограммы,
выражающие зависимость 0 от Bi и Fo [3, 7] в
довольно большом интервале участвующих
параметров. В структурном отношении они удобны,
но значения параметра Bi не всегда даны целыми
числами, что иногда затрудняет
интерполирование.
В настоящей работе предлагаются новые,
более точные, подробные и удобные для применения
номограммы, которые позволят получить быстрые
инженерные решения. При построении номограмм
приняты во внимание шесть первых членов рядов
Фурье.
Разрабатывая номограммы, процессы
теплообмена анализировали с помощью теплофизиче-
ских и математических моделей охлаждения
твердого тела (пищевого продукта) в форме
неограниченной пластины, неограниченного цилиндра и
сферы с начальной температурой tH.
Твердое тело (продукт) в форме
неограниченной плоскопараллельной пластины толщиной
6 = 2/?, помещенное в охлаждающую среду,
температура которой t0, начинает охлаждаться, так как
tH>t0. Через время т в точке т, лежащей на
расстоянии х от средней плоскости пластины,
температура снизится до txx.
Для удобства допустили, что /н—/q^^o»
a t„-t,-¦.
.Тогда изменение температурного поля
На основе этого допущения
дифференциальное уравнение теплопроводности при
двустороннем охлаждении пластины (при одномерном
тепловом потоке) представили в следующем виде:
дЬ дЧ п.
сй=а-дхТ' A)
При граничных условиях III рода общий
интеграл изменения температурного поля при
охлаждении пластины следующий:
. О v 2 sin и, / х \
— = L — S COS \\l: -=> ) X
Хехр(-ц?^), B)
где корни |ig характеристического уравнения
получаются из зависимости
ctgn=gj(»x). C)
В большинстве практических задач
необходимо определить температуру в самых характерных
точках тела, например, в средней плоскости
пластины (* = 0) и на поверхности (x = R).
Так как |A=/(Bi) и -^ =Fo, то для средней
А
плоскости пластины имеем:
ejc=0 = ^(Bi)exp(-^Fo)=/1(Bi,Fo), D)
а для поверхности пластины:
е,_я«Р,(В1)ехр (-V^)==MBi,Fo), E)
где Л^!(Bi), P^Bi) — функции, зависящие от
критерия Био.
При охлаждении твердого тела (продукта),
имеющего форму неограниченного цилиндра,
дифференциальное уравнение теплопроводности
будет следующим:
дЪ (дЧ 1 д$\
Общий интеграл изменения температурного
поля в этом случае:
j9; _ у 2/\ (nj) ( r_ \
%~i=x яД/*(я,.) +#}(я,)] '° ^ *'Х
Хехр (-я?5р), G)
где /|э /0 — функции Бесселя первого рода,
первого и нулевого порядка;
пь—корни трансцендентного уравнения.
/!/,(/!) =Bi/0 (Я). (8)
Отсюда изменение температурного поля на
оси цилиндра (г=0) будет:
50

er=0 = ^2(Bi)exp(-n?Fo)=f3(Bi,Fo), (9)
а на поверхности цилиндра {r = R):
0r=/? = P2(Bi)exp(-/i2Fo) =/4(Bi,Fo), A0)
где N2(Bi), P2(Bi) — функции, зависящие от
критерия Био.
При охлаждении твердого тела (продукта)
сферической формы дифференциальное
уравнение теплопроводности записывается так:
'IS- + 1?)- (»)
дгг г дг / v
Общий интеграл изменения температурного
поля при граничных условиях III рода:
<> _ у 2 (sin nij—Ш; cos ntj)
(«i-i)
m,-—sin m,- cos m,-
m,?
Xexp
(-"!=)
/?2
A2)
где mf- — корни трансцендентного уравнения,
1
tgm--
A3)
Bi—1
Аналогично предыдущим решениям для
сферического тела можно написать, что изменение
температурного поля в центре (г = 0):
егМ) = #з(В1)ехр (-m?S)-MBi.Fo),
R A4)
а на поверхности сферы (r — R):
er=^ = P3(Bi)exp(-li2Fo) =f6(Bi, Fo), A5)
где W3(Bi), P3(Bi) — функции, зависящие от
критерия Био.
Сходящиеся рядов Фурье B), G) и A2) были
вычислены шестью членами их развития с
помощью трансцендентных уравнений C), (8) и
A3) при * = 0, x = R и г=0, г = /?. Для этой цели
использовали ЭВМ.
Численные результаты, полученные на основе
функциональных зависимостей D) и E) для
пластины, (9) и A0) для цилиндра и A4) и A5)
для сферы систематизированы в таблицах. По
этим табличным данным созданы новые
номограммы (рис. 1—6). По ним можно определить
температурный режим или продолжительность
охлаждения (нагревания) пищевых продуктов и других
твердых тел.
Так, например, если заданы температуры
———, легко можно найти необходимую
вх=0 =
tu-L
продолжительность процесса т. Для этого от
заданного значения 6Х==0 на оси ординат проводим
горизонтальную линию до пересечения с линией
и. o,R
Bi = —, из этой точки опускаем перпендикуляр
А
на ось абсцисс и получаем численную величину
Fo= pg. Отсюда определяем продолжительность
7?
я*.
охлаждения т = — Fo. И наоборот, если
необходимо определить температурный режим, отсчет
ведется в обратном порядке: от Fo на оси абсцисс
через Bi до 6Х=0 на оси ординат.
С помощью предлагаемых номограмм
получаются точные результаты, если в процессе
охлаждения соблюдаются следующие условия: в начале,
охлаждения температурное поле тела равномерно;
температура охлаждающей среды и коэффициент
теплоотдачи постоянны; теплофизические
свойства тела не изменяются, нет внутреннего
источника тепла или этот источник пренебрежимо мал;
охлаждаемые тела однородны, у них правильная
геометрическая форма (пластина, цилиндр,
сфера). При телах (продуктах) неправильной
геометрической формы вводится коэффициент
формы Ф, который корректирует результаты с
учетом неправильности действительной формы тела
в сравнении с правильной, например:
тпрод = ^тпласт*
На основании исследований А. Гака нами
предложены [4] следующие значения
коэффициента Ф: для говядины (задние четвертины)
округлой формы ФГОВ=0,56, а эллипсоидной
формы ФГОВ=0,63; для свинины (полутуши или
задние четвертины) Фсв=0,68; для яблок («Гольден
делишес» и «Старкинг») Фяб =0,335; для груш
Фгр =0,364-0,385. Можно использовать также и
значения коэффициента формы Ф, предложенные
Г. Б. Чижовым [6].
Ниже приводятся примеры использования
номограмм.
Пример I. Определить продолжительность
охлаждения т зеленого горошка (в форме шаров,
d — 0,006 м) в туннеле предварительного
охлаждения флюидизационного скороморозильного
аппарата. Горошек насыпан на сетчатую ленту в
один слой и обдувается холодным воздушным
потоком с /0=0°С со скоростью 3 м/с. Начальная
температура горошка *Н = 30°С, конечная, после
охлаждения, *Т = 3°С, влагосодержание 0,83%,
плотность 1071 кг/м3. Этим условиям соответствуют:
с0 = 3704 Дж/(кг-К), А* = 0,546 Вт/(м • К),
а = 1,464 • \0~* м2/с, а = 24 Вт/(м2 • К), вх==0 =
= 0,1, Bi =0,13. При этих данных для Sx=0 и Bi
находим по номограмме (рис. 5), что Fo=6.
/?2
Отсюда т= — Fo = 368,85 с«6 мин 9 с.
а
Пример II. Определить продолжительность
охлаждения свинины (полутуша) при 6 = 12 см,
т. е. /? = 0,06 м, плотности 1171 кг/м3 и влагосо-
держания 0,61% в холодном потоке воздуха с
tQ = —1°С при его скорости 2,5 м/с. Начальная
температура свинины *Н=38°С, конечная fT=4°C.
При этих условиях с0=3088 Дж/(кг • К),
Ко = 0,4689 Вт/ (м • К), а = 12,967 - 10~3 м2/с,
а= 17,41 Вт/(м2-К), О,=0 = 0,128, Bi = 2,228.
В этом случае по номограмме (см. рис. 1) нахо-
R2
дим, что Fo = 1,75, откуда тпласт = — Fo = 48 585 с.
Продолжительность охлаждения свинины будет
тсв = Фсвтпласт—0»68 * 48 585 с или 9 ч 11 мин.
Список использованной литературы
1. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.:
Высшая школа, 1967, с. 191—254.
2. Рютов Д. Г. О расчете продолжительности
охлаждения пищевых продуктов. — В кн.:
Сборник докладов на Московской конференции
Международного института холода. М., 1959,
с. 147—152.
3. Фикиин А. Г. Изменение на температурното
поле и определяне на продължителността на
процеса при охлаждане на хранителни
продукта. — Научни трудове на НИКЛ, т. IV. С:
Техника, 1966, с. 137—150.
4. Фикиин А. Г. Хладилни технологични про-
чцеси и съоръжения. С: Техника,. 1980,
с. 112—125.
5. Фикиин А. Г., Фикиина И. К.
Теплообмен и продолжительность процесса
охлаждения пищевых продуктов. — Холодильная
техника, 1972, № 2, с. 15—18.
51

СП
Ц1 Q2 ЦЗ Q4 0,8 1,2 1,6 2;0 2,4 2.8 3,2 3,6 4 6 8 1012
Рис. 1. Зависимость между 0X==O, Bi и Fo для центра неограниченной пластины (при х = 0)
8 20 22 24 26 28 30 40 50 60 70 80 90 100

0.1 0.2 0.3 0.4 0.8 12 1.6 2.0 2.4 2j3 3.2 3.6 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 40 50 60 70 80 90 100 200 400 600
at
~R2"
Рис. 2. Зависимость между ®Xsbr> Bi и Fo для поверхности неограниченной пластины (при *=/?)
Fo=^

ft1 02 Q3 0.4 0.8 1.2 15 2.0 2.4 2,8 3,2 аб 4 б
Рис. 3. Зависимость между вг=(?, Bi и Fo для центра неограниченного цилиндра (при г=0)

я
55

56

s§§ I §-
о
Q.
О
О^-Д,^

6. Чнжов Г. Б. Теплофизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов.
М.: Пищевая промышленность, 1979,
с. 95—101.
7. Fikiin A. G. Determination de la duree de
refrigeration de produits alimentaires. —
XII Congres Intern, du Froid. Madrid, 1967,
Vol. II, pp. 705—716.
ШОБРЕТЕНИЯ
A1) 1020742 B1) 2934014/24-06 B2) 29.05.80
3E1) F28 С 1/00 E3) 621.175.3 G2) А. В.
Дорошенко, M. М. Кологривов, К. И. Ржепишев-
ский G1) Одесский технологический институт
холодильной промышленности
E4) E7) ВЕНТИЛЯТОРНАЯ ГРАДИРНЯ, со-
держащая поярусно установленные в корпусе
ороситель, распределительную решетку со слоем
подвижной насадки и помещенную в последнюю
систему теплообменных труб, отличающаяся тем,
что, с целью повышения эффективности
тепломассообмена и эксплуатационной надежности,
теплообменные трубы объединены в параллельно
размещенные Т- или Г-образные панели.
(И) 1020743 B1) 3268498/24-06 B2) 27.03.81
3E1) F 28 С 1/00 E3) 621.175.3 G2) В. П.
Алексеев, Г. С. Антоненко, А. В. Дорошенко, М. М.
Кологривов, Г. Г. Михайленко, В. В.
Шерстобитов G1) Одесский технологический институт
холодильной промышленности, Одесский
политехнический институт и Одесский технологический
институт пищевой промышленности
E4) КОНТАКТНЫЙ АППАРАТ (его варианты).
E7) 1. Контактный аппарат,
преимущественно градирня, содержащий поярусно
установленные в корпусе ороситель и
водораспределительное устройство, размещенные в верхней части
корпуса лопасти каплеуловителя, установленные
на оси, и вентилятор, причем лопасти
каплеуловителя и вентилятора заключены в обечайки,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности и надежности работы, лопасти
каплеуловителя установлены на оси при помощи
подшипника, обечайка каплеуловителя выполнена
перфорированной цилиндрической, а расстояние
между обечайками вентилятора и
каплеуловителя составляет '/ю—У20 диаметра обечаек.
2. Аппапат по п. 1, отличающийся тем, что
обечайка каплеуловителя снабжена воздухона-
правляющим козырьком в виде усеченного
конуса, меньшим основанием примыкающего к
нижней кромке обечайки.
3. Аппарат по пп. 1 и 2, отличающийся тем,
что лопасти каплеуловителя и вентилятора имеют
одинаковую форму.
4. Контактный аппарат, преимущественно
градирня, содержащий поярусно установленные в
корпусе ороситель и водораспределительное
устройство, размещенные в верхней части корпуса
лопасти каплеуловителя, жестко закрепленные на
оси, а, вентилятор, причем лопасти
каплеуловителя и вентилятора заключены в обечайки,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности и надежности работы, ось
установлена с возможностью вращения, обечайка
каплеуловителя выполнена перфорированной
цилиндрической, а расстояние между обечайками венти-
8. Fikiin A. G.,. Fikiina I. К. Calculation de
la duree de refrigeration des produits
alimentaires et des corps solides. — XIII Congres
Intern, du Froid. Wachington, 1971, Vol. II.,
pp. 411—416.
лятора и каплеуловителя составляет !/10—1/20
диаметра обечаек.
5. Аппарат по п. 4, отличающийся тем, что
обечайка каплеуловителя снабжена воздухона-
правляющим козырьком в виде усеченного
конуса, меньшим основанием примыкающего к
нижней кромке обечайки.
6. Аппарат по пп. 4 и 5, отличающийся тем,
что лопасти каплеуловителя и вентилятора имеют
одинаковую форму.
A1) 1020744 F1) 435442 B1) 3277968/24-06
B2) 20.04.81 3E1) F 28 С 1/00 E3) 621.175.3
G2) В. С. Галустов, А. И. Чуфаровский G1)
Ярославский политехнический институт
E4) E7) 1. ГРАДИРНЯ по авт. св. № 435442,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
охлаждающего эффекта и снижения капельного
уноса, башня дополнительно снабжена каплеуло-
вителем, вертикальной перегородкой,
размещенной по оси башни параллельно плоскостям воз-
духовходных окон, и оросителем, выполненным
в виде рядов лент, подвешенных к каплеуло-
вителю, причем вертикальная перегородка
закреплена боковыми гранями на стенке корпуса,
верхняя ее грань расположена выше воздуховход-
ных окон, а нижняя — ниже последних.
2. Градирня по п. 1, отличающаяся тем, что
свободные концы лент оросителя расположены
ниже уровня воздуховходных окон.
3. Градирня по пп. 1 и 2, отличающаяся тем,
что шаг между лентами в рядах, расположенных
параллельно плоскостям окон, уменьшается в
направлении от окон к перегородке.
A1) 1019191 B1) 3343031/28-13 B2) 09.09.81
3E1) F 25 D 23/02 E3) 621.565.92 G2) В. И. Мол-
данов, Е. П. Лихачев
E4) E7) 1. ПРИСПОСОБЛЕНИЕ ДЛЯ НА-
ВЕШИВАНИЯ ДВЕРЦЫ ХОЛОДИЛЬНИКА,
содержащее прокладку для установки ее на
верхнюю горизонтальную панель корпуса
холодильника, кронштейн с двумя отверстиями для винтов
с шайбами, имеющий на свободном конце ось для
крепления дверцы и декоративную крышку,
отличающееся тем, что, с целью удобства монтажа,
оно снабжено промежуточными элементами в виде
цилиндра или усеченного конуса, выполненными
из эластичного материала и расположенными
между прокладкой и шайбами, при этом одно
отверстие в кронштейне имеет грушевидную
форму, узкий участок которого направлен к оси для
крепления дверцы и служит для взаимодействия
с промежуточным элементом, диаметр широкого
участка превышает диаметр шайбы, а другое
отверстие выполнено у противоположного от оси
края кронштейна и представляет собой прорезь,
аналогичную узкому участку первого отверстия.
2. Приспособление по п. 1, отличающееся
тем, что в качестве эластичного материала
использован полистирол.
58

ноюсти а
шюотшнои
ТЕХНИКИ
УДК 661.97.002.004G3)
ПРОИЗВОДСТВО И ПРИМЕНЕНИЕ
ТВЕРДОГО И ЖИДКОГО
ДИОКСИДА УГЛЕРОДА В США
За десять лет, с 1970 по 1980 г., объем
производства диоксида углерода (С02) в США в
целом увеличился в 3 раза (см. таблицу), причем
в основном за счет роста объема производства
жидкого С02.
Год
1970
1971
1973
1975
1976
1977
1978
1979
1980
Объем производства С02,
твердого
302
289
—
319
323
329
312
331
—
жидкого
714
856
—
1360
1649
2225
2411
—
—
тыс. т/год
общий
1016
1145
1800
1670
1972
2554
2723
2833
3214
Объем производства твердого С02 (сухого
льда) за 10 лет мало изменился. Приведенные
в таблице данные учитывают объемы выпуска
твердого С02 в местах его производства как
конечного продукта, отпускаемого потребителю.
Однако твердый С02 в виде снега или мелких
гранул все в больших количествах вырабатывают
непосредственно в местах его потребления из
жидкого С02, доставляемого в изотермических
цистернах. Такое эффективное производство
твердого С02, при котором почти полностью
исключаются потери, имеющие место при доставке
готового сухого льда к месту потребления, стало
возможным благодаря разработке принципиально
новой технологии получения твердого С02 и
созданию необходимого для этого оборудования.
В результате значительно увеличилось
применение твердого С02 в пищевой
промышленности для охлаждения и замораживания
продуктов, их транспортировки и хранения, а также
в других отраслях промышленности.
В США в пищевой промышленности
расходуют около 65% вырабатываемого жидкого С02,
из них 35% — на газирование напитков. Доля
жидкого С02, используемого для обработки
пищевых продуктов, ежегодно увеличивается на
15—20%.
Расширяется применение его, наряду с
жидким азотом, для замораживания таких
продуктов, как мясо, птица, хлебобулочные изделия
(рис. 1). В 1977 г. примерно 240 тыс. т говяжьего
фарша, или 20—25% годового объема его выпуска
(он составляет около 40% от общего объема
производства говядины), было заморожено в виде
брикетов с помощью жидкого N2 и жидкого С02.
? тыс. т/год
6000\
гооА 1^**П —
olL—I 1 1—I
1372 1975 1960 1985 1987
Год
Рис. 1. Объем реализации G жидких С02
и N2 в пересчете на С02:
А — новые области: мясо D7%), хлебобулочные изделия
A5%), птица A3%), продукты моря A3%), прочие A2%)
На это было израсходовано 1800 тыс. т жидкого
N2 и С02. К 1987 г. ожидается увеличение их
расхода для этих целей в 3,5 раза.
Жидкий С02 стоит дешевле жидкого N2, что
обусловливает большую перспективность его
использования по сравнению с жидким азотом.
Дальнейший рост производства С02
предполагается путем строительства в различных районах
страны новых предприятий мощностью 200—
300 т/сут.
Диоксид углерода получают в основном из
естественных источников, которыми богата
страна, и из отбросных промышленных газовых
смесей, богатых С02 (главным образом из экспан-
зерных газов, являющихся отходами в
производстве аммиака).
Для получения чистого С02 из отбросных
промышленных газовых смесей чаще всего
применяют физические методы (дистилляция,
жидкостная экстракция и др.)» которые непрерывно
совершенствуются, о чем свидетельствует
патентная литература.
Так, фирме «Юнайтед стейтс стил»
принадлежит патент на получение особо чистого С02
высокого давления из концентрированной смеси
нефтяных газов низкого давления. В смеси, кроме С02,
содержатся сернистые газы. Газовую смесь
сжимают и охлаждают до температуры
конденсации С02, при этом одновременно конденсируются
и сернистые газы. Образуемые жидкие вещества
разделяют в колонне, используя разность их
плотностей. Жидкий С02, более легкий, отводится
из разделительной колонны сверху, а
сконденсированные сернистые газы — снизу. Затем
жидкий С02 испаряется в теплообменнике.
Выделяемый при этом холод используют для
охлаждения подаваемой на разделение смеси
нефтяных газов. Чистота получаемого С02 достигает
99,5% (по объему).
Основанный на дистилляции способ получения
С02 из газовой смеси с метаном, содержащей
от 30 до 90% С02, запатентовала фирма
«Трептам», а из углеводородной смеси — фирма
«Экстон рисёч энд инджиниринг компани». Фирме
«Атлантик рич» принадлежит патент на
разделение С02 и этана жидкостной экстракцией.
Способ разделения С02 и сернистого водорода
(H2S) в дистилляционной колонне фирма «Хеликс
текнолоджи» запатентовала сначала в США, а
годом позже — за рубежом. В газовую смесь,
разделяемую в дистилляционной колонне,
добавляют алифатические углеводороды, содержащие
от трех до шести атомов углерода. Добавка их

увеличивает летучесть СОа по сравнению с
летучестью H2S, что обеспечивает их разделение.
Самым крупным производителем С02 в США
является фирма «Ликид карбоник» (с 1969 г.
принадлежит фирме «Хьюстон нэйчрал гэз»),
имеющая в США и двадцати других странах
около 100 предприятий общей мощностью по
производству С02 5 тыс. т в сутки. В США
в г. Фритауне находится один из крупнейших
заводов этой фирмы мощностью 200 т в сутки,
вырабатывающий С02 из отходящих газов
химкомбината.
Фирма выпускает также оборудование для
производства, транспортировки, хранения С02 и
оборудование для его применения, в том числе
автоматы и полуавтоматы для охлаждения,
подмораживания и замораживания пищевых
продуктов, скороморозильные аппараты.
Оборудование для производства и применения
С02 изготавливают в США и другие фирмы.
На рис. 2 показан принадлежащий фирме «Эйро
крайодженикс» гранулятор для производства
таблеток сухого льда диаметром 9,5 мм и
высотой 10—60 мм. Таблетки формируются с помощью
ротационного элемента, который проталкивает
твердый С02 через цилиндрическую пресс-форму.
Фирма выпускает грануляторы
производительностью 100, 220 и 400 кг/ч.
Фирма «Кемитрон карбон диоксайд»
производит скороморозильные аппараты «Ултра-фриз»
туннельного типа.
Владельцы предприятий США,
вырабатывающих быстрозамороженную продукцию, с 1980 г.
усилили оснащение действующих и вновь
строящихся предприятий новым более совершенным
технологическим оборудованием и
скороморозильными аппаратами новых типов. В результате
около 9% заводов будут замораживать
продукцию с использованием С02.
Основными элементами установок, в которых
осуществляется процесс преобразования жидкого
С02 в твердый, служат дроссельные устройства
и диффузоры (раструбы), направляющие
снежный поток в нужном направлении. В
зарубежной литературе эти устройства получили название
«снежные рожки». Они устанавливаются всегда
на корпусе установки, чтобы их было легко обслу-
Рис. 2. Гранулятор:
I — корпус; 2 — дроссельное устройство; 3 —
соленоидный вентиль; 4 — теплообменник; 5 — электродвигатель
живать. Их конструктивному совершенствованию,
обеспечению безопасности работы, способам
управления ими уделяется в США большое
внимание.
Фирма «Кемитрон» запатентовала способы и
устройства для отделения снежного потока,
образуемого в процессе дросселирования жидкого
С02, от газа (,р.ис,,3); фирма «Эйр инк.»— способ
предотвращения .зарядки статическим
электричеством снежинок С02 и устройство для его
осуществления; фирма «Эйр продактс энд кемикалс
инк.» — устройство для снижения скорости
падения снегообразного С02, осаждающегося на
продукте. Ряд патентов выдан на способы и
устройства, обеспечивающие больший выход
твердого С02 посредством охлаждения жидкого С02
перед дросселированием. В патенте, выданном
Л. Тири, защищается способ и установка,
гарантирующая бесперебойную работу дроссельных
устройств (рис. 4).
Запатентованы изобретения,
совершенствующие способ контактного охлаждения продуктов
с помощью снегообразного С02 в
скороморозильных аппаратах или устройствах, встраиваемых
непосредственно в технологические линии
обработки пищевых продуктов.
Так, фирма «Бихайв машинери инк.»
разработала мешалку для обработки мяса диоксидом
углерода, которая встраивается в линию
производства фарша; фирма «Эйрко инд. гэз» создала
установки для охлаждения мяса и птицы, у
которых дроссельные устройства расположены на
нижней части смесителя, что позволяет
дополнительно использовать холод газообразного С02.
Рис. 3. Установка для получения снегообраз
ного С02:
/ — насадок; 2 — трубка; 3 — дроссельное отверстие;
4 — диффузор; 5 — колпак; 6 — отражатель; 7 —
контейнер; 8 — конвейер
60

Рис. 4. Скороморозильный аппарат:
.1 — стационарная цистерна с жидким С02; 2 — линия
подачи газообразного С02 для продувки дроссельных
устройств; 3 — морозильная камера; 4 — дроссельное
устройство; 5 — охладитель жидкого С02; 6 — линия подачи
жидкого С02 к дроссельным устройствам
В последние годы в США стали широко
применять модифицированную газовую среду, в
состав которой входит газообразный С02, для
хранения охлажденных пищевых продуктов. Эта
среда обеспечивает сохранение их качества более
продолжительное время.
Диоксид углерода в США используют не
только в пищевой, но и*в других отраслях
промышленности. Так, американская компания
«Артур Д. Литтл» разработала систему гидротран-
iiOiPETEHii
A1) 1020746 F1) 420863 B1) 3273194/27-06
B2) 14.09.81 3E1) F 28 D 7/10 E3) 621.565.94
G2) С. А. Васильев
E4) E7) 1. КОЖУХОТРУБНЫЙ
ТЕПЛООБМЕННИК по авт. св. № 420863, отличающийся
тем, что, с целью компенсации температурных
удлинений, торцы внутренних труб,
подключенные к раздающему коллектору, также размещены
с зазором в отверстиях трубной доски, при этом
каждая внутренняя труба на обоих торцах
снабжена втулкой, расположенной в зазоре вокруг
трубы и жестко прикрепленной одним из
торцов к ее наружной стенке, при этом каждая
из трубных досок снабжена кольцевой пластиной,
а эквидистантно пластине в кожухе
дополнительно расположено кольцо с отверстиями, в которых
установлены стопорные болты, опирающиеся на
пластину.
2. Теплообменник по п. 1, отличающийся тем,
что втулки на свободном торце имеют уплот-
нительные прокладки, а трубные доски по
периферии выполнены с фаской под прокладку.
A1) 949299 B1) 2688224/28-13 B2) 20.10.78
3E1) F25 D 17/06 E3) 621.565.945 G2) Г. Е. До-
станко G1) Проект но-конструкторское бюро
Министерства мясной и молочной
промышленности Белорусской ССР
E4) E7) 1. ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛЬ,
содержащий кожух с установленными в нем
испарительными батареями и вентилятором, поддон с
патрубком для отвода талой воды и поворотную
заслонку, шарнирно закрепленную на кожухе,
спортировки по трубопроводам угольной пульпы,
в которой вместо воды несущей средой является
жидкий С02, получаемый сжиганием 7—10%
угля из общего объема, подлежащего
транспортировке. В замкнутой системе, когда С02
используется для повторного приготовления пульпы,
расход угля не превышает 1%.
Еще одна область применения —
закачивание С02 вместе с водой в нефтеносные пласты
для увеличения выхода нефти. В юго-западном
Техасе по трубопроводу протяженностью 356 км
С02 от места его получения перекачивается к
нефтеносному пласту компрессорами при
давлении, превышающем критическое. В качестве
источника получения чистого С02 используется
газ из скважин, содержащий от 18 до 53% С02.
Список использованной литературы
1. Патенты № 3643451, 3807187, 3815377,
3952530, 3992985, 4111671, 4152129,
4149864, 4160364, 4311495, 4293322 (США).
2. Food Processing, 1981, Vol. 42, № 2, p. 98.
3. Food Technology, 1980, Vol. 34, № 3,
pp. 55—58, 63.
4. Frozen Foods Age, 1981, Vol. 30, №, p. 42.
5. Quick Frozen Foods, 1979, Vol. 41,
№ 11, pp. 59, 61—64; 1980, Vol. 42, № 8,
pp. 16—21, 23—24.
Канд. техн. наук Т. Ф. ПИМЕНОВА
ВНИКТИхолодпром
отличающийся тем, что, с целью регулирования
направления движения воздуха, поворотная
заслонка выполнена в виде двуплечего рычага, одно
плечо которого посредством исполнительного
органа связано со всасывающим коллектором
испарительной батареи, а на другом плече шарнирно
смонтирована направляющая с фиксатором ее
положения, при этом на кожухе установлен
ограничитель угла поворота заслонки, а последняя
снабжена пружиной для возврата ее в
исходное положение.
2. Воздухоохладитель по п. 1, отличающийся
тем, что исполнительный орган выполнен в виде
сильфона.
A1) 949300 B1) 3221109/28-13 B2) 18.12.80
3E1) F 25 D 21 /04 E3N21.565.91 G2) В. В.
Илюхин, Б. С. Бабакин, Б. Е. Носков G1)
Московский технологический институт мясной и
молочной промышленности
E4) E7) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ
ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХА в холодильной камере,
содержащее теплообменные элементы и размещенные
рядом с ними электроды, подключенные
соответственно к положительному и отрицательному
полюсам источника постоянного тока для
образования между ними электростатического поля,
отличающееся тем, что, с целью интенсификации
процесса тепломассопереноса путем непрерывного
удаления снеговой шубы с поверхности теплооб-
менных элементов, устройство снабжено кожухом
с размещенным в нем вентилятором,
теплообменные элементы имеют игольчатую поверхность, а
электроды представляют собой натянутую вдоль
теплообменных элементов между ними проволоку,
при этом в кожухе выполнены щели с
направляющими козырьками.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
оно снабжено циклоном, сообщенным с выходом
вентилятора.
61

СПРАВОЧНЫЙ
ОТДЕЛ
УДК 621.56455:536.632
ИЗОБАРНАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ
НЕКОТОРЫХ ЖИДКИХ
ХЛАДАГЕНТОВ НА ЛИНИИ
НАСЫЩЕНИЯ
Канд. техн. наук И. И.
Г. А. КУСЛЯЙКИН
ВНИКТИхолодпром
ПЕРЕЛЬШТЕЙН,
По методике, которая изложена в помещенной
в настоящем номере статье «Способ расчета
изобарной теплоемкости жидкости на линии
насыщения» получены значения изобарной
теплоемкости на линии насыщения с' (см. таблицу).
Необходимые для расчета с' калорические
свойства хладагентов на линии насыщения в
соответствующем температурном диапазоне
вычислены по уравнениям, заимствованным из
справочника.*
*Теплофизические основы получения
искусственного холода. Справочник / Под ред.
А. В. Быкова. М: Пищевая промышленность,
1980, 230 с.
t °с
— 120
— 110
— 100
—90
—80
—70
—60
—50
—40
—30
—20
— 10
0
10
20
30
40
50
ео
70
80
90
100
ПО
120
130
RH
—
—
—
—
—
—
0,809
0,818
0,828
0,838
0,849
0,860
0,872
0,883
0,894
0,906
0,918
0,930
0,942
0,954
0,966
0,979
0,994
1,014
1,042
R12
—
0,792
0,805
0,819
0,834
0,849
0,864
0,880
0,896
0,912
0,928
0,944
0,961
0,980
1,000
1,025
1,060
1,109
1,183
1,304
1,520
2,033
6,299
—
—
с1р, кД:
R12BI
—
—
—
—
—
0,637
0,646
0,656
0,676
0,686
0,696
0,706
0,716
0,727
0,738
0,749
0,761
0,773
0,786
0,803
0,826
0,860
0,912
0,995
1,145
к/(кг • К), хлад
R13
0,810
0,830
0,850
0,871
0,892
0,914
0,937
0,961
0,988
1,024
1,076
1,158
1,293
1,561
2,321
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1гентов
R13B1
—
0,626
0,638
0,651
0,664
0,679
0,694
0,710
0,728
0,748
0,770
0,796
0,828
0,872
0,934
1,036
1,249
2,008
—
—
—
—
—
—
—
R142
—
—
—
—
—
—
—
—
1,144
1,168
1,193
1,218
1,243
1,269
1,297
1,328
1,365
1,4И
1,471
1,551
1,663
1,830
2,097
2,601
4,175
R502
—
0,918
0,928
0,938
0,948
0,959
0,970
0,982
0,995
1,011
1,030
1,055
1,088
1,132
1,194
1,283
1,419
1,652
2,161
—
—
—
—
—
—
РЕФЕРАТЫ
УДК 621.564.25:526.632.001.24
Способ расчета изобарной теплоемкости жидкости
на линии насыщения. ПЕРЕЛЬШТЕЙН И. И.,
КУСЛЯЙКИН Г. А. «Холодильная техника»,
1983, № 9.
Приведено обобщенное уравнение для расчета
изобарной теплоемкости кипящей жидкости по
значениям теплоемкости жидкости вдоль
пограничной кривой. Погрешность определения
изобарной теплоемкости соизмерима с погрешностью
эксперимента.
Иллюстрация 1. Список литературы — 9
названий.
УДК 66.047.25
Усовершенствованный способ управления
процессом сублимационной сушки. КАМОВНИ-
КОВ Б. П., ЧИХЛАДЗЕ В. С.
«Холодильная техника», 1983, № 9.
Рассмотрен усовершенствованный способ
управления процессом сублимационной сушки
термолабильных продуктов по экстремальным
температурам материала с использованием
возрастающего температурного предела в зоне
верхней экстремальной температуры.
Иллюстраций 2. Список литературы — 2
названия.
62

УДК 658.387.4@83.132)
Рекомендации по организации комплексных
бригад на холодильниках мясокомбинатов.
БАЕВ М. Г. «Холодильная техника», 1983, № 9.
На основе обобщения передового опыта
ведущих отраслей народного хозяйства, пищевой,
мясной и молочной промышленности рассмотрены
положения разработанных в СКО ВНИКТИхо-
лодпрома «Рекомендаций по организации
комплексных бригад на погрузочно-разгрузочных
работах холодильников мясокомбинатов». В них
изложены основы создания комплексных бригад,
организации и оплаты труда по конечным
результатам на основе коэффициента трудового
участия, порядок нормирования затрат труда,
численности рабочих. Приводятся практические
примеры. Описывается опыт внедрения бригадной
формы организации и стимулирования труда по
конечным результатом.
Таблиц 2.
УДК 621.57-2@83.75)
Определение норм расхода и потребности в
запасных частях к холодильному оборудованию. БЕЖА-
НИШВИЛИ Э. М., ТИХОМИРОВА Л. М.
«Холодильная техника», 1983, № 9.
Дана методика расчета потребности и норм
расхода запасных частей. Определены нормы
расхода запасных частей к компрессорам и
холодильным машинам. Впервые разработана
номенклатура и пронормирована потребность в
холодильной аппаратуре на ремонтно-эксплуатаци-
онные нужды (РЭН). Показано, что при оценке
металлоемкости холодильных машин надо
учитывать потребность в металле для
изготовления запасных частей и аппаратуры на РЭН.
Таблиц 4. Иллюстрация 1. Список литературы —
5 названий.
УДК 621.564.25:536.632
Изобарная теплоемкость некоторых жидких
хладагентов на линии насыщения. ПЕРЕЛЬШ-
ТЕЙН И. И., КУСЛЯЙКИН Г. А.
«Холодильная техника», 1983, № 9.
Приведены данные об изобарной теплоемкости
кипящей жидкости хладагентов Rll, R12, R12B1,
R13, R13B1, R142 и R502.
Таблица 1.
УДК 662.76:664.8.037
Лабораторная установка для. регулирования
газовой среды при холодильном хранении плодов
и овощей. МЕЛЬНИК А. В., НАЙЧЕНКО В. М.
«Холодильная техника», 1983, № 9.
Описана конструкция установки с проточной
схемой централизованного обеспечения
экспериментальных контейнеров газовыми смесями из
баллонов. Достоинством ее является несложное
конструктивное решение и возможность контроля
за поступлением газовой смеси в каждый
контейнер с продукцией, а также регулирование
относительной влажности среды.
Иллюстраций 3. Список литературы — 6
названий.
УДК 621.5.041-242.3.036.675
Применению стеклонаполненных полиамидов для
изготовления поршневых колец компрессоров*
КУЗЬМИН В. А., ДОЛЯ В. П., ПОТЕТНЯ А. Н.,
АФОНСКИЙ В. П., СУКАЧЕВА Э. Д.,
ВАСИЛЬЕВА В. П. «Холодильная техника», 1983,
№9.
Приведены результаты исследований по подбору
и разработке композиционных полимерных
материалов, пригодных для серийного производства
поршневых колец компрессоров, имеющих
температуру стенки цилиндра выше 160°С.
Установлено, что композиционные материалы на основе
полиамидов, наполненных стекловолокном с
добавками полиэтилена высокого давления и
дисульфида молибдена, обладают необходимыми
прочностными, теплофизическими и
антифрикционными свойствами и обеспечивают
работоспособность поршневых колец в среде воздуха и
аммиака при температуре стенки цилиндра до
185°С.
Таблиц. 3. Список литературы — 3 названия.
УДК 621.575.043.001.5
Влияние направления движения раствора на
эффективность работы генератора абсорбционной
бромистолитиевой холодильной машины. ТИМО-
ФЕЕВСКИЙ Л. С, ШВЕЦОВ Н. А., ШМУЙ-
ЛОВ Н. Г. с Холодильная техника», 1983, Nk 9.
Проведен анализ изменения температуры и
концентрации раствора бромистого лития, а также
давлейия по высоте теплообменного пучка
генератора затопленного типа с нижней подачей
раствора при обогреве аппарата
низкопотенциальным источником тепла. Интенсивное кипение
раствора происходит лишь в верхней части
генератора. Нижняя часть аппарата работает как
подогреватель. Сопоставление эффективности
работы генератора затопленного типа с нижней и
верхней подачей раствора показало, что в зоне
кипения раствора при нижней его подаче в
генератор коэффициент теплопередачи выше в 2 раза.
Иллюстраций 4. Список литературы — 2
названия.
УДК 621.565.93/.94:536.24.001.5
Исследование наружной теплоотдачи и
аэродинамического сопротивления конденсаторов с
гофрированным просечным оребрением. СУТЫРИ-
НА Т. М., ПРОЗОРОВА Т. В. «Холодильная
техника», 1983, № 9.
На основе проведенного экспериментального
исследования предложены зависимости в
критериальной и размерной формах для расчета
наружной теплоотдачи и аэродинамического
сопротивления в конденсаторах воздушного
охлаждения с гофрированным просечным
оребрением. Работа проведена с целью получения
достоверной методики расчета конденсаторов с
новым видом оребрения, внедренных в
промышленное производство в холодильных машинах
с воздушным охлаждением-МВВ4-1-2, 1МВВ6-
1-2, 1МВВ9-1-2 и некоторых других.
Иллюстраций 6. Список литературы — 10
названий.
63

УДК 66.8/.9.037-97/-98: [66.93:66.97:541.8]
Влияние температуры и давления на
растворимость газов в пищевых продуктах. АПА-
ЕВ Г. С. «Холодильная техника», 1983, № 9.
Изучено влияние температуры и давления на
растворимость азота, воздуха и диоксида
углерода в говяжьем мясе, картофеле и
землянике при замораживании под избыточным
давлением газа. Установлено, что с понижением
температуры и повышением давления газа
растворимость его увеличивается, причем эта
зависимость для разных газов и продуктов при
одинаковом давлении различна. Получена
эмпирическая формула для расчета растворимости
газов в пищевых продуктах под избыточным
давлением.
Таблица 1. Иллюстрация 1. Список
литературы — 9 названий.
УДК 664.8/.9.037.51 @83.57)
Новые номограммы для графического
определения параметров процесса охлаждения пищевых
продуктов. ФИКИИН А. Г. «Холодильная
техника», 1983, № 9.
Предложены новые номограммы для определения
параметров процесса охлаждения пищевых
продуктов. При решении задачи об охлаждении
с помощью ЭВМ ряды Фурье использованы с
шестью членами их развития, что гарантирует
большую точность. Полученные данные обобщены
в виде зависимости между изменением
температурного поля и критериями Био и Фурье.
Эта зависимость рассмотрена для центра и
поверхности продукта (тела), имеющего форму
пластины, цилиндра, сферы.
Иллюстраций 6. Список литературы — 8
названий.
УДК 628.84:621.565.931-2
Конусно-спиральная форсунка для оросительной
камеры. ЛАЗАРЕВ Г. И., ЛИСНЕВИЧ А. А.
«Холодильная техника», 1983, № 9.
Приведены данные исследования и отмечены
преимущества (большая производительность, не-
засоряемость и простота эксплуатации)
форсунки с конусно-спиральной выпускной щелью по
сравнению с применяемой в настоящее время
центробежно-тангенциальной форсункой.
Иллюстраций 2.
УДК 621.565.92:621.565.35.001.5
Исследование систем воздухораспределения в
камерах холодильной обработки мяса на Лиепай-
ском мясокомбинате. КНЕЛЛЕР Г. Я.,
МАЛЕВАННЫЙ Б. Н., МАЧУЛИН В. И., ХАЛЯВ-
КА А. А. «Холодильная техника», 1983, № 9.
Приведены результаты исследования систем
воздухораспределения в камере охлаждения и камере
замораживания мясных полутуш с
поперечно-точной циркуляцией воздуха на холодильнике Лие-
пайского мясокомбината. Предложен вариант
модернизации системы воздухораспределения с
устройством «ложного потолка» и обдувом мясных
полутуш сверху вниз.
Иллюстраций 4.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора),
Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук, проф. В. М. Бродянский,
д-р техн. наук А. В. Быков, В. В. Васютович, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, А. П. Ер-
кин, И. М. Калнинь, д-р техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, В. Д. Леонов, А. П. Леонтьев,
Г. А. Новиков, д-р техн. наук, проф. В. В. Оносовский, д-р техн. наук, проф. И. И. Орехов, М. М. Позин,
Н. К. Плотников, Н. Ф. Ролина, Ю. Я. Сенягин, А. Н. Сергиенко, В. М. Шавра.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в няЛор 19.07.83. Подписано в печать 15.08.83. Формат 70X'108'/i6- Фотонабор. Высокая печать. Объем 4,0 печ. л.
Т— 467 Усл- печ- л- **»6 ^сл* Л- КР_0ТТ- 6,13. Уч.-изд. л. 7,78. Тираж Щ653 экз. Заказ 1900.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12
Телефон 216-77-00
Ордена Трудового Красного Знамени
Чеховский полиграфический комбинат «ВО «Союзполиграфпром»
Государственного комитета СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
142300, г. Чехов Московской области
64