ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
холодильная
1/1"9 техника
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Решения ноябрьского A978 г.) Пленума ЦК КПСС —
в жизнь! 2
Быков А. В. Пути повышения эффективности
холодильных машин 5
Грищенко Д. И. Повышение эффективности производства
и качества холодильного оборудования на основе
совершенствования технологии изготовления 9
Калинин А. Т. Организация изобретательской и
рационализаторской работы на предприятиях ПО «Мелито-
польхолодмаш» 12
Ужанский В. С. Состояние и перспективы развития
приборов и средств автоматизации для холодильного
машиностроения 14
Шмуйлов Н. Г., Розенфельд Л. М. Водоаммиачные
абсорбционные холодильные машины для линий
производства аммиака 20
Савицкий И. К., Грузинцев И. А., Бочаров И. А.
Оценка эффективности автоматического регулирования хо-
лодопроизводительности судовых холодильных
агрегатов 22
Гоголин В. А., Кроткое В. Н., Нечай В. А., Това-
рас Н. В., Данилова Г. Н., Боришанская А. В., Дюн-
дин В. А., Козырев А. А., Вахалин В. А.,
Протасов Г. А. Интенсификация теплообмена во фреоновых
кожухотрубных испарителях путем применения труб
с металлизационным покрытием 26
Щеглов Н. Г. Влияние температур окружающего
воздуха и массовых его скоростей в конденсаторе на холо-
допроизводительность малых холодильных машин 31
Шепелев И. А. О тепловом расчете пленочных градирен 33
Сундиев Н. П., Герасимов Н. А., Сергина И. В.
Определение времени промежуточного оттаивания сухих
подвесных оребренных воздухоохладителей 35
Агарев Е. М., Шаззо Р. И., Маяковский Ю. В.
Математическая модель микроклимата камеры-сушилки колбас 37
Роговая С. Н., Мнацаканов Г. К., Чумак Н. И. К
расчету усушки мяса при его холодильной обработке 40
Лаковская И. А., Шабетник Г. Д., Каухчешвили Н. Э.,
Сидорова Н. Д. Экспериментальное определение
коэффициента теплоотдачи при замораживании продуктов
животного происхождения 43
Латышев В. П. Удельная теплоемкость и энтальпия
говяжьей печени 45
Новостройки пятилетки
Кабылбаев М. Р. Распределительный холодильник
емкостью 18 000 т в Алма-Ате 48
ОБМЕН ОПЫТОМ
Гольдберг Ю. И. Очистка внутренних поверхностей
аппаратов холодильных агрегатов 51
Чернявский Э. И. Приспособление для снятия блока
цилиндров компрессоров ФВ6 и ФУ 12 52
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Касимов Г. X.; Евсеев Л. И., Бундюк Н. А., Рейхель-
гауз Д. А. Подготовка к швартовным испытаниям
системы судовой холодильной установки 53
ИЗОБРЕТЕНИЯ 54
ХРОНИКА
К 70-летию В. Г. Сахарова 57
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Мирмов Н. И. Полезная книга 58
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Шалы Я., Чейка 3. Агрегат для охлаждения шахтного
воздуха 59
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Шувалов А. И., Кашкина Ю. Е. Новые фильтры для
холодильных установок 61
РЕФЕРАТЫ 62
CONTENTS
То Realize Decisions of November A978) Plenum of
CC CPSU1 2
Bykov A. V. Methods of Increasing Effectiveness of
Refrigerating Machines 5
Grishchenko D. I. Increasing Production Effectiveness and
Quality of Refrigerating Equipment on Basis of
Improving Manufacturing Technology 9
Kalinin A. T. Organization of Invention and
Rationalization Work at Enterprises of Production Association
«Melitopolkholodmash» 12
Uzhansky V. S. State and Perspectives of Developing
Automatic Devices and Means for Refrigerating Machi-
ne-Building 14
Shmuilov N. G., Rosenfeld L. M. Aqua-Ammonia
Absorption Refrigerating Machines for Ammonia Production
Lines 20
Savitsky I. K., Gruzintsev I. A., Bocharov I. A.
Estimation of Effectiveness of Automatic Capacity Control
of Marine Refrigerating Units 22
Gogolin V. A., Krotkov V. N.. Nechay V. A., Tova-
ras N. V., Danilova G. N., Borishanskaya A. V., Dyun-
din V. A., Kozyrev A. A., Vakhalin V. A., Prota-
sov G. A. Intensification of Heat Exchange in Freon
Shell-And-Tube Evaporators by Utilizing Tubes with
Metallized Coating 26
Shcheglov N. G. Influence of Ambient Temperature and
Its Mass Velocity in Condenser on Refrigerating
Capacity of Small Refrigerating Machines 31
Shepelev I. A. Thermal Calculation of Film Cooling Towers 33
Sundiyev N. P., Gerasimov N. A., Sergina I. V.
Determination of Time of Intermediate Defrosting of Dry
Suspended Finned Air Coolers 35
Agarev E. M., Shazzo R. I., Mayakovsky U. V.
Mathematical Model of Microclimate in Sausage Drying Chamber 37
Rogovaya S. N., Mnatsakanov G. K., Chumak N. I.
Calculation of Meat Shrinkage at Refrigerated Treatment 40
Lakovskaya I. A., Shabetnik G. D., Kaukhcheshvili N. E.,
Sidorova N. D. Experimental Determination of Heat
Transfer Coefficient at Freezing Products of Animal
Origin 43
Latyshev V. P. Specific Thermal Capacity and Enthalpy
of Beef Liver 45
New Constructions of 5- Year Period
Kabylbayev M. R. Distribution Cold Storage Warehouse
of 18000 Tons in Alma-Ata 48
PRACTICE EXCHANGE
Goldberg U. I. Cleaning Internal Surfaces of Apparatuses
of Refrigerating Units 51
Chernyavsky E. I. Device for Removing Cylinder Block
of Compressors FV6 and FU12 52
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Kasimov G. K., Yevseyev L. I., Bundyuk N. A., Reikhel-
gauz D. A. Preparation to Mooring Tests of Marine
Refrigerating Plant System 53
INVENTIONS 54
MI SCELLANY
70th Birthday of V. G. Sakharov 57
BOOK REVIEW
Mirmov N. I. Useful Book 58
IN SOCIALIST COUNTRIES
Shaly Y., Cheika Z. Unit for Cooling Mine Air 59
REFERENCE DATA
Shuvalov A. J., Kashkina U. E. New Filters for
Refrigerating Plants 61
SUMMARIES 62
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1979 г.

УДК 68i.2«77»:621.56/.59-52
Состояние и перспективы развития приборов и средств автоматизации
для холодильного машиностроения
Канд. техн. наук В. С. УЖАНСКИЙ
ВНИИхолодмаш
Развитие холодильного машиностроения
требует непрерывного совершенствования систем
автоматизации машин и установок, что
стимулирует разработку и расширение производства
средств автоматики.
Холодильное машиностроение является одним
из наиболее крупных потребителей изделий
приборостроения. Наряду с приборами и
средствами автоматизации общего назначения широко
применяются устройства автоматики,
специально предназначенные для холодильных установок.
В настоящее время основной объем научно-
исследовательских и опытно-конструкторских
работ и производства приборов и средств
холодильной автоматики сосредоточен в
производственном объединении «Промприбор» (г.Орел),
в состав которого входит специальное
конструкторское бюро СКВ прибор, и на Тартуском
приборостроительном заводе. Кроме них, к
выполнению заказов для холодильной техники
привлечены более двадцати научных и конструкторских
организаций и заводов.
Для четкой организации и координации
разработок, испытаний опытных образцов и первых
промышленных серий и внедрения приборов в
:ерийное производство по согласованию между
аинтересованными сторонами обязанности коор-
щнирующей организации были возложены на
ЗНИИхолодмаш.
Специалистами ВНИИхолодмаша проведена
значительная работа по выявлению
номенклатурной потребности холодильного машиностроения
в средствах автоматизации. Тщательно изучен
опыт передовых зарубежных фирм.
Накопленный материал явился основанием для
разработки и последующих уточнений номенклатуры
ветвей и рядов приборов и средств автоматизации
для холодильных установок. Разработанные
градации в последние два десятилетия являются
основными документами, определяющими
номенклатуру и технические требования к изделиям
приборостроения.
Современное состояние приборостроения для
холодильного машиностроения характеризуется
следующими фактами.
Номенклатурнаяпотребность
для укомплектования серийной продукции
холодильного машиностроения в настоящее время
пр а ктически полностью удов летвор яется.
Исключение составляют отдельные типоразмеры
приборов, не вошедших в нормализованные
ряды. Имеется некоторый дефицит номенклатуры
для вновь проектируемых и осваиваемых
холодильных машин. Так, например, еще не
выпускаются приборы для автоматизации оттаивания
испарителей, плавного регулирования температуры
и давления в машинах с винтовыми и
центробежными компрессорами. Однако большинство из ^
требуемых приборов либо уже разрабатывается,
либо их разработка намечена на ближайшее
время. В дальнейшем номенклатура будет
расширяться по мере развития холодильной техники.
Количественная потребность
удовлетворяется не полностью. Особенно это
ощущается при организации производства новых
холодильных машин с более высоким уровнем
автоматизации. В этих случаях резко возрастает
потребность в приборах, которая часто
превышает возможности роста производства на
приборостроительных заводах. Соответствующими
планами предусматривается развитие
предприятий, выпускающих приборы для
холодильной техники. Однако анализ показывает, что
по целому ряду изделий в ближайшее время
рост потребностей будет опережать рост
производства.
Технический уровень изделий
приборостроения в основном близок к
техническому уровню передовых образцов зарубежных
фирм. Базовые конструкции периодически
обновляются. Многим изделиям присвоен
государственный Знак качества. Однако по
некоторым показателям имеется отставание. Это
относится, в первую очередь, к массо-габаритным
и некоторым техническим характеристикам, а
также качеству изготовления.
По техническим заданиям подотрасли
холодильного машиностроения проводятся
разработки приборов и средств автоматизации по
следующим основным направлениям:
регуляторы прямого и непрямого действия без
подвода энергии извне;
механические реле давления, температуры и
других неэлектрических величин;
электронные регулирующие и
сигнализирующие приборы, работающие от электрических
первичных преобразователей температуры,
давления и пр.
Ниже рассматриваются более подробно
состояние и перспективы развития каждого из этих
направлений.
14

Регуляторы прямого и непрямого действия без
подвода энергии извне
Основным видом регуляторов этого класса
являются терморегулирующие вентили —
наиболее массовый регулятор, предназначенный для
питания испарителей. За год по технической
документации СКБприбора и Тартуского
приборостроительного завода выпускается более
500 тыс. ТРВ. Основная масса их предназначена
для хладагентов R12, R22 и R717 (аммиак).
В небольшой номенклатуре имеются также ТРВ
для R13. Пропускная способность ТРВ лежит
в пределах от 1,2 до 465 кВт A—400 тыс. ккал/ч).
Конструктивно ТРВ для хладонов разбиты на
четыре базы с пропускной способностью (по R22):
1-я база: регуляторы прямого действия, одно-
клапанные — 1,2; 1,9; 2,9; 4,6; 7,3, 11,6 кВт
A,0; 1,6; 2,5; 4,0; 6,3; 10 тыс. ккал/ч);
2-я база: регуляторы прямого действия, одно-
клапанные—19, 29, 46, 73 кВт A6, 25, 40,
63 тыс. ккал/ч);
3-я база: регуляторы прямого действия, двух-
клапанные, разгруженные — 116, 186 кВт A00,
160 тыс. ккал/ч);
4-я база: регуляторы непрямого действия
(пилотные) — 290, 465 кВт B50, 400 тыс. ккал/ч).
Каждая из конструктивных баз универсальна
по отношению к хладагенту, т. е. основные
детали и узлы (корпус, мембрана, термобаллон)
одинаковы для всех хладагентов. Различие
лишь в составе наполнителя и пружине. Все
ТРВ отвечают требованиям не только к
стационарным, но и к транспортным, в том числе
судовым, установкам.
На рис. 1 показаны ТРВ четырех
конструктивных баз.
Основным отличием современных ТРВ от
ранее выпускавшихся является перекрестный
наполнитель термосистемы [4]. По сравнению с
прямым паровым и адсорбционным новый
наполнитель имеет много преимуществ: он малоинер-
Рис. 1. Терморегулирующие вентили:
а, б — 1-я база; в — 2-я база; г — 3-я база; д — 4-я база
ционен, менее чувствителен к снижению
температуры головки прибора, позволяет путем
варьирования состава компонентов получать заданные
характеристики ТРВ, в том числе
характеристики с ограничением по температуре.
В настоящее время освоено серийное
производство ТРВ 2-й и 3-й баз [3]. Выпуск остальных
начнется в 1979—1980 гг.
По мере необходимости на базе разработанных
и освоенных ТРВ будут осваиваться регуляторы
для других хладагентов. В частности,
заканчивается разработка ТРВ 1-й базы для R502,
промышленное освоение которых намечено на 1979—
1980 гг.
Несмотря на положительные результаты
создания унифицированных рядов ТРВ, остался
нерешенным ряд проблем, над которыми предстоит
работать в ближайшей перспективе.
Принятые конструкции корпусов ТРВ 2-й
и 3-й баз практически исключают переход на
неразъемные присоединения к трубопроводам
пайкой и сваркой. Некоторые передовые
зарубежные фирмы с этой целью применяют
разъемные корпуса. Предполагается в ближайшие годы
разработать и испытать такие ТРВ.
Оставляют желать лучшего некоторые
характеристики ТРВ. В связи с этим предстоит
провести научно-исследовательские и
опытно-конструкторские работы по улучшению
статических и динамических свойств ТРВ и обеспечить
их устойчивую работу в составе машин,
исключающую, в частности, влажный ход компрессора.
В связи с ростом единичной холодопроизводи-
тельности машин возникла необходимость в
дальнейшем увеличении пропускной способности
ТРВ. Очевидно, в ближайшее время потребуются
15

ТРВ с пропускной способностью 730, 1160,
1860 кВт F30, 1000, 1600 тыс. ккал/ч).
Значительное место в работах по регуляторам
занимают разработки дроссельных регуляторов
давления и температуры. За рубежом такие
регуляторы широко применяют для различных
целей, например регулирования температуры в
объектах, особенно в многообъектных
установках, ограничения мощности пуска,
автоматизации оттаивания [9]. В 1972—1975 гг. у нас в
стране были созданы регуляторы давления
пилотного типа АДД-25 и АДД-50 в вариантах
«до себя», «после себя» и комбинированном,
а также пилотный регулятор температуры
АДТ-65 [2].
В настоящее время СКБприбор совместно с
ВНИИхолодмашем завершает разработку и
испытания ряда температурных дроссельных
регуляторов с Dy=15-b65 мм (рис. 2). Они
выполняются по схеме прямого действия.
В последнее время в связи с распространением
воздушных конденсаторов значительный интерес
проявляется к регуляторам, обеспечивающим \
надежную работу холодильных машин при
низких температурах охлаждающего воздуха. Одним
из перспективных способов является
регулирование подтоплением конденсатора [8]. В связи
с этим будут созданы жидкостные и паровые
регуляторы давления для конденсаторов. К этой
работе привлечено ПО «Киевпромарматура». Как
и в других случаях, регуляторы малых размеров
будут прямого действия.
Развитие производства автоматизированных
винтовых агрегатов требует применения
регуляторов температуры для маслоохладителей.
Особенность этих регуляторов в том, что
термочувствительный элемент должен находиться
в рабочей среде и, следовательно, выдерживать
давление до 2,5 МПа. В судовых установках
такие регуляторы должны работать на морской
Рис. 2. Автоматические дроссельные регуляторы
температуры:
а — регулятор прямого действия, Dy=20 мм; б —
управляющее устройство (пилот) регулятора непрямого действия;
в ~ исполнительное устройство, D =65 мм.

воде, что требует применения специальных
материалов. К созданию этих регуляторов
приступило СКБприбор.
Механические реле давления, разности давлений
и температуры
Этих приборов (не считая реле для бытовых
холодильников) выпускается более 500 тыс. в год.
В последние несколько лет внимание было
направлено на унификацию приборов, создание
недостающих модификаций и поиски путей их
совершенствования.
Благодаря унификации все реле сейчас
сведены в четыре базовые конструкции [6, 7, 10]:
1-я база — общепромышленные реле в
штампованных корпусах;
2-я база — реле в транспортном (в том числе
судовом) исполнении в литых корпусах с
уплотнением;
3-я база — реле давления и разности
давлений для аммиака со специальными
разделительными мембранами, исполнение стационарное
и судовое в дитом уплотненном корпусе;
4-я база — реле во взрывозащищенном
исполнении.
Реле имеют двухпозиционный контактный
электрический выход с замыкающим,
размыкающим или переключающим контактом.
Все реле снабжены шкалами с указателем
настройки.
Из новых приборов выделяется
разрабатываемое реле Т35В2, предназначенное для контроля
температуры в масляной ванне картера
компрессора и управления работой
электроподогревателя (рис. 3). В отличие от других оно бесшкальное
с местной термосистемой (без капиллярной
трубки).
В целом современные отечественные реле
отвечают требованиям мировых стандартов, хотя
по некоторым конструктивным решениям
необходимы серьезные научно-исследовательские и
опытно-конструкторские работы.
Одна из главных проблем — уменьшение
габаритных размеров реле. По заданию ВНИИхо-
лодмаша специалисты СКБприбор проработали
несколько вариантов реле с уменьшенным и
габаритными размерами. Значительно уменьшить
размеры можно упразднением шкал настройки.
Вместе с тем полный отказ от них представляется
необоснованным. Предстоит рассмотреть вопрос
о шкалах и выработать соответствующие
рекомендации.
Некоторое сокращение размеров, большее
удобство монтажа и обслуживания должны
обеспечить блочные конструкции реле, к
разработке которых приступили в СКБприбор.
Фактически блоки будут представлять собой
соединения нескольких реле в однотипных кор-
3 Холодильная техника № 1
Рис. 3. Реле температуры Т35В2.
пусах с общим монтажным выводом. Шкалы
настройки сохраняются.
Вторая важная проблема — улучшение
работы выходных контактных!устройств.
Дело в. том, что в условиях вибраций контакт
может дребезжать и периодически размыкать
и замыкать цепь. В цепях с достаточной
мощностью и при наличии запаздывания приемника
(промежуточного реле или контактора с
запаздыванием 10—50 мс) дребезг не вызывает
ложных срабатываний, хотя и приводит к
преждевременному износу контактов. В маломощных
цепях с током 20 мА и ниже при!напряжении
несколько вольт (эти условия характерны для
современных схем управления) из-за дребезга
могут происходить ложные срабатывания, так
как при указанных параметрах серебряные
контакты могут не обеспечить, особенно при
замыкании цепи, малого переходного сопротивления.
В связи с этим предстоит улучшить работу
контактных устройств и повысить их надежность.
Одновременно ставится вопрос о создании
принципиально новых выходных устройств,
возможно, бесконтактных, способных работать в
электронных системах управления с токами порядка
1 мА и ниже.
В качестве приборов защиты и регулирования
используются манометрические термореле. Если
для целей защиты эти реле подходят, то
требованиям к системам регулирования они часто не
удовлетворяют. Это относится, например, к зоне
возврата (дифференциалу) и погрешностям
уставок. Длительный опыт создания отечественных
термореле показал, что трудно получить
манометрические приборы с зоной возврата меньше
2,5—3°С и погрешностью уставок меньше 1—2°С.
В то же время от них все чаще требуется высокая
17

точность поддержания температур порядка 0,5—
ГС.
Эту функцию способны выполнять
выпускаемые электронные регулирующие приборы,
однако они пока не могут повсеместно конкурировать
с манометрическими из-за больших габаритных
размеров и высокой стоимости. Представляется
целесообразным создать электронные или,
возможно, гибридные реле с улучшенными
точностными и массо-габаритными характеристиками.
Электронные регулирующие и сигнализирующие
приборы
В последнее время созданию приборов этой
группы уделяется большое внимание.
Разработан и находится в стадии внедрения в
крупносерийное производство в орловском ПО
«Промприбор» ряд электронных приборов для
двух- и трехпозиционного, а также
пропорционального регулирования и сигнализации
температуры [5]. Они заменят выпускаемые более
15 лет приборы серии ПТР. Электронные
приборы отличаются более высокими точностными
характеристиками и пригодны как для
стационарных, так и транспортных (в том числе судовых)
установок.
В связи с развитием винтовых и центробежных
холодильных машин предложен способ двух-
канального регулирования температуры или
давления с ограничением потребляемой мощности
[1 ]. На этой основе СКБприбор завершило
разработку и передало на Могилев-Подольский
приборостроительный завод документацию для
производства двухканальных электронных
регуляторов РТ-ПИ и РД-ПИ в общепромышленном
и судовом вариантах исполнения (рис. 4). Эти
приборы обеспечивают трехпозиционное или
пропорционально-интегральное регулирование
основного параметра (температуры или давления),
а также тока двигателя, если он достигает до-
Рис. 4. Двухканальный регулирующий прибор РТ-ПИ.
пустимого предела. Приборы работают в
комплекте с электрическими исполнительными
механизмами постоянной скорости, переставляющими
золотник винтового или лопатки центробежного
компрессора.
В качестве первичных преобразователей
температуры применяют стандартные термометры
сопротивления, а давления — специальные
преобразователи давления со стандартным токовым
выходом 0—5 мА.
Одним из наиболее распространенных в
холодильной технике и смежных областях
прибором является реле уровня. Более 10 лет
Рязанский завод тепловых приборов выпускал реле
уровня ПРУ-5, которое было создано заводом
на базе реле ПРУ-2 конструкции ВНИХИ [11 ].
По своим характеристикам этот прибор стоял
на уровне лучших мировых образцов. Однако
выявились и некоторые недостатки, касающиеся
в основном первичного преобразователя (датчика)
уровня. Для изготовления катушки этого
прибора нужно значительное количество меди;
при выходе катушки из строя (обрыв ее из-за
проникновения и замерзания влаги является
типичным отказом реле уровня ПРУ-5) замена
невозможна без демонтажа датчика, а
следовательно, и разгерметизации аммиачной системы.
В 1976 г. прибор был модернизирован путем
применения магнитодиодного преобразователя.
Опыт эксплуатации модернизированных реле
показал, что прибор работает нестабильно, имеют
место уходы настройки и отказы.
В 1978 г. проведены повторная модернизация
и испытания реле ПРУ-5М. В них вновь
использован первичный преобразователь индуктивного
типа (рис. 5). Однако в отличие от старой
конструкции катушки уменьшены и выполнены в виде
приставной матрицы. В результате удалось
заметно уменьшить массу и габаритные размеры
первичного преобразователя и, главное,
повысить его надежность. В дальнейшем
предполагается осуществить взаимозаменяемость
магнитных матриц, что даст возможность
ремонтировать первичный преобразователь, не
отсоединяя его от аммиачной системы.
В работе по модернизации и в испытаниях
реле уровня активное участие приняли ВНИИ-
холодмаш и московский завод холодильного
оборудования «Компрессор».
В связи с задачей экономии энергии большое
значение приобретает внедрение на
холодильных установках систем автоматического
оттаивания испарителей. С этой целью СКБприбор
по заданию ВНИИхолодмаша разработало
прибор для управления процессом оттаивания —
ПУО-1. Это программное реле времени с
дополнительным каналом контроля температуры.
Такая конструкция позволяет проводить авто-
18

Рис. 5. Первичные преобразователи2(датчики уровня):
с — реле ПРУ-5; б — реле ПРУ-5М.
матическое оттаивание по времени, причем
продолжительность процесса может задаваться
либо по времени, либо по температуре
поверхности или отходящего пара хладагента. В
качестве термочувствительного элемента применен
стандартный термометр сопротивления.
В отличие от ранее выпускавшихся
отечественных и зарубежных устройств аналогичного
назначения новый прибор не имеет электродвигателя
и редуктора, а выполнен на основе элементов
микроэлектроники. Это обеспечивает высокую
надежность реле времени и всего прибора в
целом. Время задается нажатием одной или
нескольких кнопок на передней панели прибора.
Учитывая невысокие метрологические
требования к каналу температуры, а также дефицит
стандартных термометров сопротивления,
представляется целесообразным разработать для этого
прибора упрощенный и малогабаритный датчик
температуры на базе металлических или
полупроводниковых терморезисторов с тем, чтобы
организовать комплектную поставку.
3*
* * *
На некоторые выпускаемые приборы
утверждены государственные стандарты: ГОСТ 14010—
74 «Датчики-реле давления и разности давлений
ГСП» и ГОСТ 14002—74 «Датчики-реле
температуры манометрические ГСП». С 1 января 1980 г.
будет введен в действие ГОСТ 22541—77
«Вентили терморегулирующие. Общие технические
условия».
Объем стандартизации явно недостаточен.
В ближайшие годы необходимо разработать
государственные стандарты на электронные
приборы для регулирования и сигнализации
температуры, реле уровня, дроссельные регуляторы.
В порядке подготовки к
научно-исследовательским и опытно-конструкторским работам на
период 1980—1990 гг. ВНИИхолодмаш приступил
и намечает закончить в 1979 г. разработку новой
градации приборов и средств автоматизации
холодильных машин и установок.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. 559083 (СССР).
2. Вавренюк В. М., Григорьев А. С,
Сапрыкина С.Н. Дроссельные регуляторы
давления и температуры.— Холодильная техника, 1976,
№ 3.
3. В а в р е н ю к В. М., Григорьев А.С.,Сап-
рык и н а С. Н. Терморегулирующие вентили для
фреона-22. — Холодильная техника, 1975, № 4.
4. Вавренюк В. М., Урбаник Э. А. Новые
терморегулирующие вентили. — Холодильная
техника, 1971, № 4.
5. Григорьев В. Н., Ужанский В. С.
Унифицированный ряд приборов для регулирования и
сигнализации температуры и разности температур. —
Холодильная техника, 1977, № 5.
6. Николаев B.C., Фридман Б. Л. Новые
датчики-реле давления и температуры. — Холодильная
техника, 1975, № 5.
7. Сапрыкина С. Н., Кладов А. И.
Датчики-реле давления и разности давлений во взрывозащи-
щенном исполнении. — Холодильная техника, 1977,
№ 7.
8. Ужанский B.C. Автоматические регуляторы
давления для конденсаторов с воздушным
охлаждением. — Холодильная техника, 1972, № 10.
9. Ужанский B.C. Усовершенствование
дроссельных регуляторов давления прямого действия. —
Холодильная техника, 1975, № 2.
10. Ужанский B.C., Каплан Л. Г.,
Вольская Л. С. Холодильная автоматика. — М.,
Пищевая промышленность, 1971.
П.Ротенберг А. Г., Мартов В. М., К о ¦
булашвили Ш. Н. Новые приборы автоматики
и контроля холодильной промышленности. — М.|
Пищевая промышленность, 1971.
19

УДК 621.575:661.53.002.2
Водоаммначные абсорбционные холодильные машины для линий
производства аммиака
Канд. техн. наук Н. Г. ШМУЙЛОВ,
д-р техн. наук, проф. Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД
ВНИИхолодмаш
С развитием химии, нефтехимии и других
ведущих отраслей народного хозяйства,
потребляющих большие количества искусственного холода,
значительно расширилось применение
абсорбционных водоаммиачных холодильных машин
(АВХМ). Использование в них в качестве
источника энергии вторичных тепловых ресурсов
(горячие жидкости, парогазовые смеси, горячие
газы) позволяет экономить электроэнергию и
снижать стоимость выработки холода.
Линии производства аммиака являются одними
из наиболее крупных потребителей
искусственного холода. В этих производствах отводимое
тепло технологического процесса используется
для получения искусственного холода.
В линиях производства аммиака мощностью
1360 т/сут, которыми оснащены многие
химические предприятия (например, Новомосковский
и Невинномысский химкомбинаты), работают
абсорбционные холодильные станции (АХС)
общей мощностью 9,2—9,8 МВт G,9—
8,4 млн.ккал/ч), укомплектованные водоаммиач-
ными машинами холодопроизводительностью
2,9—3,1 МВт B,5—2,7 млн.ккал/ч) при
температуре кипения от +1 до —10°С (проект Техэнер-
гохимпрома) и 0,6 МВт @,5 млн. ккал/ч) при
температуре кипения —34°С (проект ВНИИхолод-
маша).
Основными источниками тепла являются
конвертированная парогазовая смесь с температурой
до 140°С и давлением 2,8 МПа и парогазовая
смесь давлением 0,2 МПа. Недостающее
количество тепла восполняется отработанным паром
приводных турбин.
Одновременно с АХС холод вырабатывают
и компрессионные холодильные станции с тур-
бомашинами.
Положительный опыт использования АВХМ
для обеспечения технологических нужд в холоде
и полученный экономический эффект позволили
при модернизации линии перевести выработку
искусственного холода полностью на АВХМ.
Абсорбционные холодильные станции
мощностью 21 МВт A8 млн. ккал/ч) с единичной
холодопроизводительностью водоаммиачных
машин 8,1 МВт G млн.ккал/ч) при температуре
кипения —10°С; 2,9 МВт B,5 млн.ккал/ч) при ГС
и 2,3 МВт B млн.ккал/ч) при —34°С будут
внедрены в 1979—1980 гг. (проект Техэнергохимпро-
ма).
Следующим этапом в повышении
эффективности применения АВХМ является совершенствовав
ние их технологической схемы и конструкции,
направленное на снижение металлоемкости
и энергозатрат, а также повышение единичной
холодопроизводительности машин.
ВНИИхолодмаш разработал ряд крупных
АВХМ с улучшенными технико-экономическими
показателями как для линий аммиака, которыми
в настоящее время оснащаются химические
производства, так и для вновь создаваемых
крупных аммиачных производств, где общая
потребность в искусственном холоде составляет 43 МВт
C7 млн.ккал/ч) при температурах кипения 1,
—10 и —34°С.
Основными представителями этого ряда
машин являются АВХМ со ступенчатой
абсорбцией холодопроизводительностью одного
агрегата 10,8 МВт (9,3 млн.ккал/ч), в том числе
7,9 МВт F,8 млн.ккал/ч) при температуре
кипения —10°С и 2,9 МВт B,5 млн.ккал/ч) при
1°С (см. рисунок), и АВХМ
холодопроизводительностью 16,3 МВт A4 млн. ккал/ч) при
температуре кипения —12°С.
Каковы основные требования к вновь
создаваемому холодильному оборудованию для
современных крупных производств химии, нефтехимии,
в том числе для линий производства аммиака?
Прежде всего большие единичные мощности,
превышающие уровень освоенных к настоящему
времени АВХМ. Диапазон температур кипения,
практически охватывает область одноступен-*
чатых машин от 0 до —40°С.
Создание машин крупной
холодопроизводительности требует в целях интенсификации
процессов и снижения материалоемкости машин
качественно нового подхода к решению
технологической схемы и конструкций оборудования.
Чисто масштабное увеличение поверхности
аппаратов приводит к чрезмерной
материалоемкости оборудования, при которой применение
АВХМ становится неэффективным.
На основе отечественного и зарубежного опыта
определены некоторые направления развития
АВХМ крупной производительности:
20

Схема АВХМ со ступенчатой абсорбцией холодопроиз-
водительностью 10,8 МВт (9,3 млн. ккал/ч):
1 — ресивер генератора; 2 — элемент генератора,
обогреваемый водяным паром; 3 — элемент генератора, обогреваемый
конвертированным газом; 4 — колонна ректификационная;
5 — дефлегматор; 6 — теплообменник; 7 — конденсатор
воздушного охлаждения; 8 — элемент абсорбера низкого давления;
9 — насос растворный; 10 — элемент абсорбера высокого
давления; а — жидкий аммиак в испаритель; б — пары аммиака
из испарителя с t0= — 10°С; в — пары аммиака из испарителя
с /0=1СС; г — охлаждающая вода; о — водяной пар давлением
0,4 МПа; е — конвертированная парогазовая смесь.
применение ступенчатых термодинамических
циклов, позволяющих в одной машине получить
несколько температурных уровней, снизить на
25—30 % материалоемкость оборудования и на
20% потребление тепла и охлаждающей воды;
интенсификация тепло- и массообменных
процессов применением эффективных
конструктивных решений и новых теплообменных
поверхностей, в особенности для систем очистки водоам-
миачных паров;
исполнение генераторов и абсорберов в виде
унифицированных элементов диаметром около
2 м и длиной теплообменных труб 9 м с
эффективными оросительными устройствами, что дает
возможность получить большие холодопроизво-
дительности компоновкой блоков из ряда этих
элементов.
Вторым требованием к вновь разрабатываемым
АВХМ является'работа на нескольких греющих
источниках, что расширяет применение
вторичных источников тепла и дает большой эффект от
комбинированного использования тепла низкой
и высокой температур.
Как правило, температурный уровень
вторичных источников тепла ограничен и в ряде случаев
недостаточен для обеспечения высоких
давлений конденсации на летнем режиме работы
машин.
Комбинированное использование в летний
период года тепла вторичных источников и тепла
высокой температуры, а в остальное время,
когда имеется определенный дефицит тепловой
энергии, предпочтительное использование
вторичных источников позволяютнаиболее
эффективно осуществлять выработку холода. Такой
подход дает возможность обеспечить достаточно
высокие перепады .температур в аппаратах
и снизить их материалоемкость.
Третье требование к новым АВХМ —
применение воздушного охлаждения абсорберов и
конденсаторов.
Потребление большого количества
охлаждающей воды ограничивает широкое распространение
абсорбционных холодильных машин.
Повсеместный недостаток охлаждающей воды повышает
ее стоимость, а необходимость периодической
чистки водоохлаждаемых аппаратов усложняет
эксплуатацию машин. Поэтому в последние годы
значительное внимание уделяется воздушному
охлаждению абсорберов и конденсаторов.
Возможности применения воздушного
охлаждения для абсорбера и конденсатора
неравнозначны.
Нагрузка абсорберов составляет около 2/3
общего количества отводимого тепла. Применение
воздушного охлаждения в этом случае
значительно повышает материалоемкость оборудования и,
как следствие, его стоимость. Вместе с тем
требуется разработка специальной конструкции
абсорберов воздушного охлаждения.
'Для снятия тепла конденсации могут быть
использованы обычные общепромышленные
аппараты воздушного охлаждения. Простота
решения проблемы, экономия воды и исключение
чистки конденсаторов обусловили широкое
применение конденсаторов воздушного охлаждения,
в том числе в машинах большой холодопроизво-
дительности 10,5—16,3 МВт (9—14 млн.ккал/ч).
Использование конденсаторов воздушного
охлаждения в абсорбционных холодильных
машинах, где параметры греющей среды зависят
от давления конденсации, имеет особенности,
характерные для машин этого типа. Это связано
с большими изменениями температуры
конденсации при воздушном охлаждении в течение
года, что приводит к значительным колебаниям
технико-экономических показателей холодиль-
21

ных машин. Давление конденсации при
воздушном охлаждении может быть в пределах 0,8—
2 МПа, а при водяном—1,1—1,4 МПа.
г Большим диапазоном колебания давлений
конденсации объясняются следующие особенности
режимов работы АВХМ:
на летнем режиме требуются высокие
температуры греющих источников при
сравнительно равных зонах дегазации раствора;
на зимнем режиме при низких давлениях
конденсации зона дегазации раствора может
увеличиваться настолько, что начальная
температура абсорбции приближается к начальной
температуре выпаривания раствора, а в некоторых
случаях превосходит ее.
Кроме рассмотренных особенностей,
вытекающих из низких давлений конденсации, следует
отметить и неблагоприятные условия в процессе
дефлегмации водоаммиачных паров.
Дефлегмация паров большей частью
осуществляется холодным крепким раствором. Такая
схема с точки зрения термодинамики не имеет
преимуществ перед схемой, в которой вместо
крепкого раствора используется охлаждающая вода,
однако она удобна в эксплуатации, так как не
требует чистки труб.
Для доведения концентрации водоаммиачных
паров до концентрации паров аммиака 99,8%
их необходимо охладить до температуры,
которая в зависимости от давления конденсации
находится в пределах от 55—60 (при давлении
1,8—2 МПа) до 30—32°С (при давлении 0,8—
1 МПа). При этих условиях температура воды
изменяется от 26—28 до 14—16°С. Таким
образом, при низких давлениях конденсации
уменьшается перепад температур в дефлегматоре с 25—
30 до 10—12°С и ухудшаются условия для
очистки паров.
В этом случае более стабильный режим
обеспечивается ректификацией паров путем отвода в
ректификационную колонну части жидкого
аммиака из конденсатора.
Рассмотренные особенности технологической
схемы и конструкции АВХМ нашли отражение
в разработках машин этого типа для
технологических линий производства аммиака.
Так, в схеме теплоснабжения АВХМ,
представленной на рисунке, низкотемпературное тепло
конвертированного газа при низких
температурах кипения раствора и водяного пара давлением
0,4 МПа в последнем элементе используется для
довыпаривания раствора при высоких
температурах кипения.
Водоаммиачные пары последовательно
проходят все элементы генератора, где частично
ректифицируются, и поступают в
ректификационную колонну, орошаемую жидким аммиаком.
Пары аммиака конденсируются в аппаратах
воздушного охлаждения. Слабый раствор поступает
сначала в абсорберы низкого давления, где
абсорбирует пары аммиака из испарительной
системы (—10°С), а затем низконапорным насосом
подается в абсорберы высокого давления для
абсорбции паров из испарительной системы
A°С).
Принятая схема теплоснабжения и
ректификации паров позволяет:
увеличить перепады температур в аппаратах
и тем самым сократить их материалоемкость;
осуществить плавный и быстрый нагрев и выход
машин на режим;
выполнить элементы генератора жесткой
конструкции без компенсирующих устройств;
упростить регулирование холодопроизводи-
тельности путем изменения расхода водяного
пара давлением 0,4 МПа, а не технологического
продукта, которым является конвертированный
газ высокого давления;
добиться достаточно высокой степени очистки
водоаммиачных паров от примеси воды.
Экономический эффект от внедрения АХС
мощностью 43 МВт C7 млн.ккал/ч),
укомплектованных АВХМ единичной холодопроизводитель-
ностью 6,4 МВт E,5 млн.ккал/ч) при температуре
кипения ГС; 16,3—17 МВт A4—14,6 млн.ккал/ч)
при —12°С (две машины) и 3,5 МВт
C млн.ккал/ч) при —34°С, составлет 1,9 млн.руб.
УДК 621.565-52.004.15:629.12
Оценка эффективности автоматического регулирования
холодопроизводительности судовых холодильных агрегатов
И. К. САВИЦКИЙ, И. А. ГРУЗИНЦЕВ,
И. А. БОЧАРОВ
ВНИИхолодмаш
В текущей пятилетке — пятилетке
эффективности и качества — повышение эффективности
работы судовых холодильных установок имеет
актуальное значение.
22

Судовое холодильное оборудование должно
обладать высокой надежностью,
обеспечивающей его бесперебойную работу в длительных
рейсах, и максимальной степенью автоматизации,
надежно защищающей от недопустимых режимов
работы и позволяющей оптимально вести
технологический процесс, поддерживая заданные
выходные параметры с высокой точностью. В
связи со значительными быстропеременными
колебаниями тепловых нагрузок, вызванными
изменением теплопритоков от охлаждаемых
продуктов, суточным изменением климатических
условий, плаванием в различных широтах, судовые
холодильные установки должны иметь широкий
диапазон регулирования холодопроизводитель-
ности. При этом существенным фактором
является экономичность систем регулирования холо-
допроизводительности из-за ограниченности
энергетических ресурсов на судах и относительно
высокой стоимости электроэнергии.
С этих позиций была оценена эффективность
применения разработанного во ВНИИхолодмаше
ряда судовых компрессорно-конденсаторных
агрегатов МАК РЭ с автоматическим
регулированием холодопроизводительности [ 1 ] с помощью
электромагнитных клапанов (ЭМК) [3, 10].
В соответствии с методикой определения
экономической эффективности новой техники [7]
расчет эффективности внедрения систем
регулирования должен основываться на сравнении с
наиболее близким аналогом. Принять в
качестве аналога установку с промежуточным
теплоносителем и переливными баками с системой
регулирования холодопроизводительности путем
периодического пуска-остановки компрессоров,
нередко применяемую для кондиционирования
воздуха на общепромышленных объектах [6],
было бы неправильным, так как из-за
громоздкости это оборудование, как правило, на судах
не используется. Сравнение с аналогичным
импортным судовым оборудованием
затруднительно из-за зависимости цен на него от конъюнктуры.
В качестве аналога принят отечественный
серийный компрессорно-конденсаторный агрегат
МАК-ФУУ180Р/1 с регулированием
холодопроизводительности перепуском паров хладагента
со стороны нагнетания на сторону всасывания
компрессора (байпасирование). Выбор для
сравнения указанного агрегата, обладающего
близкими выходными параметрами, наиболее
обоснован и отвечает требованиям методики
расчета [7].
Эффект от внедрения новой системы
регулирования можно определить выделением вклада
регулирования из общей эффективности
машины с помощью экспертных оценок. Однако
провести широкое экспериментальное исследование
преимуществ вариантов регулирования с
помощью экспертных оценок из-за незначительного
количества статистических данных в настоящее
время не представляется возможным. В связи с
этим установить долю эффекта от
автоматизации наиболее целесообразно прямым счетом.
Разработан подход к выделению доли эффекта
от автоматизации в установках
кондиционирования воздуха общепромышленного
назначения [6]. Обоснованы методические принципы
определения экономической эффективности
автоматизации холодильных машин в условиях их
эксплуатации на холодильниках. Анализ этих
и других работ позволил найти подход к расчету
экономической эффективности различных видов
автоматического регулирования
холодопроизводительности судовых холодильных установок.
Сущность его состоит в том, что при
определении эффективности сравниваются
технико-экономические показатели машин одного класса, в
которых осуществлена модернизация только
системы автоматического регулирования. В этом
случае следует сопоставлять измененные
свойства машин, вызванные внедрением новой
системы автоматического регулирования, абстраги-
рованно от других видов модернизации.
Дальнейшая задача состоит в
экстраполировании полученного результата на другие
однотипные машины, для которых вследствие
особенностей модернизации и отсутствия прямого
аналога такой расчет невозможен.
Выбранные для сравнения серийные судовые
агрегаты МАК80РЭ с регулированием
холодопроизводительности с помощью ЭМК и МАК-
ФУУ180 P/I с регулированием
холодопроизводительности байпасированием, входящие в
состав судовых холодильных установок,
предназначены для поддержания заданных параметров с
высокой точностью, например в системах
кондиционирования воздуха.
Основные технико-экономические
характеристики агрегатов приведены в табл. 1. Для
сравнения взяты лишь те показатели, которые
непосредственно зависят от системы регулирования.
Дополнительными устройствами,
позволяющими реализовать регулирование
производительности байпасированием, являются:
арматура, соленоидные вентили и приборы управления;
с помощью ЭМК — катушки электромагнитов,
модернизированный узел всасывающего клапана,
электрические коммутационные линии для
подвода питания к ЭМК и шкаф управления,
включающий силовую часть и схему управления
электромагнитными клапанами, который
устанавливается автономно от агрегата.
По прейскуранту 23—02 (ч. I) стоимость
агрегата МАК-ФУУ180Р/1 равна 10 800 руб. (п. 02—
180), а агрегата МАК 80РЭ — 9000 руб. (п. 02—
184). Анализ калькуляций показал, что цена
23

Таблица 1
Показатели
Холодопроизводительность, кВт
(тыс. ккал/ч)
Температурный режим работы, °С
'о
*wi
Оптовая цена, руб.
по прейскуранту 23—02 (ч. I)
приведенная к сопоставимым
условиям (без стоимости хладагента)
Норма амортизационных отчислений
на капитальный ремонт [8], %
Затраты на капитальный ремонт,
руб.
Потребление электроэнергии, кВт-ч
в номинальном режиме
при сбросе нагрузки
180P/I
ФУУ
X
<
~ 186 A60)
5
28
10 800
8 300
3,7
307
54
54
ЮРЭ
X
<
2
-186A60)
5
28
9000
1 9000
3,7
333
54
33
10 800 руб. включает стоимость первоначальной
заправки хладагента, а цена 9000 руб. — не
включает. В соответствии же с общепринятыми
методическими принципами расчета
экономической эффективности цены сравниваемых
вариантов должны быть сопоставимы по
комплектации. После выравнивания цен выявилось, что
регулирование ЭМК дороже байпасирования на
700 руб. Соответственно и затраты на
капитальный ремонт агрегата МАК 80РЭ выше на 26 руб.
При регулировании байпасированием
потребление электроэнергии в процессе регулирования
холодопроизводительности (при сбросе нагрузки)
практически не изменяется и равно
номинальному. При регулировании ЭМК потребление
электроэнергии снижается в зависимости от числа
отключенных цилиндров, что по сравнению с
базисным вариантом создает основной
экономический эффект.
Для выявления основного преимущества
электромагнитного регулирования
холодопроизводительности — снижения потребления
электроэнергии при сбросе нагрузки — необходимо знать
время работы агрегата в режиме охлаждения
и коэффициент загрузки.
Время работы подсчитывают по формуле
Т= ТгодЛ0хл-Дэкс>
где тгод = 8760 ч;
А0хп — коэффициент времени работы в режиме
охлаждения;
Лэкс — коэффициент времени эксплуатации судна.
По данным [9], уточненным Минморфлотом,
Лэкс для сухогрузов и лесовозов составляет
0,95, танкеров — 0,84, грузопассажирских
судов^— 0,78. Лохл для сухогрузов, лесовозов
и танкеров равно 0,48, грузопассажирских
судов — 0,51. По тем же источникам коэффициент
загрузки компрессоров с регулированием
холодопроизводительности ЭМК в режиме
охлаждения составляет 0,6 для сухогрузов, лесовозов
и танкеров и 0,62 для грузопассажирских судов.
Принимая усредненное значение Лэкс=0,8
и Лохл=0,5, время работы агрегата составит
—3500 ч/год.
По данным Гипрорыбфлота Минрыбхоза СССР,
для расчета экономической эффективности
агрегатов МАК РЭ среднегодовую наработку
следует принимать равной 4500 ч/год.
В связи с тем что в судовых агрегатах
количество воды, подаваемой на конденсаторы, не
регулируется, холодопроизводительность
агрегата МАК 80РЭ в режиме регулирования
согласно графику, приведенному в ТУ на поставку,
увеличится на 2—3%, что эквивалентно
снижению коэффициента загрузки с 0,62 до 0,6.
Таким образом, среднее значение мощности,
потребляемой из сети компрессором с ЭМК,
составит 54-0,6=33 кВт E4 кВт —
потребляемая мощность в номинальном режиме, без
разгрузки).
Электроэнергию на судах в зависимости от
вида и класса судна вырабатывают разные
энергетические установки. Соответственно и стоимость
ее различна. До настоящего времени нет
установленных тарифов на стоимость электроэнергии
судовых установок.
Затраты на электроэнергию определяются не
только стоимостью топлива, но и амортизацией
оборудования, зарплатой обслуживающего
персонала и т. д. В связи с этим для расчета
приняли среднеарифметическую стоимость
электроэнергии 0,07 руб/(кВт-ч) — по данным
специализированных организаций.
Экономическую эффективность систем
регулирования судовых агрегатов рассчитывали по
формуле1: [7]:
в* Рг + Ен
Э = {С1+ЕпК1)к-р7Т^ +
(И2-И\)-ЕП{К2~К\)
+ Р2 + Ен ~ (С* + ErK^ •
где Ci+^H^i,
С2 + ЕНК2 — приведенные затраты на единицу
оборудования соответственно базового и
нового;
Ci > С2 — себестоимость единицы соответственно
базового и нового оборудования, руб.;
Ен — нормативный коэффициент
эффективности капитальных вложений;
^i» ^2 — удельные капитальные вложения
соответственно в базовое и новое
оборудование, руб.;
24

В2/В1 — коэффициент учета роста
холодопроизводительности единицы нового
оборудования по сравнению с единицей
базового оборудования;
P1+EH/P2Jr Ен — коэффициент, учитывающий У
изменение срока службы нового
оборудования по сравнению с базовым;
Р2—доля отчисления от балансовой
стоимости на полное восстановление
(реновацию) базового и нового
оборудования;
• годовые эксплуатационные издержки
у потребителя (затраты на
электроэнергию и капитальный ремонт), руб.;
/Ср К2 — сопутствующие капитальные
вложения потребителя, руб.
Исходные данные для расчета по формуле при-
/V
Я„ И2
ведены в табл. 2. При расчете пользовались
сопоставимыми оптовыми ценами вариантов —
соответственно 8300 и 9000 руб.
Поскольку сравниваемые способы
автоматического регулирования
холодопроизводительности практически не оказывают влияния на
изменение годовой выработки холода и срока
службы оборудования, то соотношения В2/Вг
и Р1+Ен/Р2+Ен приняты равными 1. Срок
службы агрегатов судовых установок 16 лет,
нормативный коэффициент окупаемости фондов
?"н=0,15. В этом случае выражение Р+Ея
(коэффициент, учитывающий эффективность
использования оборудования за весь срок службы)
будет равно 0,178.
Таблица 2
Показатели
Соотношение холодопроизводительностей агрега-
Т0ВВ7
*^1
Срок службы агрегата, лет
Коэффициент реновации Р
Коэффициент, учитывающий эффективность
использования агрегата за весь срок службы, Р + ?н
Нормативный коэффициент окупаемости
капитальных вложений Ек
Коэффициент, учитывающий изменение срока служ-
бы нового агрегата по сравнению с базовым, "p~jTF~
Затраты на электроэнергию, руб.
Тариф на электроэнергию на судах морского
флота, руб.
Годовая наработка агрегата, ч
Годовые эксплуатационные издержки HVH2
Экономическая эффективность от внедрения
агрегата Э, руб.
МАК-ФУУ180Р/1
—
16
—
0,178
0,15
13 230
0,07
3 500
13 537
"
МАК 80РЭ
—
16
0,028
0,178
0,15
7938
0,07
3500
8271
28 884
Расчет показателя
В2 186A60)
ЯГ" 186 A60) ~~ 1
0,13
* = 7Г+Т3)--1=0,028
Р+?н = 0,028+ 0,15 = 0,178
Рг + Ен 0,178
Р2+Ек — 0,178— 1
0,07.54-3500=13 230
0,07.33-3500 = 7938
Средний по потребителям
агрегатов
Средняя по потребителям
13 230+307; 7938 + 333
И# 13 537—8271
3=8300-1-1+ —ф-утз
— 9000-1 =28 884
В целом эффективность автоматического
регулирования холодопроизводительности агрегатов
с помощью ЭМК по сравнению с применяемым на
флоте регулированием байпасированием:
при т = 3500 ч/год Э = 28884 руб.,
при т = 4500 ч/год Э = 37 378 руб.
Для дальнейших расчетов принят
минимальный экономический эффект при т=3500 ч/год.
Эффективность других аналогичных агрегатов
определяется экстраполированием с помощью
корреляции. В экономических расчетах для этих
целей используется метод регрессионного
анализа [2]. В данном случае экстраполяция может
быть осуществлена построением уравнений
регрессий, отражающих зависимость эффективности
от холодопроизводительности:
Э = а0+агХ> 3 = a0Xa4i т. п.,
где Э — эффективность от внедрения ЭМК;
ао» ai — коэффициенты корреляции;
X — холодопроизводительность агрегата.
Однако, как показали исследования,
проведенные в лаборатории цен ВНИИхолодмаша,
удельная эффективность в пределах ряда
агрегатов одного типа практически не зависит от
изменения их холодопроизводительности. Это
объясняется условиями жесткой унификации уз-
4 Холодильная техника № 1
25

лов холодильных машин и узкой
специализацией выпускающих их предприятий. В связи с
этим коэффициенты корреляции в пределах ряда
одного типа могут быть приняты равными
единице. Скачки могут быть на стыках — при
замене поршневых машин винтовыми, винтовых —
турбокомпрессорными и т. д.
Для поршневых компрессоров экстраполяция
может быть проведена с помощью удельного
показателя 9/Qy отражающего эффективность на
1 кВт A тыс. ккал/ч) при стандартных
(сопоставимых) температурных режимах работы.
Рассчитанную эффективность 28 884 руб. в
данном случае делят на холодопроизводительность
агрегата МАК 80РЭ и получают удельную
эффективность 180,5 руб. на 1 тыс.ккал/ч, которая
может быть экстраполирована на все
поршневые однотипные агрегаты:
МАК60РЭ— 180,5-120 = 21660 руб.,
МАК40РЭ—180,5- 86= 15 523 руб.,
МАКЗОРЭ— 180,5- 60 = 10 830 руб.
Однако такая экстраполяция правомерна лишь
при применении данных агрегатов в условиях,
соответствующих исходным данным расчета.
Таким образом, экономическую эффективность
нового способа регулирования холодопроизво-
дительности агрегатов можно определить без
прямого аналога по назначению, т. е. до их
внедрения, что имеет важное значение для
экономических расчетов эффективности вновь
осваиваемых машин с электромагнитным регулированием
холодопроизводительности [4, 5].
Разработанный метод расчета экономической
эффективности может быть применен также для
определения эффективности внедрения новых
элементов узлов машин и аппаратов при
дальнейшей модернизации холодильного оборудования.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Автоматическое регулирование
производительности судовых холодильных агрегатов/И. К.
Савицкий, В. С. Щербаков, И. А. Грузинцев и др. —
Холодильная техника, 1972, № 10.
2. Антонов Л. И., Бочаров И. А.
Регрессионный анализ себестоимости и параметров поршневых
аммиачных компрессоров. — Химическое и нефтяное
машиностроение, 1975, № 12.
3. А. с. 225370 (СССР).
4. А. с. 479396 (СССР).
5. А. с. 513168 (СССР).
6. Быков А. В., Щербаков B.C.
Применение холодильных поршневых компрессоров с
регулированием холодопроизводительности в установках
кондиционирования воздуха. — Холодильная техника, 1976,
№ 8.
7. Методика (основные положения) определения
экономической эффективности использования в
народном хозяйстве новой техники, изобретений и
рационализаторских предложений. — Экономическая газета, 1977,
март, № 10.
8. Нормы амортизационных отчислений по основным
фондам народного хозяйства СССР и положение о
порядке планирования, начисления амортизационных
отчислений в народном хозяйстве. — М.: Экономика,
1974.
9. Сирота А. А., Чегринцев Ф. А.
Об^определении некоторых эксплуатационных показателей СКВ
и рефрижерации. — Труды Николаевского
кораблестроительного института. Судовое кондиционирование, 1974,
вып. 86.
10. Щ е р б а к о в B.C. Автоматическое регулирование
холодопроизводительности фреоновых компрессоров. —
Холодильная техника, 1968, № 3.
УДК 536.24:621.57.048
Интенсификация теплообмена во фреоновых кожухотрубных испарителях
путем применения труб с металлизационным покрытием
Канд. техн. наук В. А. ГОГОЛИН,
В. Н. КРОТКОВ, В. А. НЕЧАЙ, Н. В. ТОВАРАС
ВНИИхолодмаш
Д-р техн. наук, проф. Г. Н. ДАНИЛОВА,
А. В. БОРИШАНСКАЯ,
канд. техн. наук В. А. ДЮНДИН, А. А. КОЗЫРЕВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Канд. техн. наук В. А. ВАХАЛИН,
канд. техн. наук Г. А. ПРОТАСОВ
ВНИИавтогенмаш
В крупных турбохолодильных машинах,
работающих на хладонах, на теплообменную
аппаратуру приходится до 80—90% общей массы
установки, из которых большую часть составляет
масса кожухотрубных испарителей.
Интенсивность теплообмена в кожухотрубных
испарителях на стороне хладагента существенно
ниже, чем на стороне хладоносителя, поэтому
наилучший способ снижения их массы и
габаритных размеров — интенсификация процесса
кипения хладагента на наружной поверхности
труб. Этого можно достичь или развитием
макроструктуры наружной поверхности, например
оребрением, или образованием на трубах особой,
микроструктуры, благоприятствующей
процессу парообразования. Возможна также
комбинация этих способов.
26

Первый способ широко применяется в
отечественной и зарубежной практике. Замена гладких
труб оребренными позволила уменьшить в 1,5—
2 раза массу аппаратов и в 2 раза их
габаритные размеры.
Используя второй способ, интенсифицировать
процесс кипения можно прежде всего
увеличением числа центров парообразования на
наружной поверхности. Однако простое увеличение
шероховатости поверхности путем
дробеструйной обработки или шаржирования труб в
присутствии абразива приводит к незначительному
повышению коэффициента теплоотдачи — не
более чем в 1,6 раза по сравнению с коэффициентом
теплоотдачи труб без специальной обработки [2].
Более эффективным способом интенсификации
процесса кипения является применение пористых
металлических покрытий. Пористый слой
толщиной порядка 100—500 мкм состоит из
множества теплопроводных частиц, в механическом
и тепловом отношении связанных друг с другом
и со стенкой трубы и организующих
разветвленную систему капиллярных каналов,
сообщающихся с наружным пространством. Жидкий
хладагент поступает через открытые поры в
систему капиллярных каналов, где происходит
интенсивное парообразование. Образующийся
пар через другие поры выходит наружу.
Кипение'происходит и на наружной шероховатой
поверхности пористого слоя.
Высокая интенсивность теплообмена при
кипении на пористых поверхностях обусловлена
рядом факторов:
уменьшением перегрева жидкого хладагента
вследствие активизации роста множества
пузырьков небольшого размера в условиях окружения
высокотеплопроводным скелетом
капиллярно-пористого покрытия (матрицы);
весьма большим развитием поверхности
теплообмена;
высоким коэффициентом теплоотдачи при
ламинарном движении жидкости в капиллярных
каналах, имеющих диаметры порядка десятков
микрон;
действием капиллярных сил, обеспечивающих
совместно с подъемной силой паровой фазы
постоянную циркуляцию хладагента в объеме
пористого покрытия.
Наносить пористые покрытия на поверхность
теплообмена можно различными способами. В
зарубежной практике наиболее широко применяют
спекание металлических порошков [3, 5, 6]:
на поверхность металлической трубы наносят
смесь из металлического порошка (медного,
алюминиевого, стального) и связующего
компонента (например, растворенного в керосине поли-
изобутилена), а затем нагревают в печи в
течение нескольких часов для удаления связующего
компонента и спекания частиц порошка (при
использовании медного порошка нагрев ведут при
860°С).
Пористые металлические покрытия можно
получить также металлизационным способом:
пульверизацией на наружную поверхность
теплообмена расплавленных мельчайших частиц
металла. По сравнению с предыдущим этот
способ более прост, технологичен и экономичен.
ВНИИхолодмашем, ЛТИХП и ВНИИавто-
генмашем проведены совместные работы по
созданию пористого металлизационного покрытия
из меди.
При разработке пористых покрытий решались
две технологические задачи: формирование
необходимой структуры слоя, позволяющей
максимально интенсифицировать процесс кипения,
и обеспечение при высокой пористости (свыше
30%) необходимых механических свойств,
гарантирующих как прочность самого пористого
покрытия, так и прочность сцепления покрытия
с трубой (адгезию) при виброударных
воздействиях, возможных при сборке и эксплуатации
оборудования.
Исходя из результатов поисковых
исследований и технико-экономических соображений для
нанесения медных покрытий на медные трубы
было выбрано электродуговое напыление,
сочетающее технологическую простоту и высокую
производительность и не требующее в отличие
от плазменного и газопламенного напыления
применения специальных газов. Поступающая с
катушек на металлизатор с определенной
скоростью медная проволока плавится в пламени
электрической дуги, и расплавленный металл
струей сжатого воздуха, полидисперсно
распыляющей его, наносится на прошедшую
предварительно дробеструйную обработку наружную
поверхность трубы.
Основными факторами в процессе
электродугового напыления, определяющими строение
и свойства покрытия (толщину и открытую
пористость), являются: напряжение дугового
разряда, давление (расход) сжатого воздуха,
дистанция напыления, скорость подачи проволоки
(производительность металлизатора), скорость
перемещения струи распыла относительно
обрабатываемой поверхности, число проходов
напыления.
В качестве оценочных критериев строения и
свойств пористых покрытий были выбраны
следующие: коэффициент теплоотдачи (для оценки
теплотехнических свойств), относительное
обжатие — отношение величины просвета при
деформации трубы до образования трещины на
покрытии к исходному внутреннему диаметру
трубы (для оценки механической прочности) и
величина открытой пористости, определяемая
4*
27

методом гидростатического взвешивания (для
оценки строения).
По этим критериям построены уравнения
регрессии, описывающие зависимость свойств
покрытия от варьируемых факторов, и составлена
матрица планирования эксперимента.
Металлографические исследования,
проведенные во ВНИИавтогенмаше, показали, что метал-
лизационные покрытия имеют слоистое строение
и сильно развитую поверхность. Микропустоты
разнообразной формы по границам между
частицами и слоями, сообщающиеся между собой
капиллярными каналами, в сочетании с
изолированными порами образуют весьма сложную
внутреннюю структуру (рис. 1).
Своеобразие строения металлизационных
покрытий вызвано природой их формирования —
одновременной и последовательной укладкой
многочисленных расплавленных частиц,
сопровождающейся их деформацией в условиях
сверхбыстрого охлаждения. На границах раздела
слоев имеются окисные пленки.
Рентгенографическим методом было установлено, что в пористых
покрытиях содержится в среднем 8—10%
окислов меди.
По результатам оценки структурных
показателей исследованные пористые покрытия можно
разделить на три группы:
плотные покрытия, в которых почти нет
слоевых линий и нельзя четко отделить один слой
от другого (группа А);
покрытия с крупными порами и широкими
длинными слоевыми линиями, имеющими выход
к поверхности (группа Б);
|*' покрытия, имеющие переходное строение
между группами А и Б, — со слоями,
разделяющимися слоевыми линиями и мелкими порами
(группа В),
Теплотехнические исследования проведены
с технически чистыми хладагентами R12 и R22
в диапазонах температур кипения 10 =—20ч-20°С
и тепловых нагрузок qFm = 600-f-20 000 Вт.
Для теплотехнических исследований в ЛТИХП
и во ВНИИхолодмаше были смонтированы эк-
Рис. 1. Микроструктура пористого покрытия
(увеличение в-130 раз).
28
Рис. 2. Экспериментальная установка для исследования
теплообмена при кипении хладонов на одиночных трубках:
/ — кипятильник; 2 — конденсатор; 3 — мешалка; 4 — тер -
мометр; 5 — центробежный насос; 6 — компрессорно-конденса-
торный агрегат; 7 — испаритель холодильной машины ;
8 — экспериментальная трубка; 9 — термопары; 10 —
смотровое окно; 11 — вариатор напряжения; 12 — ваттметр.
спериментальные стенды, принципиальная
схема которых показана на рис. 2.
Стенд состоит из двух контуров — основного и
вспомогательного. В основной контур входят
кипятильник, в который вмонтированы
экспериментальные трубы, и конденсатор. На
кипятильнике имеются смотровые окна для
визуального наблюдения за процессом кипения.
Циркуляция хладагента в основном контуре
естественная. Вспомогательный контур состоит из во-
до-рассольного бака с вмонтированным в него
испарителем змеевикового типа, компрессорно-
конденсаторного агрегата и водяного насоса.
Экспериментальные медные трубы диаметром
20 мм, длиной 0,6 м с одного конца запаяны,
а с другого в них введены нагреватели из ни-
хромовой спирали, навитой на фарфоровую
трубку. Зазор между нагревателем и медной трубой
заполнен мелким кварцевым песком.
На поверхности экспериментальных труб по
периметру предварительно зачеканили три
капилляра для ввода термопар. После дробеструй-

ной обработки на трубы нанесли металлизацион-
ное пористое покрытие, а затем, введя
термопары, выходы из капилляров залили эпоксидной
смолой.
Температуру насыщения хладагента t0
измеряли термопарами в паровой и жидкостной
областях и контролировали образцовым
манометром. За температуру поверхности tcr
принимали среднюю температуру из показаний трех
термопар. Потребляемую электронагревателем
мощность измеряли ваттметром. Коэффициент
теплоотдачи, отнесенный к внутренней
поверхности (для удобства сравнения с оребренной
поверхностью), рассчитывали по формуле
W
авн= /Wcx-'o) '
где W — мощность нагревателя, Вт;
FBH — внутренняя поверхность труб, м2.
На рис. 3 представлены результаты
теплотехнических испытаний более чем 30 образцов
одиночных труб с пористым покрытием, нанесенным
в технологических режимах согласно матрице
планирования эксперимента и в так называемой
«зоне крутого восхождения» (суженной
области), определенной на основании матричной се-
рии|]экспериментов.
Из приведенных данных следует, что
наилучшие теплотехнические показатели у труб с
пористыми покрытиями группы Б. Коэффициент
теплоотдачи, отнесенный к внутренней
поверхности, у этих труб в 6—8 раз выше, чем у
гладких, и в 3—4 раза выше, чем у оребренных.
Наихудшие теплотехнические показатели у
труб с пористыми покрытиями группы А,
однако и у них коэффициенты теплоотдачи в|2,5—
4 раза выше, чем у гладких, и в 1,1—1,7 раза
выше, чем у оребренных труб. [
Трубы с покрытиями группы В занимают
промежуточное положение.
Из труб с пористыми покрытиями группы Б
был выбран образец (вариант № 6) с наилучшими
/ а
теплотехническими показателями = 8,
\ агл
—-—= 3,8), имеющий толщину покрытия 100 мкм
аРеб /
и пористость 36 %. По режимным параметрам
этого варианта в разное время были изготовлены
пять образцов, которые испытали на
стабильность теплотехнических показателей. Испытания
показали хорошую сходимость результатов. Этот
вариант пористого покрытия был признан
оптимальным и принят как основной для
практического внедрения.
При кипении на пористых покрытиях чистых
хладагентов R12 и R22 коэффициенты
теплоотдачи были практически одинаковы.
Виброударостойкость проверена во ВНИИ-
холодмаше на медных трубах 20 X 1,5 мм длиной
Рис. 3. Результаты теплотехнических испытаний на
экспериментальном стенде:
а — to=\0°C; б — t0= — 10°С; / — гладкая труба; 2 — ореб-
ренная труба; А, Б, В — группы покрытий; О — оптимальное
покрытие; л — оптимальное покрытие, исследованное на
стабильность.
29

2,2 м с оптимальным пористым покрытием.
Испытания показали высокую прочность и надежность
покрытия: во всех диапазонах виброударных
нагрузок адгезия покрытия со стенкой трубы
была абсолютная.
На экспериментальном заводе ВНИИхолод-
маша изготовлен опытный образец кожухотруб-
ного испарителя ИНЭ-5,2 из труб с оптимальным
металлизационным покрытием поверхностью
теплообмена 5,2 м2 C6 труб 20X1,5 мм длиной
2,2 м). Он прошел две серии испытаний: на
чистом хладагенте R12 на стенде с естественной
циркуляцией в контуре и на масло-хладоновой
смеси R22 и ХФ-22С в составе поршневой
холодильной машины.
На чистом хладагенте испаритель работал без
перегрева паров относительно температуры
насыщения. При работе в составе холодильной
машины в аппарате наблюдался перегрев паров
хладагента, поэтому коэффициенты
теплопередачи были пересчитаны на нулевой перегрев по
методике [1 ].
Перегрев паров хладагента в испарителе из
труб с пористым покрытием в значительно
большей степени по сравнению с испарителями из
оребренных труб снижает теплотехническую
эффективность аппарата. Дело в том, что, весьма
эффективные в зоне кипения, трубы с пористым
покрытием в зоне перегрева аналогичны
обычным гладким трубам с повышенной
шероховатостью. Поэтому если в подобных испарителях
необходимо осуществлять перегрев паров
хладагента, то в зоне перегрева следует ставить ореб-
ренные трубы, рассчитанные на требуемую
величину перегрева.
В процессе кипения чистого хладагента при
одинаковых удельных тепловых нагрузках
коэффициент теплопередачи у испарителя из труб с
пористым металлизационным покрытием в 1,5—
2 раза выше, чем у испарителей из оребренных
труб (рис. 4).
При работе в составе холодильной машины на
масло-хладоновой смеси (концентрация масла в
смеси составляла в среднем 2%) коэффициент
теплопередачи примерно на 15% ниже, чем при
работе на чистом хладагенте.
В ЛТИХП исследовано влияние масла при
кипении смеси R22 и масла ХФ-22С на
одиночной трубе с оптимальным пористым
металлизационным покрытием. Анализ опытных данных
{рис. 5) показывает, что в исследованных
диапазонах режимных параметров теплообмен при
кипении масло-хладоновой смеси менее
эффективен, чем при кипении чистого хладагента.
С ростом концентрации масла в смеси ?м
интенсивность теплообмена уменьшается. При
снижении температуры кипения масло-хладоновой
смеси степень ухудшения теплообмена по срав-
*bH-1oUm/(Mz-t<)
5
%5
ь^с
V
Г в
?х\
щ
Z |
\rn-s
Г/
J}5
J
2,5
г
/,s
6 6 10 11 14 16 18tjF6-W]58m/Mz
Рис. 4. Результаты теплотехнических испытаний
опытного испарителя ИНЭ-5,2:
/ _ опытный испаритель; 2 — испаритель из оребренных труб
(по расчету при нулевом перегреве паров); А, А, О, D, ¦ —
на чистом хладагенте R 12 (А — w = 4 м/с, t0 = S°C; л — 3 м/с,
5°С; О — 2 м/с, 5°С; ? — 3 м/с, 10°С; ¦ — 4 м/с; 10°С); о , ¦ —
в составе холодильной машины на масло-хладоновой смеск R22
и ХФ-22С (о—З м/с, 5°С; ¦ — 3 м/с, 0°С).
¦
%,v^
/ ^
обо* >J\
A I A I Z P^L.
1
\
^^z
-^
%
•
а"
о
10 12
1Пм,%
Рис. 5. Влияние концентрации масла на
одиночных труб с пористым покрытием:
д _ qv_ =15 000 Вт/м2, tQ=\Q°C; О — 6000 Вт/м2,
теплоотдачу
10°С;
? — 2000 Вт/м2, - 10°С; # — 15 000 Вт/м2, — 10°С;.
Т — 6000 Вт/м2, —10°С; ¦ — 2000 Вт/м2, —10°С; / — R22,
гладкая труба, 12 000 Вт/м2, 0°С [4]; 2 — R12, гладкая труба
12 000 Вт/м2, —2°С [4].
нению с чистым хладагентом становится меньше.
Таким образом, наличие масла ухудшает
теплообмен при кипении хладонов на трубах с
пористым покрытием, примерно в такой же
степени наличие масла сказывается на снижении
теплоотдачи и на гладких поверхностях [4].
Отсюда можно сделать предварительный вывод, что
теплообменные трубы с пористым
металлизационным покрытием можно применять как в
турбохолодильных установках (с чистым
хладагентом), так и в поршневых (с масло-хладоновой
смесью).
Расчеты показывают, что при равных
значениях среднелогарифмического температурного
напора между хладагентом и хладоносителем
применение труб с пористым металлизационным
покрытием эффективнее, чем оребренных: в
1,5 раза сокращается длина теплообменных труб,
в 2,1—2,7 раза снижается расход меди (вслед-
30

ствие того, что 1 пог. м трубы с покрытием в
1,4—1,8 раза легче, чем 1 пог. м оребренной),
в 1,5 раза уменьшаются габаритные размеры
аппаратов, масса кожуха и крышек.
Дополнительная экономия может быть получена от
уменьшения количества хладагента, необходимого для
заправки установки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Г о г о л и н В. А. Влияние перегрева паров
хладагента на теплообмен в кожухотрубных испарителях
холодильных машин. — Холодильная техника, 1976, № 11.
УДК 621.57.044.001.5
Канд. техн. наук Н. Г. ЩЕГЛОВ
Пятигорский филиал Ставропольского
политехнического института
Использование конденсаторов "с"""воздушным
охлаждением в южных районах нашей страны
связано с рядом трудностей: повышенные
температуры конденсации приводят к недопустимо
высокому давлению конденсации хладагента или
же к увеличению поверхности конденсатора,
а следовательно, его металлоемкости, при этом
уменьшается холодопроизводительность
холодильной машины, появляется опасность
перегрева узлов и деталей компрессора и т. д. [2].
В целях уменьшения давления конденсации
искусственно снижают температуру воздуха на
входе в конденсатор, увлажняя его, или
увеличивают его массовый расход через конденсатор.
При адиабатическом охлаждении воздуха
увлажнением необходимо применять дополнительное
оборудование, что усложняет установку и
требует больших первоначальных
капиталовложений. «
Увеличение массового расхода воздуха через
конденсатор является более простым способом
снижения температуры конденсации, но он
связан с ростом расхода энергии на привод
вентилятора. В связи с этим была проведена работа
в целях выявления предела, до которого следует
увеличивать массовую скорость воздуха при
данной его температуре на входе в конденсатор,
-чтобы получить максимально возможное
значение холодопроизводительности при минимальном
расходе электроэнергии на привод
электродвигателя компрессора и вентилятора. Для этого
рассматривали цикл холодильной установки с
агрегатом ФАК-1,1Е, работающим при темпе-
2. Данилова Г. Н., Вельский В. К.
Исследование теплоотдачи при кипении фреонов-113 и -12 на
трубках различной шероховатости. — Холодильная
техника, 1965, № 4.
3. Патент 3.502.141 (США).
4. Теплоооменные аппараты холодильных
установок/Г. Н. Данилова, С. Ы. Богданов, О. П.
Иванов и др. Л., Машиностроение, 1973.
5. Go ttzman С. F., О'N е i 1 P. S. — Chem. Eng.
Progress, 1973, № 7.
6. Gzikk A. M., Gottzmann C.F., Ra-
gi E. G. — ASHRAE Trans., 1970, vol. 76, №4.
ратуре кипения t0 = —15°C, температурах
воздуха /г на входе в конденсатор от 0 до 50°С
и температурах конденсации tK от 10 до 60°С.
Потери давления в трубопроводах не учитывали.
Температуру воздуха в камере принимали
равной —5°С. Хладагент — R12. Объем,
описываемый поршнями компрессора, 4,5 м3/ч.
Поверхность конденсатора принята равной 3,8 м2,
число секций 3. Живое сечение конденсатора
/ = 0,06 м2.
С помощью 7\ S-диаграммы и найденного
значения коэффициента подачи компрессора К
определяли тепловую нагрузку конденсатора
QK, Вт (рис. 1). Тепло, выделяемое в
конденсаторе, повышает температуру воздуха,
проходящего через него:
Qk=GbM'2-'i), A)
где GB=wpf — массовое количество воздуха, проходящего
через конденсатор в единицу времени, кг/с;
дор — массовая скорость воздуха, кг/(с-м2);
/ — живое сечение конденсатора,м2;
св — средняя теплоемкость воздуха, Дж/(кг-К);
tv t2 — температура воздуха соответственно на
входе и выходе из конденсатора, °С.
По уравнению A) для различных значений tK
определяли величину At = t2 — tly задаваясь
при этом значениями массовой скорости воздуха
от 1 до 10 кг/(с-м2). Значение QK находили
по рис. 1 для соответствующих температур /к.
Тепловая нагрузка QK может быть рассчитана
также по формуле
QK = kFQ, B)
где k — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2 • К)
F—поверхность конденсатора, м2;
" = 1 t —средний логарифмический температур-
In -г j- ный напор между хладагентом и воз-
'к — h духом.
Влияние температур окружающего воздуха и массовых его скоростей
в конденсаторе на холодопроизводительность малых холодильных машин
31

6
,5_
mm^J
2
/
20 JO 40 50 tH, °C
Рис, 1. Зависимость тепловой нагрузки конденсатора
от температуры конденсации при /0 = — 15°С.
60
50
50
20
10
13 5 7 щкг/(с-м2)
Рис. 2. Зависимость температуры конденсации от
массовой скорости воздуха при различных значениях
температуры воздуха перед конденсатором t±, °C:
; __ 0; 2—10; 3 — 20; 4 — 30; 5}— 40; 6 — 50.
Согласно данным В. Б. Якобсона [3], значение
коэффициента теплопередачи можно принять
равным
* = 26(шрH'5. C)
Из уравнения B) находили температуру
воздуха на входе в конденсатор при постоянном
значении tK и различных массовых скоростях,
имея в виду, что t2 = ti + At.
По результатам расчетов построен график
зависимости температуры конденсации паров
хладагента от массовой скорости воздуха при
различных значениях температуры воздуха перед
конденсатором (рис. 2). Расход мощности на привод
вентилятора NB, Вт, определяли по формуле
Д. М. Иоффе [П
ростей:
для различных массовых ско-
NB= 0,233
(аур)
2.8
Р \йР
где р— плотность воздуха, кг/м3;
г — число секций конденсатора;
Ь — ширина ребра, мм;
0,42
и
D)
800
600
too
200
0 2 4 6 8 ьгр,кгШ
Рис. 3. Зависимость расхода мощности на привод
вентилятора от массовой скорости воздуха при различных
значениях температуры воздуха перед конденсатором tlt °C:
; _ 0; 2 — 10; 3 — 20; 4 — 30; 5 — 40; 6 — 50.
J$r
А
/А
///1
W5
8 wpMc-м2)
Рис. 4. Зависимость суммарной потребляемой мощности
от массовой скорости воздуха при различных значениях
температуры воздуха перед конденсатором tv °C:
/ — 0; 2 — 10; 3 — 20;* 30; 5 — 40; > — 50
JSp — шаг ребер, мм;
6 — толщина^ ребра, мм.
Результаты расчета приведены на рис. 3.
Затраты мощности на привод
электродвигателя компрессора NBa определяли по обычной
методике с учетом коэффициента
термодинамического совершенства холодильной установки.
Величина суммарной потребляемой мощности
JVcyM при различных температурах и массовых
скоростях воздуха на входе в конденсатор
представлена на рис. 4. Пунктиром на этом рисунке
показана линия минимумов расхода
электроэнергии.
Проведенная работа показала, что увеличение
массовой скорости воздуха незначительно
повышает холодопроизводительность установки. Из
расчетов следует, что для различных температур
воздуха на входе в конденсатор оптимальными
являются массовые скорости 5—7 кг/(с-м2).
Дальнейшее их увеличение нецелесообразно.
32

При повышении температуры воздуха на входе
в конденсатор оптимум массовой скорости
воздуха сдвигается в область меньших значений
(см. рис. 4).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Иоффе Д. М. Аэродинамическое сопротивление
трубчатых теплообменников с пластинчатыми ребрами —
Холодильная техника, 1973, № 2.
2. Павлов Р.В. Использование воздушной среды для
конденсации хладагентов в крупных холодильных
машинах. — Холодильная техника, 1974, № 12.
3. Якобсон В.Б. Малые холодильные машины. М.,
Пищевая промышленность, 1977.
УДК 621.175.3.001.24
О тепловом расчете пленочных градирен
Д-р техн. наук, проф. И. А. ШЕПЕЛЕВ
ЦНИИпромзданий
В вентиляторной градирне с теплообменной
поверхностью в виде вертикальных щитов,
орошаемых водой и обдуваемых воздухом,
стекающая вода образует на поверхности щитов тонкую
пленку, с которой соприкасается перемещаемый
между щитами воздух. В процессе контакта с
воздухом вода охлаждается и частично
испаряется; воздух нагревается и увлажняется.
Цель теплового расчета — определить
температуру воды на выходе из градирни в'
зависимости от количества воды и воздуха, их
параметров на входе, а также от конструктивных
размеров градирни.
Выделим двумя горизонтальными сечениями
элементарный слой рабочего объема градирни
и составим тепловой баланс для воздушного
потока:
GBdiB = a (tw — /в) dF + ro (d"w — dB) dF, A)
где GB — массовый расход охлаждающего воздуха, кг/с;
*в — удельная энтальпия воздуха, Дж/кг;
ос — локальный коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2 • К);
tw>t*—местная температура воды и воздуха, СС;
F — поверхность контакта} между воздухом и водой,
м2;
г — удельная теплота фазового превращения,
Дж/кг;
а — локальный коэффициент массоотдачи, при
местной температуре воды, кг/(с-м2);
dw—влагосодержание насыщенного воздуха, [кг/кг;
dB — местное влагосодержание воздуха, кг/кг.
Левая часть — приращение энтальпии
воздуха; правая — сумма явного и скрытого тепла,
переданного в единицу времени от воды к
воздуху через элементарную поверхность контакта.
С помощью соотношения Льюиса
<х=осв
и приближенных выражений для энтальпии
влажного воздуха при местной его температуре
и энтальпии насыщенного воздуха при местной
'температуре воды
*в = св*в + rdB\
С = cBtw + rdw
придадим уравнению A) более|простой вид:
Яв = (С--'в)А|>, B)
для краткости обозначив
ах adF
C)
где св — удельная теплоемкость воздуха, Дж/(кг-К).
Второе дифференциальное уравнение получим
из закона сохранения тепла:
вв<Ив = ±cwGwdtw,
D)
где cWl Gw — соответственно удельная теплоемкость и
массовый расход воды,|Дж/(кг-К), кг/с.
Знак минус соответствует попутному движению
воды и воздуха, знак — случаю
противотока.
В дальнейшем будем стремиться заменить
энтальпию воздуха соответствующей
температурой на линии насыщения.
При небольшой разности температур между
воздухом по влажному термометру и водой
на входе в градирню можно принять линейную
зависимость между температурой насыщенного
воздуха и его энтальпией. Сделанное допущение
приводит к следующим двум равенствам:
du
•t*
dtB
*w i — ^вл i
E)
где iw —- удельная энтальпия насыщенного воздуха,
Дж/кг;
^вл — температура воздуха по влажному термометру,
индекс 1 — на входе в градирню.
При помощи первого равенства уравнение B)
преобразуется так:
dtBn=(tw-tBn)d^ F)
Второе из равенств E) позволяет привести
уравнение D) к виду
dlBJl = ±Kdtw, G)
где для краткости обозначено
33

к.
cw \*w\ — *вл l) @ъ
(8)
\lw i — 1bi) ^b
Решение полученной системы
дифференциальных уравнений тепло- и массообмена F) и G)
целесообразно представить посредством
коэффициента эффективности градирни, который
выражает отношение достигнутой в градирне
степени охлаждения воды к предельно возможной:
twl-twt
tw i — ?вл 1 ¦
где tW2 — температура воды на выходе из градирни, °С.
Значение коэффициента эффективности
определяется следующими формулами, полученными
из решения системы уравнений F) и G):
для попутного движения воды и воздуха
1 —М
Е = Т+К>
где М—вспомогательная величина,
1+К .
для противотока
1 — N
- к
Е =
1 — KN>
где N — другая вспомогательная величина,
_ х~к
N=e
К
¦*.
A0)
A1)
A2)
A3)
Перейдем к определению показателя я|),
дифференциал которого представлен уравнением
C). Оно может быть представлено как
произведение двух безразмерных множителей:
Св^свР
/с
где wCB — скорость воздуха в свободном сечении, м/с;
р — плотность воздуха, кг/м3;
/ев — площадь поперечного сечения оросителя, м2.
Первый множитель представляет собой
простую комбинацию критериев подобия:
a Ntu
Св^свР PrRez i
где
Nuz=x;
Re2 =
wCBz
сечениями
г — расстояние между входным и текущим
каналов, образованных щитами, м;
X — теплопроводность воздуха, Вт/(м-К);
v — кинематическая вязкость воздуха, м2/с.
Теория и опыт устанавливают между этими
критериями степенную зависимость
Nu = ^PrmRen, A5)
где Л, т, /г —опытные коэффициенты.
34
Второй множитель уравнения A4) в условиях
геометрической однородности оросителя,
т. е. при существовании зависимости
преобразуется:
dF dz
F - h
dF 2_dz_
/св~ 0,
где h — высота щитов, м;
a — ширина промежутка между щитами, м.
С учетом приведенных соотношений
уравнение A4) приобретает вид:
«Л—п
dty =
2А
jx-\
Pr1
dz,
а его интеграл в пределах высоты щитов h:
* =
2Л
мРг1
A6)
В полученной формуле преобладают
геометрические размеры оросителя градирни.
Для теплоотдачи пластин А = 0,0296, т =
= 0,33, п = 0,8 (Шлихтинг Г. Теория
пограничного слоя. М., Физматгиз, 1974). Принимая
эти значения и полагая Рг = 0,72, упростим
расчетную формулу:
v0 2Л0,8
^ = 0>092V n\ . A7)
.0,2
aw
Порядок расчета градирни целесообразно
показать на примере.
Определим температуру воды на выходе из
противоточной градирни с оросителем в виде
вертикальных щитов высотой h = 2 м,
установленных с промежутками а = 0,05 м при
следующих условиях: Gw = 139 кг/с; Gn =
417 кг/с; twl = 35°C; i
w\
129 кДж/кг;
^вл1 = 20°С; iBl = 57,3 кДж/кг; wCB= 3,5 м/с;
v = 16,5-10-6м2/с; сш = 4,19 кДж/(кг-К).
Решение проводим по формулам (8), A7),
A3), A2), (9) в указанном порядке:
К =
4,19C5 — 20) 139
129 — 57,3 417:
0,291;
A6,5.10-6)°'220'8
^°'°92 0,05.3,5^ = °>Ш'>
1—0,291
0 9Q1 0. 276
N=e ' 9 =0,511;
1 — 0,511 __
E==z 1 — 0,29Ь0,511 ~ °'574;
tw 2 = 35 — 0,574 C5 — 20) = 26,4 °С.

УДК 621.565.945
Определение времени промежуточного оттаивания сухих
подвесных оребренных воздухоохладителей
И. П. СУНДИЕВ
Вологодское объединение мясной промышленности
Проф. Н. А. ГЕРАСИМОВ, И. В. СЕРГИНА
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Данные, имеющиеся в отечественной и
зарубежной литературе, а также расчеты, проведенные
ЛТИХП, свидетельствуют о том, что
преобразование в большей степени влияет на увеличение
аэродинамического сопротивления, чем на
снижение коэффициента теплопередачи
воздухоохладителей с высокой степенью оребрения. Так,
у воздухоохладителей, работающих в камерах
охлаждения мяса, коэффициент теплопередачи
снижается за процесс охлаждения на 25—30%,
в то время как аэродинамическое сопротивление
возрастает в 2,5—3 раза. Поэтому
аэродинамическое сопротивление аппарата может служить
одним из критериев оценки эффективности
работы воздухоохладителя.
Уменьшить влияние инееобразования на
работу сухих оребренных воздухоохладителей
можно с помощью ряда технических решений и
способов, например промежуточного оттаивания [3].
Этот способ был исследован в камерах
охлаждения мяса Вологодского мясокомбината.
Момент времени промежуточного оттаивания
выбирали исходя из того, что согласно опытным
данным за первые 4—5 ч от начала процесса
охлаждения с поверхности мясных полутуш
испаряется 60—65% всей влаги, теряемой
продуктом за цикл холодильной обработки. Однако это
не может служить достаточно обоснованным
критерием для установления оптимального периода
проведения оттаивания, так как на характер
процесса инееобразования влияют такие
факторы, как температурно-влажностные условия
процесса холодильной обработки,
характеристика вентилятора, конструктивные особенности
воздухоохладителя и степень его оребрения.
Кроме того, установлено, что иней выпадает на
секциях воздухоохладителей неравномерно по
ходу воздуха.
На кафедре холодильных установок ЛТИХП
была проведена работа по определению
аэродинамической характеристики
воздухоохладителя при инееобразовании в условиях камер
охлаждения мяса, и на основе анализа этой
характеристики определено время проведения
промежуточного оттаивания аппарата.
В расчете использовали условия, характерные
для промышленной эксплуатации камер
охлаждения Вологодского мясокомбината.
Техническая характеристика камеры
Строительная площадь, мя 86,4
Емкость камеры, т 20
Количество воздухоохладителей 3
Теплопередающая поверхность
воздухоохладителей, м2 ' 3x150
Средняя температура воздуха в камере, °С —1
Средняя скорость движения воздуха в камере, м/с 0,35
В камере установлены подвесные
воздухоохладители фирмы «Атлас» (Дания), оборудованные
многолопастными вентиляторами. Оребрение
пластинчатое, шаг между ребрами 10 мм.
Процесс оттаивания воздухоохладителей
автоматизирован.
Была составлена программа расчета на ЭВМ,
по которой определяли массу инея, оседающего
на теплопередающей поверхности, его толщину
и аэродинамическое сопротивление
воздухоохладителя в течение всего процесса
холодильной обработки мяса. Интервал времени для
расчета был выбран 0,5 ч. Массу инея рассчитывали
по величине потерь продукта с условием, что
загрузка камеры при включенных
воздухоохладителях продолжается три часа, а масса влаги,
проникающая в камеру через ограждения и
двери, составляет, по опытным данным, 10% от
массы потерь продукта. Потери массы мяса
AG (в кг), при охлаждении могут быть
определены по зависимости [1]
AG = 41,1 ТнПт~"Тс -!§^n-exp(-mT)]St A)
где 41,1 — коэффициент пропорциональности, Па/К;
Тк. п — температура мяса в начале процесса
охлаждения, К;
Тс — температура среды, К;
m—темп охлаждения, ч";
Р — коэффициент массообмена, м/ч;
R — удельная газовая постоянная водяного пара,
ДжДкг-К);
т — время охлаждения, ч;
«S — поверхность охлажденных полутуш, м2.
При расчете толщины слоя инея использовали
опытные данные по характеру нарастания инея
на различных по ходу воздуха рядах труб
воздухоохладителя, полученные при испытаниях на
Вологодском мясокомбинате. Данные по
плотности инея были взяты из работ Б. К. Явне-
ля [4] и Г. Лотца [5]. При расчете принимали,
35

что весь процесс охлаждения состоит из ряда
временных отрезков, в течение которых
плотность инея постоянна. В целом за процесс
плотность инея изменялась в тех же пределах, что
и в работах указанных авторов.
С учетом толщины слоя инея определяли
эквивалентный диаметр и живое сечение для каждого
ряда труб воздухоохладителя, а по величине
расхода воздуха — скорость в живом сечении.
Из-за отсутствия характеристики
многолопастного вентилятора в расчете использовали
зависимость 1/в = / (т), полученную
непосредственно при испытаниях воздухоохладителя (VB —
расход воздуха через вентилятор).
Аэродинамическое сопротивление Ар (в Па)
рассчитывали по формуле А. А. Гоголина [2],
записанной для шахматного пучка труб в
следующем виде:
д/7 = 9,8ЛЯ ^^ИЧ?'72, B)
t = l i
где А = 0,0113— коэффициент, учитывающий
шероховатость поверхности;
В= 1,2—коэффициент, учитывающий шахматное
расположение труб в пучке;
п — число рядов труб по глубине
воздухоохладителя;
Lf — длина пластины ребра по направлению
хода воздуха для i-то ряда труб, м;
dbt — эквивалентный диаметр t-ro ряда
труб, м;
(wPb)i —массовая скорость воздуха в живом^се-
чении i-ro ряда труб, кг/(с-м2).
Расчетные данные, характеризующие потерю
влаги охлаждаемым мясом AG, и изменение
аэродинамического сопротивления
воздухоохладителя Ар представлены на рисунке.
Анализ расчетных и экспериментальных
данных показал, что к седьмому часу процесса
охлаждения аэродинамическое сопротивление
воздухоохладителя достигает 300—400 Па, т. е.
максимального значения, при котором
обеспечивается нормальная работа большинства
осевых многолопастных вентиляторов. Таким
образом, очевидно, что именно это время является
расчетным для проведения промежуточного
оттаивания воздухоохладителей. К этому моменту
потери мяса составляют 60% от массы влаги,
теряемой продуктом за весь цикл холодильной
обработки.
На рисунке приведена также расходная
характеристика вентилятора воздухоохладителя.
Как видно, расход воздуха к расчетному
времени проведения промежуточного оттаивания
сокращается на 25—30%.
Экспериментальные данные по
аэродинамическому сопротивлению § воздухоохладителя (кри-
mVc
5
УЗОО
¦200
1 1100
О I 0L О
]Р-Ю;
Па
1
¦f,f
1
0,5
п *
г у
\i
\ 5
. L.
i/Ч
/ i
/ 1
/ 1 }
4 ] J:
\
5 Г,
41.0
12 %Ч
Характеристики воздухоохладителя:
1 — расход воздуха через воздухоохладитель; 2 — убыль мяса;
3 — аэродинамическое сопротивление воздухоохладителя
(расчетные данные); 4 — аэродинамическое сопротивление
воздухоохладителя (экспериментальные данные); х
п. о
расчетное
время промежуточного оттаивания воздухоохладителя»
вая 4), полученные непосредственно при
промышленных испытаниях аппарата, расходятся с
расчетными данными (кривая 3) до седьмого
часа процесса охлаждения в среднем на 11 %, после
чего они значительно отличаются вследствие
несовершенства методики расчета
аэродинамического сопротивления воздухоохладителя при
значительной толщине и плотности слоя инея.
Таким образом, можно утверждать, что для
сухих воздухоохладителей с пластинчатым ореб-
рением и шагом 10 мм время промежуточного
оттаивания с достаточной для практики
точностью можно принять через 6—7 ч от начала
процесса охлаждения мяса. Оно может быть
рекомендовано для камер охлаждения, аналогичных
камерам^ Вологодского мясокомбината.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Герасимов Н. А., Румянцев Ю. Д.
Радиационные охлаждающие системы в мясной
промышленности. М., ЦНИИТЭИмясомолпром, 1974.
2. Гог.олин А.А. Осушение воздуха холодильными
машинами. М., Госторгиздат, 1962.
3. Промежуточное оттаивание сухих оребренных
воздухоохладителей /Н. А. Герасимов., Б. Н.
Малеванный, С. И. Беляев и др. — Холодильная техника,
1975, № 6.
4. Явнель Б. К. О теплопроводности инея в
воздухоохладителях.— Холодильная техника, 1968, № 11.
5. Lotz H. — Kaltetechnik und Klimatisirung, 1971,
Bd. 23, № 7.
36
07

УДК 628.84:637.523.37:621.72:517.11
Математическая модель микроклимата камеры-сушилки
колбас
Канд. техн. наук Е. М. АГАРЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Р. И. ШАЗЗО, Ю. В. МАЯКОВСКИЙ
Северо-Кавказское отделение ВНИХИ
Для установления взаимосвязи между
различными параметрами в камере-сушилке колбас
разработана математическая модель
микроклимата камеры. Принята модель смешанного
типа. Основные уравнения, описывающие ее,
определены аналитически на основании
теплового и материального балансов. Сведения о
механизме процесса получены экспериментально.
Необходимая адекватность модели обеспечена в
процессе ее построения.
При составлении математической модели
микроклимата приняты следующие допущения:
температурные и влажностные поля в камере-
сушилке равномерны и стационарны вследствие
принудительной раздачи воздуха в камере;
теплоемкость воды и воздуха, коэффициенты
теплоотдачи и влагообмена постоянны по
времени и не зависят от температуры;
передачей тепла излучением можно
пренебречь;
параметры воздуха на выходе из камеры
приблизительно равны параметрам воздуха рабочей
зоны камеры, так как раздача воздуха
осуществляется принудительно;
количество тепла, переданное воздухом
колбасам и затраченное на испарение из них влаги,
возвращается обратно воздуху вместе с этой
влагой;
процесс сушки происходит в период
«падающей» скорости;
температура в камере не оказывает влияния
на скорость удаления влаги из колбас, так как
процесс осуществляется при низкой температуре
(гкам = 12°С).
Тепловой баланс камеры-сушилки и
установки кондиционирования воздуха описывается
уравнением
QnP+QT+ Овн+евен+ЬкОк —b0Qo==0, A)
где Qnp — тепловой поток" между "колбасами и воздухом
камеры, Вт;
QT — тепловой поток между поверхностью
транспортирующего устройства и воздухом
камеры, Вт;
Qbh—внешние теплопритоки в камеру, Вт;
QBeH — тепловой поток от работающего
вентилятора, Вт;
^к' ^о — коэффициенты рабочего времени
соответственно калорифера и воздухоохладителя;
Qk — теплопроизводительность калорифера, Вт;
Q0 — холодопроизводительность воздухоохладите-
теля кондиционера, Вт.
Ввиду того, что значения Qnp, QT невелики,
этими величинами можно пренебречь [1].
Уравнение A) после соответствующих
преобразований и с учетом конденсации влаги на
поверхности воздухоохладителя [2] примет вид
2 kF(t2—tJ+G&MB+bKkBFKQK--b0G1fil1I %&—*„)=<>, B)
где tlt
hi ^н — температура соответственно в камере,
наружного воздуха, наружной поверхности
воздухоохладителя, °С;
k — коэффициент теплопередачи ограждений
камеры, Вт/(м2-К);
F— площадь поверхности ограждений камеры, м2;
GB— расход воздуха через кондиционер, кг/с;
с — теплоемкость воздуха, Дж/ (кг • К);
AtB—подогрев воздуха в вентиляторе, °С;
kK — коэффициент теплопередачи калорифера,
Вт/(м2.К);
FK — площадь поверхности калорифера, м2;
0К — температурный напор в калорифере, °С;
gH — коэффициент влаговыпадения на поверхности
воздухоохладителя;
% — наружный коэффициент охлаждения
воздухоохладителя.
Уравнение B) является уравнением статики
микроклимата в камере-сушилке по температуре.
Если температура в камере получит
приращение At за время dx, то нарушится
равновесие. Запишем уравнение с учетом возмущений
по температуре:
2 kF (tt — tx — At) + GBcAtB + bKkKFK (9K — Д*) -
- b0GBc$Kr\K ft + At- tK) = Vpc ^gL f {3)
где V — свободный объем камеры-сушилки, м3;
р — плотность воздуха, кг/м3.
Вычтем из уравнения C) уравнение B) и
после некоторых преобразований получим
дифференциальное уравнение вида
d{At)
я1-^р + я2лг = 0, D)
где аг = Урс;
а2 = b0GBclHY)K + bKkKFK + 2kF.
При выводе уравнений C) и D) принимали, что
температуры ограждений, продуктов,
воздухоохладителя, калорифера и транспортера
остаются постоянными, несмотря на возрастание
температуры воздуха в камере.
В установившемся режиме в камере-сушилке
соблюдается равновесие по влаге. Влажностный
37

баланс, кг/с, выражается следующим
уравнением:
WuP + WovP + W]m + Wn-W0 + Wy = 0. E)
где Wnp — влаговыделения от колбас;
^огР — влагопоступления через ограждения;
$дв — влагопоступления через дверь;
Wл — влаговыделения от людей;
W0 — влагоотвод воздухоохладителем кондиционера;
Wy— влагоприток от увлажнителя.
Влаговыделения от колбас в общем случае
являются функцией трех переменных:
Wnv=f(W, ф, G),
где W — текущая влажность колбасы, доли единицы;
Ф — относительная влажность воздуха в камере;
G — масса колбас, находящихся в данный момент
в камере-сушилке, кг.
Влаговыделения от колбас, отнесенные к
конечной массе, равны [6]
WnP = m(W-> \Pp)*(l - ф) GK, F)
где т = -д-
Nn
Ru
(WH — №р)аA + WK) ~~ в пеРВ0М
ближении постоянная величина, с-1;
при-
тг — относительное изменение радиуса
колбасных батонов;
WK — влажность колбасных изделий
соответственно начальная, равновесная и конечная,
доли единицы;
GK — конечная масса колбасных изделий, кг.
Полное приращение влагосодержания
воздуха Д1^Пр при одновременном изменении W,
Ф и G будет равно
А^пр = 2т (W — WP)(l — ф) GKA№ — т (W - WvJ X
Х(?кАф + тAГ-1ГрJA-ф)А0к, G)
где Д№, Аф, AGK — соответственно изменение
влажности колбас, относительной
влажности воздуха в камере и
конечной массы колбас.
Поскольку камера имеет единовременную
загрузку, то влагопоступления через ограждения
№0Гр, двери Ц7ДВ и от людей Wn намного
меньше влаговыделений от продукта. Поэтому их
значения в дальнейшем не учитывали.
Влагоотвод воздухоохладителем может быть
определен по формуле [4 ]
^о = <*о^н(Ф-Фо)> (8)
где о0 — приведенный коэффициент конденсации
водяного пара в воздухоохладителе, кг/(с-м2);
F0 — площадь воздухоохладителя, м2;
d"K — влагосодержание насыщенного воздуха при
данной температуре камеры, кг/кг;
ф0 — относительная влажность воздуха при
температуре охлаждающей поверхности
воздухоохладителя.
В свою очередь, величина сГк зависит от
температуры, которая может быть выражена для
рассматриваемого интервала температур (с
точностью 1,7—1,0%) уравнением
dK = a+btly (8i)
где а = 0,703-Ю-3; Ь = 0,562-Ю-3.
Приращение влагоотвода
воздухоохладителем является функцией переменных ф и сГ или
с учетом уравнения (81) — переменных ф и (ь
поэтому
AW0 = a0F0 (a + btx) Аф + o0F0 (cp - Фо) ЬЫг, (9
где A/x — изменение температуры воздуха в камере, °С
Приращение расхода влаги, необходимого для
доувлажнения воздуха, зависит в основном от
относительной влажности, поэтому
dWy
о „ dWy
Знак «—» перед производной д у
указывает на уменьшение AWy при увеличении ср.
Выразим ф через степень насыщения г|)
воздуха. С некоторой погрешностью
dK
A1)
где dK — влагосодержание воздуха в камере, кг/кг.
С учетом всего свободного объема камеры
получим:
Аф
бка
где AGKaM — изменение массы воздуха в объеме камеры;
^кам = ^Р" — масса насыщенного воздуха в объеме
камеры ;
р" — плотность насыщенного воздуха, кг/м3.
При неизменной температуре в
камере-сушилке изменение влаговыделений от продукта
вызовет и изменение относительной влажности, т. е.
*(АОК1М) = 0;ам<«<Аф). 02)
Р Нарушение равновесия приведет к изменению
количества влаги, содержащейся в
камере-сушилке за время dx\
^^ = (AWnp + AWV- AW0) . A3)
Подставив в уравнение A3) уравнения G),
(9), A0), A2) и преобразовав его, получим
дифференциальное уравнение динамики
камеры-сушилки по относительной влажности:
Л(Аф)
Ьл
dx
-&2Аф = К >
(Н)
где Ьх = GKaM\
dWy
b2 = m(W- W?)*GK + o0F0 (а + btx) + —g^-;
38

Обозначение и наименование факторов
-Q—/% — влаговыделения от колбас, отнесенные к 1 м3
камеры, кг/м3 (Хх),
где тя — норма загрузки колбасы по конечной массе, кг/м3
п — кратность воздухообмена, 1/с (А'2)
"гг — отношение площади воздухоохладителя к объему
камеры-сушилки. м2/м3 (Х3)
tx — температура воздуха в камере-сушилке, °С (Х4)
tf — температура воздуха после воздухоохладителя
кондиционера, СС (Хь)
Уровни варьирова
— 1
80-Ю-4
16,6-Ю-4
0,18
12
4
о
240-Ю-4
33,3-Ю-4
0,28
16
10
ния
+.
400-Ю-4
50-Ю-4
0,38
20
16
Интервал
варьирования:
160-Ю-4
16,6- Ю-4
0,10
4
6
К = 2m (W — Wv) A — ф) GKkW + m (W — WPJ X
X A - ф) ДСК - oQF0 (Ф - ф0) bAtv
Математическая модель микроклимата
камеры-сушилки в дифференциальной форме:
по температуре
и по относительной влажности
Математическое описание объекта,
составленное теоретически, носит в основном
качественный характер. Учитывая, что при
низкотемпературной сушке решающее значение имеет
относительная влажность воздуха, было проведено
математическое моделирование микроклимата
камеры-сушилки для определения взаимосвязи
между величинами, входящими в
дифференциальное уравнение A4).
Планирование эксперимента проведено на
основе рекомендации [5].
На математической модели был поставлен
полный пятифакторный эксперимент на трех
уровнях (см. таблицу).
Экспериментальные исследования проводили
в камере-сушилке объемом 6 м3. Холодопроиз-
водительность кондиционера составляла 1750 Вт,
теплопроизводительность — 600 Вт,
производительность вентилятора — 0,05 м3/с. В камере
размещалось устройство для имитаций влаго-
выделений от колбас. Установка работала в
автоматическом режиме и позволяла изменять
параметры при проведении эксперимента.
Задачу решали методом наименьших
квадратов на ЭВМ «Наири-2». Адекватность
регрессионного уравнения проверяли с помощью
критерия Фишера.
После обработки данных и определения
значимости коэффициентов регрессии с
доверительной вероятностью 95 % было получено уравнение
ф = 1,00 + 0,024Х! — 54Х2 — 0,090Х3 — 0,030Х4 +
+ 0,022Хб. A5>
Из структурной схемы математической
модели микроклимата камеры-сушилки (см.
рисунок) видно, что влаговыделения являются
функцией изменения влагосодержания продукта.
Влагосодержание функционально связано со
временем сушки и относительной влажностью
воздуха в камере.
Рациональное- изменение значения
относительной влажности воздуха в камере может быть
описано уравнением [3]
ф=фн— Лт9 A6)
где фн — начальная относительная влажность;
А — суточное изменение относительной влажности*
Уравнения A5), A6) позволяют определить
степень влияния факторов на значение относи-
7?
1 # ¦
*' '
tf '
щ m
|тГ%
т
А
2*
i
1 ¦
*> _
i
,
Структурная схема математической модели микроклимата
камеры-сушилки колбас.
39

тельной влажности, дают количественную
взаимосвязь между параметрами микроклимата
камеры-сушилки колбас.
Полученные уравнения D), A4), A5), A6)
могут быть использованы для инженерных
расчетов и при проектировании камер-сушилок
колбас с регулируемыми и изменяющимися
параметрами микроклимата.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Автоматизация технологических процессов
пищевых производств/Под ред. Е. Б. Кар пина. М.,
Пищевая промышленность, 1977.
Канд. техн. наук С. Н. РОГОВАЯ,
канд. техн. наук Г. К. МНАЦАКАНОВ, Н. И. ЧУМАК
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
В последние годы в результате интенсификации
холодильной обработки продолжительность
процессов в камерах снижена в 2,5—3 раза и
составляет 12—14 ч при охлаждении и 18—20 ч
при замораживании.
Продолжительность цикла холодильной
обработки т с достаточной точностью
может быть рассчитана почти для всех методов
охлаждения и замораживания. Сокращение т,
как известно, сопровождается уменьшением
потерь продуктов AG.
В настоящее время существует ряд методик
по определению величины AG аналитическим
путем [1, 2, 4, 8], в которых потери от усушки
определяют либо с помощью коэффициентов
тепло- и массопереноса, либо по осушающей
способности камерного оборудования.
Предложенные и апробированные методики имеют,
наряду с положительными сторонами,
недостатки, обусловленные громоздкостью вычислений,
затруднениями при определении того или иного
параметра, например коэффициента
сопротивления испарению \i [6, 7], и, наконец,
значительной погрешностью определяемой величины.
Авторами предлагается метод расчета усушки
мяса при охлаждении и замораживании,
основанный на использовании тепловлажностного
отношения процесса холодильной обработки и
введения осредняющего коэффициента еб,
названного осредненной характеристикой
процесса:
_ Qmax/AGmax
86 " Q/AG
2. Г о г о л и]н А. А. Кондиционирование воздуха в
мясной промышленности.—М., Пищевая
промышленность, 1966.
3. Зависимость относительной влажности воздуха
в камерах-сушилках от Щизменения массы
колбас/ Р. И. Шаззо, Ю. В. Маяковский, В. Д. Недиль-
ко и др. — Холодильная техника. 1978> № 6.
4. К у р ы л е в Е. С, Я н о в с к и й С. И.
Автоматическое регулирование влажности воздуха в холодильных
камерах храненияfохлажденных пищевых продуктов.
М., ЦНИИТЭИмясомолпром, 1969.
5. Тихомиров В.Б. Планирование и анализ
эксперимента. М., Легкая индустрия, 1974.
6. Шаззо Р. И., Ма я ко вс'ки й Ю. В., Не-
дилько В. Д. Щ Исследование влаговыделений от
колбас при переменном режиме сушки. — Холодильная
техника, 1978, № 4.
где Qmax — общий тепловой поток в начальный момент
времени;
А^тах — усушка в начальный момент времени;
Q — средний за процесс общий тепловой поток;
AG — средняя за процесс усушка.
По мнению некоторых исследователей, при
определении потерь продуктов достаточно
использовать осредненные значения расчетных
величин [1, 6, 7]. В отличие от них, В. Тамм [8]
в этом случае не допускает возможности точного
решения задачи, так как считает, что главное
значение в процессе холодильной обработки
имеет начальный период, когда числовые
значения движущей силы процессов тепло- и массо-
обмена At я Ар (Ad) имеют наибольшую
величину. На наш взгляд, рациональным
является использование осредненной характеристики
процесса еб, учитывающей начальный, наиболее
интенсивный период процесса, а также различие
между влагоотдачей в начальный период, когда
поверхность мяса покрыта пленкой воды, и осред-
ненным ее значением за процесс охлаждения.
Как показал анализ данных
экспериментальных исследований, несмотря на изменение
тепловых и массовых потоков в процессе холодильной
обработки, отношение тепловлажностных
характеристик можно считать постоянным.
Запишем выражение для определения
величины еб:
Qmax/AGmax _ _ а* ^max — I
86 "" Q/AG~ ~ Ок + Дц) nt *
«к 1—1
где ак — конвективный коэффициент теплоотдачи от
воздуха к поверхности продукта;
УДК 637.5.037.004.4.001.24
К расчету усушки мяса при его холодильной обработке
40

At-
aw = —Г7 — условный коэффициент теплоотдачи;
qr — удельный массовый поток;
г—удельная теплота испарения;
- перепад между температурами поверхности
продукта и воздуха в камере;
Кнач — коэффициент сопротивления испарению в
начале процесса;
\i—средний за процесс коэффициент
сопротивления испарению;
|тах — коэффициент влаговыпадения в начальный
момент времени;
\ — средний за процесс коэффициент влаговыпа-
_ дения;
ак — средний конвективный коэффициент
теплоотдачи от воздуха к поверхности продукта;
aw — средний за процесс условный коэффициент
теплоотдачи от воздуха к поверхности
продукта.
В начале процесса \1ЯйЧ = 1 (условия
испарения влаги с незащищенной поверхности мяса
аналогичны условиям испарения с поверхности
воды). В процессе холодильной обработки
продукта величина \i меняется, причем \i > \iHSL4.
Учитывая, что
ак — "г акд^ — ь
?-1
е,
после соответствующих преобразований в
уравнении A) получим зависимость
Qmax/A(jmax: бнач^нач
8б =
Q/AG
Е\1
B)
где 5 — коэффициент влаговыпадения;
8нач — тепловлажностное отношение в | начальный
момент времени;
е — среднее за процесс -гепловлажностное
отношение.
На основании обработки экспериментальных
данных, приведенных в работе [5], определены
значения еб, равные 0,43—0,45 для процесса
замораживания, 0,8 — для хранения мороженого
мяса, 0,9—1,0 — для процесса охлаждения.
Причем значение еб = 1,0 относится к мясу
нежирных сортов и молодняку, а еб = 0,9 —
к жирным сортам.
В качестве примера ниже приведены данные
по определению еб для процесса охлаждения.
За основу взяты условия эксперимента,
рассмотренного в работе [5],—температура воздуха в
холодильной камере tK = —3,2°С,
относительная влажность фк = 88,4%, скорость движения
w=2,8 м/с. Данные обработк и сведены в табл. 1.
Усредним значения At и AG и возьмем
отношения каждой величины в начальный момент
времени к ее среднему значению за процесс.
М= t8 — ;к=10,8 °С;
AGmax
А*гаг
At
= 2,52; AG =0,9;
AG
2 52
2,77; 8б =2777=0,9;
где t8 — температура поверхности продукта;
ДГ и Д^щах — перепад между температурами
поверхности продукта и воздуха камеры
соответственно средний за процесс и в начальный
момент времени;
Д^тах» AG— усушка мяса в начальный момент
времени и средняя за процесс.
Для расчета процесса замораживания за
основу взяты данные из работы [5],
представленные на рис. 113. Результаты обработки
приведены в табл. 2.
Найдем средние значения А/ и AG в табл. 2
и возьмем отношение каждой величины в
начальный момент к ее среднему значению за процесс.
2AG = 1,29; AG = 0,117:
Таблица 1
Показатели
д7=78—7К, °с
AG, кг/(т-ч)
1
27,2
2,5
2
24,2
2,5
3
18,2
1,0
4
15,2
1,0
5
13,2
0,6
Продолжительность охлаждения, ч
6
11,2
0,6
7
10,2
0,9
8
9,2
0,9
9
8,4
1,0
10
7,2
0,8
И
7,0
0,4
12
6,2
0,8
13
5,7
0,6
14
5,2
0,5
15
5,2
0,3
16
5,2
0,4
Таблица 2
Показатели
дГ, сс
AG, кг/(т-ч)
0
50
0
3
38,8
0,5
6
28,5
0,2
9
25,3
0,15
Продолжительность замораживания, ч
12
21
0,13
15
20,5
0,06
18
20,3
0,04
21
20,2
0,1
24
20,6
0,05
27
20,5
0,025
30
20,1
0,015
41

2Д/=285; Д* = 25,98 °С;
50/0,5
86 = 25,98/0,117 ~U'4D-
Величину еб при охлаждении можно получить
л расчетным путем, используя числовые значе-
*ия ?к, фк, t8 непосредственно из эксперимента.
„ Qmax/Q
Подставив в выражение ч = "^ т^г зна-
— - Си
*ения Qmax, Q, AG = — (QH —тепловой
поток, переданный влажным путем), после
несложных преобразований получим:
Smax Д;тах (Ps"ФкРкКрМ'
чде р\ — парциальное давление насыщенного пара при
температуре поверхности продукта;
фк — относительная влажность воздуха;
р"к — парциальное давление насыщенного пара при
температуре воздуха в камере.
Цля режима охлаждения, предложенного Г. Ло-
эентценом ?5], при tK = 0°С, <р к= 87%, w =
= 2 м/с и Т8 = 6,8°С нами получены следую-
дие расчетные значения:
gmax = 2,33, 1= 2 06, A^maI = 17,7°С.
Согласно данным^ [6, 7], при нулевых темпе-
эатурах значение ц можно определить следую-
цим образом:
^=0,654е°.°ЗЗА'.
D)
-де Дд — эквивалентная разность между температурами
влажной поверхности и воздуха, °С.
Из уравнения D) находим, что AD = 5,5. С
другой стороны [6, 7J,
Дп = 0,622 —
г Ps-ФкРк
[ХСр
E)
где ср — теплоемкость воздуха при постоянном
давлении;
р — барометрическое давление.
Из уравнения E) определяем величину \i,
эна равна 1,2. Подставим полученные
результаты в исходное уравнение C):
2,33 17,7G,4 — 0,87-4,58) 1,2
86 ,06 6,8 A5,2 — 0,87.458I,0 ~~" *,0#
С учетом значений величины еб расчетное
уравнение для определения величины усушки в
процессе холодильной обработки мяса можно
представить в следующем виде:
где А — коэффициент, равный для охлаждения Qh/Qc—
=0,8 [3], для замораживания А = g — 1;
Qc — тепловой поток, переданный сухим путем;
Фобщ — общий тепловой поток.
В случае, когда расчет усушки ведется с
учетом тепла, отводимого от продукта (Q0am = Q2)>
необходимо рассчитывать коэффициент
влаговыпадения, отнеся основные расчетные параметры
к температуре поверхности мяса. В этом случае
величина теплопритока Q2 определяется по
формуле
Q2 = GnT>Ai+B(GnpM),
G)
AG =
AQoQmEQ
F)
где Gnp —масса продукта;
At — разность теплосодержаний,
соответствующих начальной и конечной температуре
продукта;
B(GnpAi) — доля тепла, выделенная за счет
биохимических процессов, происходящих в мясе
животных после убоя;
В — коэффициент, учитывающий величину тепла,
выделяемого за счет биохимических
процессов.
В соответствии с данными, приведенными в
работе [3], при продолжительности процесса
охлаждения 12—14 ч величина В составит 8%
от общего тепла, отводимого от охлаждаемого
тела.
Для расчета усушки по количеству тепла,
отводимого приборами охлаждения, следует
использовать коэффициент влаговыпадения,
определенный при температуре поверхности приборов
охлаждения. В этом случае тепло Q0,
отведенное приборами охлаждения за цикл
холодильной обработки, равно
Q0 = kFAfx,
где k — коэффициент теплопередачи приборов
охлаждения;
F—поверхность приборов охлаждения;
АГ — перепад между температурами воздуха камеры
и поверхности приборов охлаждения.
При наличии радиационного теплообмена Q„
общий тепловой поток в расчетной формуле F)
будет равен
Предложенный метод расчета усушки
продуктов в процессе холодильной обработки был
сопоставлен с экспериментальными данными
отечественных и зарубежных исследователей, часть
которых представлена в табл. 3, и отличие их
от расчетных данных укладывается в пределах
10 %.
Предлагаемый метод отличается простотой и
позволяет с достаточной точностью (в пределах
10%) проводить инженерные расчеты без
использования трудно учитываемых коэффициентов
тепло- и массообмена.
42

Таблица 3
Вид холодильной
обработки
Замораживание свинины
10ТИХП]
Замораживание говядины
15]
Охлаждение говядины [5]
То же
Охлаждение свинины
[ОТИХП]
Охлаждение говядины [5]
Параметр
1к. °с
—13
-35
—5,8
0
—5,3
-4,6
ы воздуха камеры
Фк. %
88
90
83
87
95
74
w, м/с
—
2,0
3,0
2,0
0,5-7-0,8
3,0
Значеиие величин, входящих
в расчетное уравнение
^ОбЩ'
кВт
127,6
110,0
28,8
29,5
16,2
29,0
1
1,83
1,093
2,1
2,38
1,8
2,08
Еб
0,45
0,45
0,9
0,9
1,0
0,9
е, кДж/кг
41 116
34 099
4 794
4 329
5 652
4 815
Величина
AG,

расчетная, кг/т
32,7
5,02
14,7
12,8
10,3
14,4
усушки
кг/т

действительная,
кг/т
36
4,7
13,7
11,7
9,2
15,8

Погрешность при

определении
величины AG,
%
+9,1
—6,8
—7,5
—9,4
—12,7
+8,8
Примечание. Масса замороженных (охлажденных) продуктов Gnp равнялась 1 т.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гоголин А. А. Кондиционирование воздуха в
мясной промышленности. М., Пищевая промышленность,
1966.
2. Ч и ж о в Г. Б. Метод расчета усушки при
охлаждении и замораживании пищевых продуктов в воздухе. —
Холодильная техника, 1975, № 9.
3. Ч и ж о в Г. Б. Теплофизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов. AL, Пищевая
промышленность, 1971.
4. Ч у к л и н С. Г., Чумак И. Г. Интенсификация
камерных морозилок. М., Госторгиздат, 1963.
5. Шеффер А. П., Саатчан А. К., Кон-
ч а к о в Г. Д. Интенсификация процессов
охлаждения, замораживания и размораживания мяса. М.,
Пищевая промышленность, 1972.
6. L e v у F. L. — Annexe on Bulletin de 1' IIF, 1970,
№ 1.
7. Levy F. L. — Annexe on Bulletin de 1'IIF, 1974,
№ 3.
8. T a m m W. — Annexe on Bulletin de Г IIF, 1973,
№ 6.
УДК 536.24:664.9.022.1.037
Экспериментальное определение коэффициента теплоотдачи
при замораживании продуктов животного происхождения
Канд. техн. наук И. А. ЛАКОВСКАЯ, Г. Д. ШАБЕТНИК
Московский технологический институт мясной
и молочной промышленности
Н. Э. КАУХЧЕШВИЛИ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Канд. биол. наук Н. Д. СИДОРОВА
Ленинградский мясокомбинат им. С. М. Кирова
За последнее десятилетие наблюдается
интенсивный рост производства быстрозамороженных
продуктов. Создание специализированных
высокоэффективных скороморозильных аппаратов,
предназначенных для быстрого замораживания
полуфабрикатов, готовых блюд, а также эндо-
кринно-ферментного и специального сырья для
производства медпрепаратов, является одной из
главных задач отрасли. Для ее решения
необходимы всесторонние экспериментальные
исследования процессов теплообмена,
характерных для этого метода холодильной обработки
продуктов.
Теоретический и практический интерес
представляют исследования изменения
коэффициентов теплоотдачи объектов замораживания, что
позволит научно обосновать методы расчета,
выбор рациональных схем процесса и принципов
его осуществления.
Авторами экспериментально определены
коэффициенты теплоотдачи биологических объектов
при быстром замораживании в жидком и
газообразном азоте. Замораживали биоматериалы в
газообразном азоте при температурах
охлаждающей среды —30,-60, —90, —120 и —150°С,
погружением в жидкий азот (иммерсионный
способ) и форсуночным распылением жидкого азота
(струйное воздействие), подаваемого под
давлением 0,15 МПа.
В качестве объекта для исследования были
выбраны куски мяса в форме пластины толщиной
20 мм.
43

Эксперименты проведены на установке, схема
оторой показана на рис. 1.
Коэффициент теплоотдачи определяли из
равнения тепл опроводности:
<7 = а0,
ткуда
8 tu — *ср '
где а — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К);
q — плотность теплового потока, Вт/м2;
0—температурный напор, СС;
I» *сР — температура соответственно поверхности
исследуемого образца и охлаждающей среды,°С.
Плотность теплового потока измеряли разра*
отанным в Киевском технологическом инсти-
уте пищевой промышленности датчиком-тепло-
[ером. При иммерсионном замораживании и
труйном воздействии вторичным прибором
служил автоматический электронный потенциометр
>ПП-09МЗ с пределом измерения 0—50 мВ, а
ри замораживании в газообразном азоте —
ХП-4 с пределом измерения 0—10 мВ.
Изменение теплофизических характеристик
епломера под воздействием температуры
окружающей среды учитывали поправочным
коэффициентом
К= 1,7.10"
¦41+ 1,005.
Температуру образцов измеряли с помощью
;ромель-копелевых термопар и потенциометра
)ПП-09МЗ с пределом измерения от +30 до
-200°С.
На рис. 2 показано изменение температуры об-
азца и плотности теплового потока при струй-
ом воздействии жидкого азота.
Зависимость коэффициента теплоотдачи а от
емпературного напора Э при замораживании
бразца в газообразном и жидком азоте, а также
[ри распылении жидкого азота представлена на
>ис. 3.
При расчете теплообменных процессов исполь-
овали интегральный коэффициент теплоотдачи,
начения которого, полученные эксперименталь-
о, приведены ниже:
а,Вт/(м2.К)
[ммерсионное замораживание в жидком азоте 600 E92)
тру иное воздействие жидкого азота 500D82,5)
амораживание в газообразном азоте при
—150
—120
—90
—60
—30
30,0
28,0
26,3
24,0
21,8
При струйном воздействии жидкого азота ко-
ффициент теплоотдачи определяли на орошае-
юй поверхности.
Анализ экспериментальных данных показы-
ает, что в газообразной среде коэффициент теп-
Рис. 1. Схема экспериментальной установки:
/ — регулятор напряжения; 2 — потенциометры ЭПП-09МЗ;
3 — датчик-тепл о мер; 4 — исследуемый образец; 5 — рабочая
камера; 6 — распылительное устройство; 7 — манометр; 8 —
сосуд Дьюара; 9 — весы; 10 — вентилятор.
t,°C
о
-по
-160
496
-200
\
1 It J
¦i
X5
1 ^^
V
Ш6т/мг
50
50
20
10
о
2
8 *С,миН
Рис. 2. Изменение температуры образца и плотности
теплового потока при струйном воздействии жидкого
азота:
/ — температура центра образца; 2 — температура поверхности
образца; 3 — плотность теплового потока.
лоотдачи практически мало зависит от ее
температуры при постоянной скорости движения.
Снижение температуры среды с —30 до —150°С
приводит к увеличению интегрального
коэффициента теплоотдачи всего лишь на 38%.
Интегральный коэффициент теплоотдачи при
струйном воздействии жидкого азота лишь
незначительно ниже, чем при иммерсионном
замораживании в жидком азоте. Это дает
основание считать струйное воздействие более
эффективным способом, так как не требуется
обеспечения специальных мер по технике безопасности
(например, особая изоляция, строгий контроль
уровня жидкого азота и концентрации
кислорода в смеси).
Нельзя не обратить внимание на локальные
максимумы и минимумы коэффициента
теплоотдачи (см., например, рис. 3, б, кривая 2). В
момент погружения продукта в жидкий азот, когда
начинается процесс пузырькового кипения, он
возрастает (а — ft), а затем, когда кипение
переходит в пленочное, — резко снижается (Ь — с).
14

а}Вт/(м2-к)
55
JO
25
&}Вт/(мЧО
10
\?>
\f&7
$
'ХЯ*
9
K^*'
*ж
rx-*v-
\
3
! i
i i
L ?
\
?
\
0 20 W 60 SO WO 120 190 160 BX
Рис. З. Зависимость коэффициента теплоотдачи от
температурного напора при замораживании:
а — в газообразном азоте: / — *ср = — 150°С; 2 — ^ср = — 120°С;
3 - /ср = -90°С; 4 - *ср = -60°С; 5 - гср = -30б;
б — с помощью жидкого азота: 1 — иммерсионный способ;
2 — струйное воздействие.
При охлаждении продукта/,температурный
напор падает, пленочное кипение вновь переходит
в пузырьковое, и, как следствие, увеличивается
800
700
600
500
400
J00
200
d/rs
е
2
L V
/А
Л / °
С
20 60
то 1W
wo е,°с
коэффициент теплоотдачи (с — d). Дальнейшее
уменьшение теплового потока сопровождается
снижением коэффициента теплоотдачи (d — ё).
Полученные значения коэффициента
теплоотдачи использованы при разработке и расчете
криоморозильной установки для
консервирования эндокринно-ферментного и специального
сырья.
УДК 591.436.037:536.63/.б5
Удельная теплоемкость и энтальпия говяжьей печени
Канд. техн. наук В. П. ЛАТЫШЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В справочной литературе [4] приведены
данные по энтальпии для мясных субпродуктов при
температурах от —20 до +40°С, но без указания
в них содержания влаги и жира. По данным [1 ],
содержание влаги только в субпродуктах
крупного рогатого скота колеблется от 67,8 до 82,7 %,
а жира — от 1,2 до 13,7%.
Для определения зависимости удельной
теплоемкости и энтальпии от содержания влаги и жира
и расширения диапазона температуры была
экспериментально определена удельная
теплоемкость говяжьей печени, так как она
составляет около 2 % от массы говяжьих туш и
является одним из важных продуктов питания.
Экспериментальное исследование кудельной
теплоемкости говяжьей печени выполнено на
адиабатической калориметрической установке
ВНИХИ методом порционного подвода тепла [2 ]
при температурах от 142 до 315 К для различных
содержаний влаги и жира. Опытные данные
приведены в таблице. Обозначения и размерность
те же, что и|в формулах.
Удельную теплоемкость продукта
рассчитывали по соотношению
c = cdld+cflf + (\
где cdy Cf, cs
Ь)
Wcs +
d (WmL)
dT
A)
удельная теплоемкость сухих
обезжиренных веществ, жира и льда
соответственно, кДж/(кг-К);
-, If — массовая доля сухих обезжиренных
веществ и жира в говяжьей печени;
W — массовая доля воды в говяжьей печени;
7 — температура, К;
Н^ж — Доля воды, находящейся в жидкой фазе,
от массы печени;
L—удельная теплота льдообразования,
кДж/кг.
cd= —0,5385 + 0,007 69237;
cf= — 0,030 72 + 0,007 0087 +
. 2>2* ,
^ 1 + 0,008 928G — 286,95J "t"
4,28
+ ¦
1 +0,023 36G — 321J
B)
C)
45
07

г, к
Си
т, к
и
т, к
№ = 5,06%,
?/=9,43%
141,47
147,88
176,19
205,16
205,87
206,02
206,30
230,60
231,04
231,56
293,53
293,83
294,15
297,69
297,99
303,42
308,95
309,76
312,53
314,21
314,75
326,15
0,54
0,71
1,11
0,95
1,19
1,11
0,99
1,52
1,59
1,56
2,33
1,95
1,92
2,24
2,13
2,00
2,36
2,26
2,18
2,16
1,95
2,12
№ = 80,00%, ?/ = 2,70%
203,76
204,20
205,27
205,51
206,57
209,16
210,12
211,11
213,64
216,13
217,82
218,37
233,09
234,10
234,45
235,25
240,33
241,59
242,56
254,39
255,03
258,77
,67
,72
,58
,71
,74
,60
58
47
64
62
85
71
93
94
92
95
06
21
2,26
3,43
3,42
3,88
259,50
260,29
264,18
264,79
265,52
266,40
266,67
267,75
268,45
269,18
271,25
271,34
274,85
293,21
294,03
294,80
295,55
310,73
311,51
312,29
3
4
6
6
7
9
11,37
12,20
16,87
22,88
111,88
119,30
88
06
35
95
86
30
14
64
77
34
44
55
55
3,76
cs = 2,1089 + 0,0073947 (Г — 273,15); D)
^ = ^273,15 + AL = 333,604 - (*ж - ie), E)
где im и is — энтальпия воды и льда соответственно,
273,15 273,15
Ы= J cmdT; i8= J c8dT;
T T
cm = 4,2182 — 0,003 388 (T — 273,15) + 0,000 075 53x
XG-213,15J; F)
a
W\k=1
где a и у •
Т'п. в. в"
1 + (a - 1)
• коэффициенты;
ln(y —Гд. в. в)
In (у — Т)
G)
- температура, при которой полностью
выморожена вода.
Коэффициенты уравнения B) найдены методом
наименьших квадратов по опытным данным
настоящей работы (см. таблицу), уравнения C) —
по опытным данным ВНИХИ для говяжьего
жира, уравнений D, 5, 6) приняты такие же,
как и в работе [3].
Коэффициенты уравнения G) определяют
фазовый переход воды из твердой в жидкую фазу,
причем а характеризует закономерность
фазового перехода при низких температурах (—10<
< t < —30°С), у — при субкриоскопических и
зависит от криоскопической температуры (tKp <
<С t < —10°С), а Тд.в.в отражает процесс
вымораживания связанной влаги (t < —40°С).
Коэффициенты а, у и Тивв находили методом
последовательных приближений из условия
минимума суммы квадратов отклонений опытных
значений удельной теплоемкости в области
отрицательных температур от расчетных по
уравнению A).
Найдено, что среднее квадратичное
отклонение для 45 точек, указанных в таблице, равно
0,013 (погрешность 11,4%), причем для 17 точек
квадрат отклонения меньше 0,0036, для 14
точек — от 0,004 до 0,13, для 8 точек — от 0,0131
до 0,025, а для 6 точек — от 0,0251 до 0,078.
Установлено также, что для говяжьей печени
справедливо соотношение
Y = 7kp+1,205, (8>
где Ткр — криоскопическая температура продукта
(начало вымораживания воды).
a = 1,20, Гд. в. в = 77,0.
По найденным коэффициентам а, у и Тп.вв
составлены таблицы, по которым в диапазоне от
77 до 320 К построены с, 71-; i, Г-; со, Т-диа-
граммы (рис. 1—3) для говяжьей печени с
содержанием влаги W = 72,90 % (расчетным содер-
W \
жанием влаги Wp= t » =75,20% и
содержанием жира If = 3,10% (соответствующие
среднему, наиболее типичному составу печени)
и 7кр = 272,14 К.
На рис. 1 искривление линии удельной
теплоемкости печени при температурах выше 273 К
вызвано фазовыми переходами входящего в ее
состав жира.
Долю вымороженной воды от ее общего
количества определяли по соотношению
-1-у.
(9)
с,ф/(кг-К\
160
150
100
70
90
10
х 1
70 110 150 190 250 270 ЩЩ
-205,15-Щ15-Щ15-Щ15-Ц15-5I5 5Щ°С
Рис. 1. Зависимость удельной теплоемкости с говяжьей
печени от температуры.
46
и

1,к/1жЩ 1 I | 1 I"" T~[
600\ \J{\
500\— V\\
щ——————н
щ—Н-Ч—\r-ji—H
ж————j/-\—н
юо\——\У——U
o\>r\ 11111
70 110 150 190 230 270 WW
L 1 I L I I l_J
-Щ15-Щ15-Щ1ЯЗД-Щ5'-3,15-56,ЩТ
Рис. 2. Зависимость энтальпии i говяжьей печени от
температуры.
Применимость изложенного метода расчета
(с учетом состава продукта) удельной
теплоемкости, энтальпии и количества вымороженной
воды проверена в работах ВНИХИ более чем
на десяти пищеЕых продуктах растительного и
животного происхождения. Данный метод
является более точным, чем рекомендуемые в
работах [1, 4, 5], так как учитывает истинные
значения теплоемкостей компонентов в
зависимости-от температуры и влияние фазовых
переходов воды и жира на свойства продукта. Он
рекомендуется для расчета термодинамических
свойств пищевых продуктов в зависимости от
температуры и содержания влаги и жира при
разработке систем автоматизации и
автоматического проектирования технологических
процессов и оборудования.
ш'%\—| | | | | 1~+-4^ 1-—I
8о\ 1 1 ]Ч
60\ 1 1 1 \\\
н—I—1—1————ы——и
20 \ 1 И
О I 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Ц
7/ 97 117 Щ 157 17? 197 2/7 237 257 Т, К\
-196,15-176,15-156,15-156,15 -Щ15 -96,15 -76,15 -56.15 -56,15 -16,151, Г
Рис. 3. Зависимость доли вымороженной воды со
для'говяжьей печени от температуры.
Диаграммы предлагаются для расчетов
процессов и аппаратов холодильной обработки
говяжьей печени при температурах от 77 до 320 К.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Горбатов В. И., Манербергер А. А.
Применение холода в мясной промышленности. М., Пи-
щепромиздат, 1963.
2. Латышев В. П., Озерова Т. М.,
Олене в а Г. Е. Исследование удельной теплоемкости
и энтальпии топленого свиного жира. — Труды
ВНИХИ. Холодильная технология мяса и
мясопродуктов, 1975.
3. Латышев В.П. Исследование удельной
теплоемкости и энтальпии свинины. — Холодильная техника,
1975, № 9.
4. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник, Т. 2. М., Госторгиздат, 1961.
5. Mellor I. D., Sep pings A. H. —Annex.
1976-1 auJBulletin de l'lnstitut International du Froide.

НОВОСТРОЙКИ ПЯТИЛЕТКИ
УДК 621.56/.59:664.8.032
Распределительный холодильник емкостью 18000 т в Алма-Ате
М. Р. КАБЫЛБАЕВ
ГПИ «Казгипроторг»
Проект строящегося в Алма-Ате
распределительного холодильника емкостью 18 000 т
разработан Казгипроторгом в 1976 г.
Холодильник (рис. 1), предназначенный для
хранения мороженого мяса, рыбы, яиц, масла,
сыра и других продуктов, запроектирован в
одноэтажном здании с размерами в плане 96 X
X 233,2 м.
Высота холодильных камер принята 6 м до
выступающих конструкций. Сетка колонн 6X12 м.
Холодильные камеры имеют размеры 12x24,
24X24 и 24x30 м. Из 35 камер 23 предназначены
для хранения мороженых грузов, восемь — для
хранения охлажденных грузов и четыре — для
замораживания продуктов. К продольным
сторонам холодильника примыкают
железнодорожная и автомобильная платформы, а к торцевой —
машинное отделение.
Рис. 1. Распределительный одноэтажный холодильник
емкостью 18 000 т:
/ — камеры хранения охлажденных грузов; 2 — камеры
хранения мороженых грузов; 3 ¦— камеры
накопительно-разгрузочные; 4 — камеры морозильные; 5 — экспедиции; 6 — цех
фасовки; 7 — зарядное отделение; 8 — электролитная; 9 —
агрегатная; 10 — профилакторий; И — тепловой пункт; 12 —
насосная; 13 — машинное отделение; 14 — бытовые и подсобные
помещения; 15 — трансформаторная подстанция; 16 — щитовая
автоматики; 17 — отделение мойки; 18 — весовые; 19 —
коридоры; 20 — железнодорожная платформа; 21 — автомобильная
платформа.

Территория строительства отнесена к
10-балльному сейсмическому району. В связи с этим
согласно РСН-10—70 здание холодильника
решено в стальном каркасе с фермами и связями
индивидуальной разработки и покрытием из
профилированного настила. Прочность и
устойчивость каркаса здания обеспечивается
стеновыми и перегородочными железобетонными
панелями, толщина которых, рассчитанная на
ЭВМ, равна 120 мм. Для теплоизоляции
ограждений принят самозатухающий пенополисти-
рол ПСВ-С. Рельеф участка неровный с
перепадом высот до 5 м и сложными
инженерно-геологическими условиями. Суглинистые грунты
обладают просадочными свойствами. Это
потребовало применить насыпной грунт под
фундаменты, полы и'площадки.
Впервые в районе с 10-балльной
сейсмичностью применены свайные фундаменты. В
процессе строительства они были испытаны на
прочность специализированной лабораторией
оснований и фундаментов Казпромстройниипроекта.
На территории холодильника, кроме основ-
Рис. 2. План застройки территории холодильника:
/ — распределительный холодильник емкостью 18 000 т; 2 —
бытовой корпус; 3 — блок подсобных помещений; 4, 5 —
резервуары для воды емкостью 1000 и 500 м3; 6 — установка для
хлорирования воды; 7 — подземная автоматическая насосная; 8
12 — стоянки автомашин; 9 — распределительный пункт; 10 ~
автовесовая; // _ спортплощадка; 13 — баки-аккумуляторы
емкостью 200 м3; 14 — котельная; 15 — склад аммиака и масел;
16 — конденсаторная; 17 — установка для мазутоснабжения
котельной; 18 — локомотивное депо.
ного здания, размещены бытовой корпус, блок
подсобных помещений, котельная, насосная,
резервуары для воды и другие объекты (рис. 2).
Бытовой корпус с высотой этажа 3,6 м имеет
железобетонный каркас по серии КП-03. Блок
подсобных помещений построен из сборных
железобетонных конструкций с колоннами по
серии КЭ-01-49 и панелями из керамзитобетона.
Теплоснабжение обеспечивается котельной с
двумя котлами ДКВР-4/3 без
пароперегревателей. Теплоноситель — вода с температурой
70—150°С.
На холодильнике предусмотрена комплексная
механизация погрузочно-разгрузочных работ с
максимальным пакетированием грузов.
Затаренные грузы формируются в пакеты на плоских
поддонах, которые транспортируются
электропогрузчиками в холодильные камеры и
устанавливаются в штабеля.
Для формирования пакетов мороженого мяса
и штабелирования используют кондукторы ППГ-
5, ПК-1, трехштыревой захват ППГ-2
электропогрузчика, штыревые контейнеры для
баранины НП-24А, навесные приспособления НП-
80, передвижные подъемные столы СП-2М, стал-
киватели к электропогрузчику.
Охлажденное мясо транспортируют и
складируют в контейнерах типа CK-IX-1.4.
Электрифицированный напольный транспорт
поставляет болгарское объединение «Бал-
канкар».
©©©©©©
<т>

Для фасовки сыра и масла устанавливается
отечественное оборудование.
Аммиачная насосно-циркуляционная система
охлаждения запроектирована на три
температуры кипения: —40, —30 и —12°С. Для
морозильных камер принято воздушное
охлаждение, для камер охлажденных грузов —
смешанное (батареями и подвесными
воздухоохладителями), для камер мороженых грузов —
батарейное (потолочными батареями из оребренных
труб). Оттаивание охлаждающих устройств
предусмотрено горячими парами аммиака, а
подвесных воздухоохладителей, кроме того,
встроенными электронагревателями и орошением водой
(для морозильных камер).
В целях предотвращения замерзания талой
воды в трубопроводах на них спирально навиты
нагревательные элементы (провод типа ПОСХВ).
В компрессорном цехе размещены четыре
автоматизированных двухступенчатых агрегата
типа АД260-7-4 с винтовыми компрессорами в
качестве ступеней низкого давления для работы
на испарительные системы —40 и—30°С (камеры
замораживания и хранения мороженых
продуктов) и два одноступенчатых агрегата А220-2 для
работы на испарительную систему —12°С
(камеры охлажденных грузов). Циркуляционные
ресиверы, аммиачные насосы ЦНГ-68 и
остальное оборудование расположены в аппаратном
отделении. Предусмотрена установка
испарительных конденсаторов ИК-125.
Автоматизированная система холодильных
установок обеспечивает защиту компрессоров от
гидравлического удара и опасных режимов
работы, а также контроль и регулирование
температурных режимов.
Для поддержания температуры грунта под
холодильником не ниже ГС применен
электрообогрев с питанием от трехфазного
трансформатора ТСПК-20 и автоматическим управлением
с помощью машины М-4.
Ниже приведены основные
технико-экономические показатели холодильника:
Общая емкость холодильника, т
В том числе
камер хранения мороженых грузов с
температурой от —20 до —30°С
камер хранения мороженых грузов с
температурой — 20°С
камер хранения охлажденного мяса
камер хранения других охлажденных
продуктов
Расчетное суточное поступление грузов, т
Расчетная суточная выдача грузов, т
Производительность морозильных камер,
т/сут
Продолжительность цикла
замораживания, ч
Потребность в ресурсах:
тепле при расчетной температуре
— 25°С, кВт (тыс. ккал/ч)
воде, м3/сут (м3/ч)
электроэнергии (в год), тыс. кВт-ч
холоде, кВт (тыс. ккал/ч), при
температуре кипения, °С
—12
—30
—40
Сброс сточных вод, м3/сут (м3/ч)
Установленная мощность оборудования,
кВт
Установленная холодопроизводитель-
ность компрессоров, кВт (тыс. ккал/ч),
при температуре кипения, °С
—12
—30
—40
Количество смен в сутки
Общее количество работающих
в том числе в главном корпусе
Максимальное количество работающих в
смену
Строительный объем, м3
в том числе главного корпуса
Площадь застройки, м2
Общая сметная стоимость, тыс. руб.
В том числе
строительно-монтажных работ
оборудования
18 000
1720
13 400
280
2 600
300
427
50
22
6047,6E200)
310 F0)
8 600
-501,2D31)
Л214 A043,8)
-288,4B48)
310 F0)
4 180
-651,3E60)
Л465,4 A260)
-302,4B60)
2
367
265
283
138 640
113 800
30 600
10 106
7 960
1040

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.565.044.1/.049.004.6
Очистка внутренних
поверхностей аппаратов
холодильных агрегатов
Ю. И. ГОЛЬДБЕРГ
Московский специализированный комбинат
холодильного оборудования
При эксплуатации холодильных агрегатов с
воздушным конденсатором и сальниковым
компрессором малой производительности в
ресивере скапливаются продукты коррозии металла,
разложения масла и износа механизма движения
компрессора. Поэтому при ремонте агрегатов
особое внимание уделяют очистке внутренних
поверхностей аппаратов.
После разборки холодильного агрегата на
узлы наружную поверхность конденсаторно-ре-
сиверной группы промывают горячим щелочным
раствором в специальной установке.
Герметичность аппаратов проверяют давлением воздуха
1,5—1,6 МПа в ванне с водой, а обнаруженные
неплотности заваривают.
Московским специализированным
комбинатом холодильного оборудования разработана
технология очистки внутренних поверхностей
аппаратов с использованием органического
моющего средства — хлористого метилена (R30) и
изготовлен стенд (см. рисунок) для промывки
аппаратов и регенерации моющего средства.
В систему промывки входит рабочий бак 7,
отделитель жидкости 6, фильтры грубой и
тонкой очистки 9, 8, насос 13, шланги 10, 15 для
присоединения промываемого аппарата к стенду.
Система регенерации состоит из испарителя 4,
в змеевике которого циркулирует горячая вода
(температура 60—70°С) для выпаривания
моющего средства, конденсатора 3, холодильного
агрегата / и бака 11 для чистого моющего
средства.
Циркуляцию моющего средства в обеих
системах стенда осуществляет вихревой насос
марки ВСН-1М, модифицированный для работы на
R30 (применено торцевое сальниковое
уплотнение с парой трения «сталь-графит»). Стенд
оборудован качающим устройством со столом, на
котором крепится промываемый аппарат. Стол
представляет собой платформу на оси,
соединенную со штоком пневмоцилиндра. К пневмо-
цилиндру подается сжатый воздух давлением
0,6—0,8 МПа через трехходовой кран. Ход
поршня пневмоцилиндра переключается двумя
конечными выключателями. Качающее устройство
повышает эффективность промывки и удаления
загрязненного раствора из ресивера.
Промываемый аппарат подсоединяют к стенду
с помощью шлангов: 15 — к штуцеру
конденсатора (подача моющего средства) и 10 — к
штуцеру жидкостного вентиля ресивера (выход
моющего средства).
Перед промывкой систему проверяют на
плотность по показаниям манометра М2 путем подачи
сжатого воздуха от магистрали через вентиль ВЗ.
Затем закрывают вентиль ВЗ, выпускают
воздух открытием вентиля В2, открывают вентиль
В1 (вентиль В6 открыт) и включают насос 13.
Моющее средство из рабочего бака 7 поступает
в промываемый аппарат и возвращается в бак 7
через фильтры грубой 9 и тонкой 8 очистки.
Время промывки конденсаторно-ресиверной
группы холодильного агрегата типа ФАК —
10—12 мин, типов ИФ-50 и ИФ-56 — 15—20 мин.
По окончании промывки насос и качающее
устройство выключают, вентиль В1 закрывают,
вентиль ВЗ (подачи сжатого воздуха)
постепенно открывают и по указателю уровня следят за
возвратом моющего средства в рабочий бак 7.
Затем, открыв вентиль ВЗ полностью, аппарат
продувают сжатым воздухом в течение 1—2 мин
и вентиль ВЗ закрывают. После снижения
давления до атмосферного вентиль В2 закрывают и
отсоединяют шланг 10 от штуцера жидкостного
вентиля ресивера. К штуцеру жидкостного вен-
о^
Мд
Вода ^^-+-
Моющий растдор
Зоздух
Схема стенда для промывки внутренних поверхностей
конденсатор но-ресиверных групп холодильных агрегатов:
/ — холодильный агрегат ФАК-1,5МЗ; 2 — терморегулирую-
щий вентиль TPB-2M; 3 — конденсатор: 4 — испаритель; 5 —
электроконтактный термометр; 6 — отделитель жидкости;
7 _ рабочий бак; 8 — фильтр металлокерамический (тонкой
очистки); 9 — фильтр грубой очистки; 10, 15 — шланги
присоединения промываемого аппарата к стенду; 11 — бак для
чистого моющего средства; 12 — обратный клапан; 13 — насос
BCH-1M; 14 — промываемая конденсаторно-ресиверная группа;
В1—В8 — запорные вентили; М1—М4 — манометры.
51

тиля ресивера подносят чистый лист бумаги и,
продувая аппарат сжатым воздухом через
вентиль ВЗ, определяют качество промывки конден-
саторно-ресиверной группы. Промытый аппарат
вновь проверяют на герметичность и передают на
участок сборки холодильных агрегатов.
Через каждые 20 циклов промывки моющее
средство регенерируют. Для этого открывают
вентиль В4 (при закрытых вентилях Bl, B5 и
открытом вентиле В6) и включают насос 13 для
подачи моющего средства из рабочего бака 7 в
испаритель 4. Перекачивание моющего средства
контролируют по указателям уровней на
испарителе и рабочем баке. После окончания
перекачки жидкости вентили В4, В6 закрывают,
открывают вентиль В7 подачи горячей воды в
испаритель 4 и включают холодильный агрегат 1.
Пары моющего средства R30 из испарителя
УДК 621.51.041.004.6
Приспособление для снятия
блока цилиндров
компрессоров ФВ6 и ФУ 12
Э. И. ЧЕРНЯВСКИЙ
Череповецкий металлургический завод
Блоки цилиндров компрессоров ФВ6 и ФУ12
крепят к картерам двумя установочными
штифтами и четырнадцатью шпильками М10. Между
блоком цилиндров и картером укладывают па-
ронитовую прокладку.
В процессе работы компрессоров на тяжелых
температурных режимах паронитовая
прокладка настолько пригорает к поверхностям блока
цилиндров и картера, что разнять эти детали при
свернутых гайках можно только с помощью
зубила. При этом повреждается поверхность
разъема блока цилиндров и картера.
Работники завода предложили
приспособление (см. рисунок) для снятия блока цилиндров
с картера компрессора. Оно состоит из
удлиненной гайки 7, винта 5 и контргайки 6.
Блок цилиндров 3 снимают с картера 9
следующим образом. Гайку 7 с контргайкой 6 и
ввернутым до отказа винтом 5 навинчивают на
шпилку 10 (после снятия гаек со всех 14
шпилек), расположенную под приливом 4 блока
цилиндров. Навернув гайку 7 на шпильку 10,
начинают вывертывать винт 5 до тех пор, пока он
своей головкой не упрется в прилив 4, затем
фиксируют винт 5 с помощью контргайки 6.
Аналогичный комплект деталей устанавливают на
шпильку 1. После этого с помощью гаечных
ключей перемещают гайки 7 вверх по резьбе шпилек
10 и 1 на величину 2—3 мм. При этом винты 5
передают усилие на приливы 4 и 2 блока цилинд-
поступают в конденсатор 3, а жидкость стекает
в бак 11. Окончание процесса регенерации
(прекращение выпаривания в испарителе)
определяют по указателю уровня на испарителе.
Холодильный агрегат выключают и закрывают
вентиль В7. Неиспарившийся остаток моющего
средства сливают из испарителя через вентиль В8
и утилизируют.
Схема стенда позволяет во время регенерации
заполнять рабочий бак чистым моющим
средством из бака 11 и одновременно продолжать
промывку следующей партии аппаратов.
Применение R30 обеспечивает высокое
качество очистки внутренних поверхностей конден-
саторно-ресиверных групп. Оставшиеся следы
загрязнений удаляют при обкатке холодильных \
агрегатов на стендах, оснащенных металлокера-
мическими фильтрующими элементами.
Приспособление для снятия блока цилиндров
компрессоров ФВ6 и ФУ12:
/> 10 шпильки; 2, 4 — приливы блока цилиндров; 3 — блок
цилиНдров; 5 — винт; 6 _ контргайка; 7 — гайка; 8 — паро-
нитовая прокладка; 9 — картер компрессора.
ров, вследствие чего блок цилиндров отрывается
от картера. Дальнейшее снятие блока цилиндров
не представляет сложностей и может быть
осуществлено с помощью отвертки, вставляемой в
образовавшийся зазор.
Гайка 7, контргайка 6 и винт 5 имеют размеры
под ключ соответственно 19, 17 и 14 мм.
Внедрение предложения позволило облегчить
процесс снятия блоков цилиндров с картеров
компрессоров и избежать повреждения их
поверхностей.
Предложение внедрено в обжимном цехе
завода в 1977 г.
52

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК 621.565:629.12
Подготовка к швартовным
испытаниям системы судовой
холодильной установки
Г. X. КАСИМОВ, Л. И. ЕВСЕЕВ,
Н. А. БУНДЮК, Д. А. РЕЙХЕЛЬГАУЗ
Широкое внедрение на судах холодильных
установок, работающих на хладагенте R22, вызвало
необходимость выполнения ряда специальных
работ при монтаже, испытаниях, регулировке
и наладке холодильной системы. Важное место
среди них занимает подготовка холодильной
системы и технологической оснастки к
заполнению хладагентом, промывка им системы и
заполнение ее спецификационным количеством
хладагента.
Начинать подготовку к швартовным
испытаниям можно только при наличии следующих
документов: акта испытаний холодильной
системы на плотность избыточным давлением,
протокола испытаний системы на герметичность под
вакуумом, акта проверки качества
хладагента R22.
До начала подготовки холодильной системы
к швартовным испытаниям должны быть:
закончены основные строительные, сварочные
и изоляционные (кроме изоляции фреоновых
трубопроводов) работы в помещениях
холодильной установки, охлаждаемых камерах и местах
расположения фреоновых трубопроводов;
смонтированы и испытаны охлаждающие,
масляные и рассольные трубопроводы холодильной
установки;
проверена система вентиляции в помещениях
холодильной установки;
закончен электромонтаж механизмов и
приборов установки и обеспечена подача
электропитания на судно;
расконсервированы и подготовлены к
действию в соответствии с инструкциями по
эксплуатации все механизмы, аппараты и
приборы.
Перед заполнением холодильной системы
хладагентом необходимо:
установить арматуру системы в положение,
указанное в инструкции по эксплуатации
холодильной установки;
заменить штатные фильтры-осушители
технологическими большего объема;
подать забортную воду на конденсаторы и
маслоохладители;
в зимнее время посредством обогрева создать
тепловую нагрузку на испарители;
провести контрольное взвешивание трех-четы-
рех баллонов с хладагентом из партии — если
их масса соответствует массе, указанной на
бирке баллона, то остальные баллоны этой
партии не взвешивать;
подать специальный контейнер с баллонами
на судно и технологическим трубопроводом
через коллектор подключить баллоны к
приемному патрубку штатной системы.
Заполняют систему хладагентом в следующей
последовательности:
открывают вентили на баллонах и заполняют
технологический трубопровод хладагентом;
вытесняют воздух из технологического
трубопровода, обжимают соединение на приемном
клапане штатной системы и открывают
приемный клапан;
открывают клапаны, соединяющие приемный
трубопровод с отдельными участками штатной
системы и поочередно заполняют их (при этом
система предварительно вакуумируется, а
баллоны находятся под давлением);
после выравнивания давления в баллонах
и системе включают компрессор холодильной
установки на небольшую холодопроизводитель-
ность (около 25%) при закрытом запорном
клапане на главной жидкостной линии (от ресивера)
и заполняют систему хладагентом до давления
порядка 0,2 МПа;
проверяют* герметичность системы течеискате-
лем или галоидной лампой;
продолжают заполнение системы хладагентом
до 75% спецификационного количества, при этом
заполняют каждым компрессорным агрегатом
свой участок системы или одним резервным
компрессором все участки.
Через каждые 3 ч зарядки вскрывают
фильтры-осушители и заменяют абсорбент.
Возможно повторное использование абсорбента после
его прокаливания и просеивания.
После зарядки системы хладагентом до 75%
спецификационного количества систему
промывают в целях очистки ее от загрязнений путем
циркуляции хладагента с помощью штатных
компрессоров.
Чистоту системы контролируют визуально по
чистоте фильтрующего элемента газового
фильтра, который предварительно обвязывают бати
стом в два-три слоя. Чистоту фильтра проверяю!
через каждый час в течение первых трех часов
промывки, а затем через каждые два часа.
Промывка считается законченной, если при
очередном вскрытии фильтра в нем не будет
обнаружено загрязнений.
S3

Одновременно с промывкой холодильную
систему осушают с помощью технологических или
штатных фильтров-осушителей. Абсорбент в нем
заменяют через каждые 3 ч работы.
После промывки и просушки при признаках
ненормальной работы (обмерзает ТРВ) из системы
берут пробу хладагента для определения
содержания в нем влаги. При наличии в хладагенте
влаги более 25 мг/кг анализ повторяют и в
случае получения вторично неудовлетворительного
результата систему дополнительно осушают
путем циркуляции хладагента с помощью штатных
компрессоров через штатные или
технологические фильтры-осушители.
Промытую и осушенную систему заполняют
хладагентом до спецификационного количества,
после чего холодильную установку
останавливают без отсоса хладагента из испарительной
части системы на 2—3 ч и всю систему
проверяют течеискателем или галоидной лампой на
герметичность.
При обнаружении утечек штатными
клапанами от основной системы отсекают участок с
нарушенной герметичностью и устраняют
неплотности с соблюдением мер техники
безопасности.
Подготовка к швартовным испытаниям
холодильных систем, работающих на хладагенте R22,
на судах типа «50 лет СССР» и «Меридиан» по
разработанной технологии подтвердила
правильность принятых решений.
1
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1N06051 B1J375535/25-06 B2) 22.06.76 2E1) F 25
В 31/00; F 04 В 39/02 E3) 621.57.041 G2) Л. И.
Лившиц, Б. А. Сироткин, М. М. Мейлихов, И. М. Зеликов-
ский, В. А. Тихомиров, В. Б. Якобсон, А. С. Крузе,
В. М. Шавра
E4) ХОЛОДИЛЬНЫЙ ПОРШНЕВОЙ КОМПРЕССОР,
содержащий корпус со всасывающей полостью и масло-
отстойником, сообщенным при помощи трубопровода
с масляной ванной, расположенной в нижней части
корпуса, и установленные в корпусе коленчатый вал
с маслоподающим каналом и масляный насос,
отличающийся тем, что, с целью снижения затрат мощности
на смазку, масляный насос установлен в маслоподаю-
щем канале коленчатого вала, а в корпусе выполнено
отверстие, сообщающее маслоотстойник со
всасывающей полостью, и трубопровод, сообщающий масляную
ванну с маслоотстойником, выведен в последнем выше
оси коленчатого вала.
A1) 619762 B1) 2468003/28-13 B2) 21.03.77 2 E1) F
25 D 29/00; F 25 D 11/02 E3) 621.565.923-533.6 G2)
В. П. Воронов, Е. Г. Жупиков, С. Ю. Берсудский,
А. Ф. Надточаев, Г. И. Черняк, Д. И. Шифрина,
Н. И. Цвирко G1) Минский завод холодильников
E4) СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ТЕПЛОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ БЫТОВОГО ХОЛОДИЛЬНИКА,
включающего холодильную камеру и
низкотемпературное отделение, путем измерения этих параметров
в неустановившемся режиме и последующего их
сопоставления с допустимыми значениями и пересчета для
установившегося режима по заранее составленным
зависимостям, отличающийся тем, что, с целью
обеспечения дифференциальной оценки качества отдельных
узлов холодильника, перед измерением параметров
низкотемпературное отделение теплоизолируют от
холодильной камеры, в заданный от начала испытаний
момент времени замеряют температуру воздуха в
низкотемпературном отделении и величину потребляемой
холодильником мощности, затем фиксируют
продолжительность работы холодильника до первого отключения
и достигаемую при этом температуру воздуха в
низкотемпературном отделении.
A1) 606052 B1) 2401352/23-06 B2) 13.09.76 2 E1) F 25
В 39/02 E3) 621.57.048 G2) В. П. Колос, А. И. Рудная
G1) Всесоюзный научно-исследовательский
экспериментально-конструкторский институт электробытовых
машин и приборов
E4) ИСПАРИТЕЛЬ преимущественно для домашних
холодильников, выполненный в виде [-образной
пластины со змеевиком для хладагента, к которому
подключены пароотборники, отличающийся тем, что,
с целью повышения термодинамической эффективности,
пароотборники выполнены в виде системы
параллельных каналов, подсоединенных нижними концами к
горизонтальным участкам змеевика, расположенным
на вертикальной поверхности пластины, а верхними
концами объединены в общий паровой коллектор,
соединенный со змеевиком на его выходном участке,
расположенном на нижней горизонтальной плоскости
пластины.
54

A1N19775 B1) 2412691/29-06 B2) 18.10.76 2 E1) F
28 D 17/00 F. 25 В 9/00 E3) 621.565.94 G2) В. П.
Алексеев, И. И. Караванский, Ю. К. Самойлов, И. Г. Пеше-
хонов G1) Одесский технологический институт
холодильной промышленности
E4) 1. ТЕПЛООБМЕННИК для холодильно-газовой
машины с нестационарными процессами, например
работающей по циклу Стирлинга, содержащий соосно
расположенные втулки и размещенную в кольцевой
полости между ними теплообменную поверхность,
отличающийся тем, что, с целью упрощения изготовления
и повышения надежности, теплообменная поверхность
выполнена в виде блока со сквозными осевыми
каналами для рабочего агента и пазами на боковых
поверхностях.
2. Теплообменник по п. 1, отличающийся тем, что
в осевые каналы помещена насадка.
3. Теплообменник по п. 1, отличающийся тем, что
стенки каналов для рабочего агента снабжены
винтовым оребрением.
(И) 623064 B1) 2167841/29-06 B2) 25.08.75 2 E1) F
24 F 13/08; F 16 К 11/08 E3) 697.92 G2) Е. П. Мазец,
В. П. Бахмуцан, И. Ф. Рыжий, Э. Л. Висько
E4) РЕГУЛЯТОР ВОЗДУШНОГО ПОТОКА В
СИСТЕМАХ ВЕНТИЛЯЦИИ И КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ
ВОЗДУХА, содержащий корпус с воздуховодами, два
из которых подключены к воздухозаборному и возду-
хоприемному помещениям, а. два других — к
всасывающей и нагнетательной полостям вентилятора, и
размещенный в корпусе поворотный клапан, отличающийся
тем, что, с целью повышения надежности путем
обеспечения реверсирования воздушного потока, клапан со
стороны воздуховодов, подключенных к помещениям,
имеет цилиндрическую форму, а со стороны
воздуховодов, подключенных к вентилятору, — коническую
часть, сечение которой в основании имеет диаметр,
превышающий удвоенный диаметр воздуховода,
подключенного к всасывающей полости вентилятора.
(И) 623068 F1) 615336 B1) 2478514/23-06 B2) 22.04.77
2 E1) F 25 В 21/02 E3) 537.32 G2) Г. Л. Серебряный,
Ю. Д. Николаев, В. И. Пешель, И. В. Андреев, Ю. И. Пе-
келис, Н. А. Пиленко G1) Научно-исследовательский
и экспериментальный институт автомобильного
электрооборудования и автоприборов
E4) ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ХОЛОДИЛЬНИК
по авт. св. № 615336, отличающийся тем, что, с целью
улучшения обслуживания, термоэлектрическая
батарея снабжена контактным выключателем, контакты
которого размещены на соприкасающихся
поверхностях холодильной камеры и крышки корпуса.
A1) 623069 B1) 2411842/23-06 B2) 08.10.76 2 E1) F
25 В 43/04 E3) 621.57.049.2 G2) В. Л. Белышев G1)
Институт химии АН Таджикской ССР
E4) АВТОМАТИЧЕСКИЙ ВОЗДУХООТДЕЛИТЕЛЬ
преимущественно для холодильных машин, содержащий
цилиндрический корпус с крышкой и охлаждающей
рубашкой, подключенной к трубопроводу отсоса паров,
патрубок подвода паровоздушной смеси с регулятором,
снабженным термочувствительной системой, и
патрубок отвода воздуха, отличающийся тем, что, с целью
повышения производительности и качества отделения
воздуха, полость охлаждающей рубашки сообщена с
полостью корпуса через днище последнего,
термочувствительная система выполнена проточного типа и
подключена к трубопроводу отсоса паров, а патрубок
отвода воздуха снабжен краном, установленным на
регуляторе.
A1) 623070 B1) 2095013/23-06 B2) 09.01.75 2 E1) F 25
В 45/00 E3) 621.574 G2) А. 3. Ломако
E4) СПОСОБ ДОЗИРОВАННОГО ЗАПОЛНЕНИЯ
ХЛАДАГЕНТОМ КОМПРЕССИОННЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ, например бытовых
холодильников, включающий их предварительное вакуумирование
и последующий ввод хладагента, отличающийся тем,
что, с целью упрощения процесса и повышения точности
дозирования, хладагент вводят в газообразном
состоянии при работающем компрессоре агрегата из
магистрали с давлением, соответствующим температуре кипения
в испарителе в рабочем режиме, а заполнение ведут до
достижения в испарителе давления, равного давлению
в магистрали.
A1) 623071 B1) 2474379/23-06 B2) 15.04.77 2 E1) F 25
В 45/00//F 17 С 5/02 E3) 621.798.3:621.564 G2) М. В.
Бирюков, М. Д. Трещалин, И. В. Питерская G1)
Государственный всесоюзный ордена Трудового
Красного Знамени научно-исследовательский
технологический институт ремонта и эксплуатации
машинно-тракторного парка
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАПРАВКИ
ХЛАДАГЕНТОМ ГЕРМЕТИЧНОЙ ЕМКОСТИ, содержащее бак
с хладагентом, аккумулятор с инертным сжатым газом
и соединительные трубопроводы между баком,
аккумулятором и заправочной емкостью, отличающееся
тем, что, с целью удаления из хладагента влаги путем
продувания его инертным газом, в нижней части бака
размещен перфорированный коллектор, подключенный
к соединительному трубопроводу, связанному с
аккумулятором.
(И) 623072 B1) 2477956/23-06 B2) 21.04.77 2 E1) F 25
В 45/00; F 17 С 5/02 E3) 621.565.4-543.3 G2) Ю. И. Гав-
рилин, В. Т. Хрущ
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ПОДДЕРЖАНИЯ УРОВНЯ
ЖИДКОГО АЗОТА В ЕМКОСТИ, содержащее
снабженный электронагревателем сосуд Дьюара,
сообщенный трубопроводом с емкостью, в которой размещена
чувствительная часть блока управления,
подключенного вторичной цепью к электронагревателю,
отличающееся тем, что, с целью поддержания постоянного
уровня в емкости, устройство снабжено программным
реле, включенным во вторичную цепь между
электронагревателем и блоком управления, а последний
выполнен в виде реле.
A1) 625102 B1) 2458579/23-06B2H1.03.77 2 E1) F 25
В 31/02 E3) 621.57.041 G2) В. Д. Ельчанинов,
Н. Я. Обухов, Д. А. Шаповалов
E4) ХОЛОДИЛЬНЫЙ ГЕРМЕТИЧНЫЙ
КОМПРЕССОР, содержащий встроенный электродвигатель со
статором в виде пакета металлических листов с изоля-
55

ционными прослойками и обмоткой, клеммы питания
электродвигателя током и устройство для его
автоматического отключения, отличающийся тем, что, с целью
повышения эксплуатационной надежности, устройство
автоматического отключения электродвигателя
выполнено в виде контактной пары с верхним и нижним
контактами, соединенной с наружным металлическим
листом пакета, верхний контакт которой подключен через
биметаллическую пластину к обмотке статора, а
нижний — к одной из клемм.
A1) 626340 B1) 2387899/29-06 B2) 21.07.76 2 E1) F 28
D 7/10 E3) 621.565.94 G2) П. А. Андреев, Б. Л. Пас-
карь, В. В. Стеклов, Г. Э. Стеклова, Е. С. Левин,
Б. Ф. Вакуленко
E4) 1. ТЕПЛООБМЕННИК, содержащий кожух с
входными и выходными патрубками, теплообменный
пучок из труб, расположенных одна внутри другой
и закрепленных в трубных решетках, отличающийся
тем, что, с целью повышения технологичности,
внутренние трубы снабжены дополнительной трубной
решеткой, установленной по скользящей посадке.
2. Теплообменник по п. 1, отличающийся тем, что,
с целью ограничения продольного перемещения,
дополнительная и основная трубные решетки внутренних
труб соединены одна с другой по периметру с
помощью связок.
A1) 626330 B1) 2126402/28-13 B2) 14.04.75 2 E1) F 25
D 7/00 E3) 621.565.58 G2) И. М. Блинчевский
E4) 1. КОНТЕЙНЕР ДЛ51 ХРАНЕНИЯ ВЕЩЕСТВ
ИЛИ ПРОДУКТОВ, содержащий корпус и крышку
с двойными стенками, образующими межстенные
герметичные полости, отличающийся тем, что, с целью
улучшения условий охлаждения веществ и продуктов,
не допускающих контакта с внешней средой в процессе
охлаждения и последующего хранения, внутренние
стенки корпуса со стороны межстенной полости
покрыты пористым материалом, имеющим выступы,
обращенные в сторону наружной стенки контейнера, а в
полость введен теплоноситель, например фреон-113.
2. Контейнер по п. 1, отличающийся тем, что
теплоноситель введен и в межстенную полость крышки.
A1) 626318 B1) 2471754/29-06 B2) 04.04.77 2 E1) F 24
F 1/02; F25 В 11/00 E3) 628.84 G2) А. В. Страшев-
ский G1) Центральный научно-исследовательский и
проектно-экспериментальный институт промышленных
зданий и сооружений
E4) УСТАНОВКА КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ
ВОЗДУХА, содержащая корпус и последовательно
размещенные в нем по ходу воздуха компрессор с приводом,
теплообменник с патрубками подвода и отвода
охлаждающей среды и детандер, отличающаяся тем, что,
с целью повышения компактности при одновременном
обеспечении автономности работы установки, она
дополнительно содержит обечайку, присоединенную к
патрубку отвода среды из теплообменника,
вентиляторное лопаточное колесо и направляющий аппарат,
причем компрессор размещен внутри обечайки и выполнен
биротационным, вентиляторное колесо прикреплено
к внешней поверхности наружного ротора
компрессора, а направляющий аппарат размещен на входе среды
в вентиляторное колесо.
(И) 623067 F1) 527569 B1) 2477687/23-06 B2) 20.04.77
2E1) F 25 В 9/00 E3) 621.565.83 G2) А. Д. Суслов,
В. Б. Полтараус, Д. Г. Гостев G1) Московское ордена
Ленина и ордена Трудового Красного Знамени высшее
техническое училище им. Н. Э. Баумана
E4) ОХЛАЖДАЮЩЕЕ УСТРОЙСТВО по авт. св.
№ 527569, отличающееся тем, что, с целью снижения
уровня достигаемых температур, между
распределителем и рабочим объемом постоянной величины
установлены последовательно регенератор и
теплообменник нагрузки.
A1) 626341 B1) 2471545/29-06 01.04.77 2 E1) F 28
D 9/00 E3) 621.565.944 G2) Р. К. Никульшин,
Е. Ф. Петриман, Д. А. Боскис, Б. В. Федоренко,
А. В. Копцев, И. С. Поповский G1) Одесский завод
лабораторного оборудования
E4) ЛИСТОТРУБНЫЙ ТЕПЛООБМЕННИК,
содержащий пластины с трубчатыми каналами,
соединенными в пакет с образованием щелевых каналов между
пластинами, отличающийся тем, что, с целью
обеспечения интенсификации теплообмена, трубчатые каналы
имеют каплевидные сечения и расположены
относительно каналов в смежных пластинах в коридорном
порядке с образованием диффузорно-конфузорного
профиля щелевых каналов.
A1) 626342 B1J464485/29-06B2) 21.03.77 2 E1) F 28
D 11/06 E3) 621.565.94G2) М. М. Вевиоровский,
И. А. Прянишникова, А. А. Шмидт G1) Московский
филиал Всесоюзного научно-исследовательского
института жиров
E4) ТЕПЛООБМЕННИК, содержащий кожух с
патрубками ввода и вывода теплоносителей, размещенный
в кожухе полый вал с продольной перегородкой и
установленные на нем полые диски, сообщающиеся с
полостью вала, отличающийся тем, что, с целью
интенсификации теплообмена, теплообменник дополнительно
содержит привод колебательных движений,
установленный на валу, и насосные колеса, размещенные между
дисками, выполненные в виде колец и радиальных
пластин, укрепленных на валу через одну и расположенных
вдоль вала между кольцами.
A1) 626344 B1) 2471260/29-06 B2) 14.04.77 2E1) F 28
D 15/00 E3) 621.565.58 G2) Э. А. Мусиенко
А. И. Строжков, В. И. Лашко
E4) ТЕПЛОВАЯ ТРУБА, содержащая частично
заполненный теплоносителем герметичный трубчатый
корпус, внутри которого размещена спиральная лента
из капиллярно-пористого материала, отличающаяся
тем, что, с целью повышения надежности работы в
условиях нестационарных тепловых нагрузок, корпус
выполнен из спиральной ленты, кромки витков ленты
из капиллярно-пористого материала отогнуты,
заведены между кромками смежных витков ленты,
образующей корпус, и соединены между собой и с корпусом
преимущественно сваркой, а между корпусом и лентой
из капиллярно-пористого материала помещен
дополнительный слой из капиллярно-пористого материала.
2. Труба по п. 1, отличающаяся тем, что ширина
дополнительного слоя равна расстоянию между
отогнутыми кромками ленты из капиллярно-пористого
материала.
3. Труба по п. 1, отличающаяся тем, что
дополнительный слой установлен у отогнутых кромок и его
ширина составляет 0,1—0,4 от расстояния между
последними.
56

A1) 626343 B1) 2466560/29-06 B2) 28.03.77 2 E1) F 28
D 15/00 E3) 621.565.58 G2) Л. М. Молдавский,
Ю. М. Богданов G1)АИнститут прикладной физики
АН Молдавской ССР
E4) ТЕПЛОВАЯ ТРУБА, содержащая корпус с зоной
испарения и зоной конденсации, заполненными
капиллярно-пористым наполнителем и соединенными с
помощью капиллярной артерии, отличающаяся тем, что,
с целью увеличения удельного теплового потока, зона
конденсации выполнена в виде сверхзвукового сопла,
а артерия вынесена за пределы корпуса.
A1) 628389 B1) 2444229/28-06 B2) 17.01.77 2 E1)
F 25 D 3/10; F 25 В 19/02 E3) 621.57.048 G2) Г. Г. Дер-
кач, Э. А. Реммерт, Г. В.'Юдина, Б. А. Козыков
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА
преимущественно для термической обработки изделий, содержащая
термоизолированную камеру с расположенным в ней
вентилятором и сообщающийся с ней резервуар,
заполненный хладагентом и покрытый теплоизоляцией,
отличающаяся тем, что, с целью повышения ее
экономичности и улучшения регулирования температуры,
внутри "камеры установлен испаритель в виде
воронкообразной емкости, соединенной в'нижней части с
резервуаром, а последний установлен с возможностью
вертикального перемещения относительно камеры.
A1) 626329 B1) 2436214/23-06 B2) 27.12.76 2 E1) F 25
В 39/02; F 28 D 5/00 E3) 621.57.048 G2) 3. П.
Медведев, А. В. Чернышев
E4) 1. ИСПАРИТЕЛЬ, содержащий корпус с
раздающим и собирающим коллекторами для теплоносителя,
к которым подключены пучки труб, покрытые снаружи
гидрофильным материалом, и распределитель для
хладагента, расположенный в межтрубном пространстве
между пучками, отличающийся тем, что, с целью
повышения эксплуатационной надежности, распределитель
выполнен в виде параллельно расположенных
гофрированных пластин с выемками, охватывающими часть
поверхности труб соответствующего пучка, и с
выступами, имеющими на вершинах отверстия.
2. Испаритель по п. 1, отличающийся тем, что
выемки гофрированных пластин в местах контакта с трубами
пучков покрыты гидрофильной теплопроводной пастой.
3. Испаритель по п. 1, отличающийся тем, что
гофрированные пластины со стороны, противоположной
трубам пучка, покрыты гидрофобным материалом.
4. Испаритель по п. 1, отличающийся тем, что между
гофрированными пластинами распределителя
помещена перфорированная проставка в виде
прямоугольного гофра из поверхностно-активного материала.
ХРОНИКА
К 70-летию Виктора
Григорьевича Сахарова
Исполнилось 70 лет одному из старейших работников
холодильной промышленности Виктору Григорьевичу
Сахарову, посвятившему 47 лет работе в области
холодильной техники.
По окончании холодильного факультета
Московского института сельскохозяйственного машиностроения
им. М. И. Калинина В. Г. Сахаров с 1931 по 1963 г.
работал в Гипрохолоде над проектированием
распределительных холодильников, фабрик мороженого и других
холодильных предприятий.
Он принимал участие в проектировании и монтаже
оборудования самой крупной в нашей стране фабрики
мороженого Мосхладокомбината № 8, а также в
разработке проектов расширения и реконструкции
московских холодильников № 7, 9 и 10, ленинградского № 6,
холодильников в Одессе, Ростове и других городах.
С 1963 по 1971 г. В. Г. Сахаров работал главным
специалистом и ведущим экспертом в Управлении
проектирования и капитального строительства Министерства
торговли СССР.
В. Г. Сахаров является одним из первых в СССР
проектировщиков искусственных ледяных катков. Много
энергии им было отдано совершенствованию
технических решений стационарных катков в Москве (Дворцы
спорта в Лужниках и ЦСКА), а также в Воскресенске,
Минске, Вильнюсе и других городах. При его участии
разрабатывался проект первого в Союзе передвижного
сборно-разборного катка для балета на льду.
В журнале «Холодильная техника» В. Г. Сахаровым
был помещен ряд статей по вопросам проектирования.
Он участвовал в составлении первого издания
энциклопедического справочника «Холодильная техника».
С 1972 по 1976 г. В. Г. Сахаров работал во
Всесоюзном научно-исследовательском институте мясной
промышленности по внедрению на мясокомбинатах новой
техники для быстрого замораживания мясопродуктов.
В настоящее время он, будучи сотрудником
Центрального спортивного клуба армии, принимает участие
в строительстве нового хладоцентра и тренировочных
катков.
Длительный период В. Г. Сахаров ведет дипломное
проектирование в Московском
механико-технологическом техникуме мясной и холодильной
промышленности, а также в Московском техникуме общественного
питания.
В. Г. Сахаров — участник Великой Отечественной
войны, имеет правительственные награды.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют Виктора Григорьевича
Сахарова с юбилеем и желают ему здоровья и
дальнейшей плодотворной работы.
57

КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
УДК 621.57.004:629.12@49.3)
Полезная книга
Абдульманов X. Л. Судовые холодильные машины и их эксплуатация.
М., Пищевая промышленность, 1978, 18 печ. л., тираж 12000 экз. Цена
65 к.
Быстрый количественный и качественный рост
рефрижераторного флота требует увеличения выпуска
квалифицированного обслуживающего персонала.
Рецензируемое учебное пособие поможет машинистам
холодильных установок лучше изучить конструкции
компрессоров и аппаратов, правила их эксплуатации,
понять физический смысл процессов, протекающих
в холодильной машине.
Книга отвечает современным требованиям к учебным
пособиям и соответствует учебной программе. Она
состоит из двенадцати глав и трех приложений.
В первой главе описаны способы получения низких
температур, схемы и циклы одно- и двухступенчатых
паровых холодильных машин, теоретические основы
их работы и свойства хладагентов. Однако следует
отметить допущенную неточность в определении
температуры перегрева на линии всасывания.
Действительная величина перегрева устанавливается в зависимости
от длины трубопровода и состояния изоляции. В этой
главе целесообразно было бы показать величины
перегрева при применении различных фреонов.
Следующие три главы посвящены рассмотрению
типов и конструкций холодильных компрессоров,
применяемых на судах рыбной промышленности,
основных теплообменных и вспомогательных аппаратов
холодильных машин и установок. Излишне много
внимания уделено описанию работы аммиачных
маслоотделителей, а также схем включения
воздухоотделителей (с. 101 —117). В выражении: «Картеры и блок-
картеры находятся при работе под давлением паров
холодильного агента» (с. 45) — следовало бы сказать
более четко, каких паров, откуда они поступают, а
фраза: «... с целью интенсификации теплопередачи
наружную поверхность труб оребряют» (с. 99) — не
отражает физической сущности процесса интенсификации, так
как оребрение увеличивает поверхность теплоотвода.
Глава пятая содержит классификацию и
характеристику способов охлаждения рефрижераторных судов,
а также технико-экономическое сравнение способов
охлаждения.
В шестой главе излагаются условия работы судовой
изоляции, основные свойства и характеристики
изоляционных материалов, конструкции судовой
изоляции. Эту главу следовало бы дать в конце книги,
так как помещение ее перед главами седьмой и
восьмой, рассматривающими схемы холодильных
установок и конструкции холодильного технологического
оборудования, нарушает последовательность
изложения материала.
Основы эксплуатации судовых холодильных
установок раскрыты в девятой главе. В ней излагаются
обязанности обслуживающего персонала, порядок
подготовки холодильной установки к работе и ее
обслуживанию, регулирование режима работы, возможные
неисправности и их устранение. Здесь необходимо было
бы остановиться на описании основных приборов
автоматики и их обслуживании. В разделе «Обслуживание
винтового компрессорного агрегата» (с. 240) не совсем
понятно выражение: «...тонкость очистки
всасываемого в компрессор холодильного агента должна
составлять 0,2 мм». Каким образом можно обеспечить и чем
контролировать тонкость очистки, не сказано. То же
самое относится и к выражению «тонкость очистки
масла». Видимо, подразумевается тонкость очистки на
фильтрах.
В главе одиннадцатой рассмотрены основные
правила по технике безопасности при эксплуатации
судовых холодильных установок.
Положительным является включение в пособие
разделов: «Кондиционирование воздуха на судах» (глава
десятая) и «Лабораторный практикум» (глава
двенадцатая).
Контрольные вопросы, помещенные в конце каждой
главы, помогут усвоению материала. Не вызывает
сомнений полезность приведенных примеров расчетов.
С методической точки зрения главу десятую
«Кондиционирование воздуха на судах» лучше было бы
поместить после глав, где излагаются основы
эксплуатации судовых холодильных установок и техники
безопасности при их эксплуатации.
Имеются замечания по терминологии и
обозначениям. Например, термин «температура кипения
холодильного агента» чередуется с термином «температура
испарения», во всех формулах плотность вещества обо-
значется р, а на с. 170—у.
Кроме того, встречаются некоторые мелкие
опечатки, например, на с. 32 в разделе 7 приведена формула
G = QjpQ, а правильно G = Q0/<7o*» не проставлен знак
минус перед температурой кипения фреона-22 —40,8°С
(с. 13); на с. 10 удельный объем всасываемого пара
вместо v обозначен V.
Все отмеченные недостатки не умаляют ценности
книги, которая является нужным пособием для
учащихся технических училищ, готовящих кадры
машинистов холодильных установок, а также полезна для
широкого круга работников, занимающихся
эксплуатацией судовых холодильных установок.
Канд. техн. наук Н. И. МИРМОВ
Архангельский лесотехнический институт
58

В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ
СТРАНАХ
УДК 628.84:622.4
Агрегат для охлаждения
шахтного воздуха
Я. ШАЛЫ, 3. ЧЕЙКА
ЧССР
С углублением подземных выработок угля возникает
проблема поддержания качества рабочей среды,
решаемая путем проветривания или кондиционирования
воздуха. Чем глубже пласт, тем выше температура
грунта. Геотермический градиент (т. е. прирост
температуры грунта на 100 м глубины под поверхностью
земли) изменяется от 1 до 10°С в зависимости от
характера горных пород (наличия горячих минеральных
источников и др.). Обмен свежего воздуха обеспечивает
интенсивное проветривание шахт, однако на больших
глубинах этот способ является недостаточным. В этом
случае необходимо искусственное охлаждение рабочей
среды или кондиционирование воздуха. Для высокого
значения геотермического градиента глубина добычи
сырья не является решающей, так как даже на
относительно небольшой глубине температура воздуха
доходит до 40°С, причем относительная влажность его
из-за наличия грунтовых вод приближается к 100%.
Для кондиционирования воздуха может быть
использована стационарная холодильная установка,
расположенная постоянно вблизи от рабочего участка,
или же передвижная холодильная установка,
следующая за фронтом работ. Обе системы обладают
преимуществами и недостатками, вытекающими из характера
режима работы и требований, предъявляемых к
площади установки, распределительной системе хладоно-
сителей и др.
Воздух охлаждается и частично осушается с
помощью воздухоохладителей, устанавливаемых по
возможности ближе к месту выработки угля.
Температура поверхности воздухоохладителя
изменяется в небольшом диапазоне, следовательно,
снижение температуры воздуха зависит от требуемых
параметров шахтного воздуха. Из воздухоохладителя
отводится насыщенный влагой воздух и вытекает
конденсированная вода.
В ЧССР для охлаждения шахтного воздуха
применяется стационарный холодильный агрегат типа
BWW80D, выпускаемый заводом ЧКД-Хоцень. Он
входит в состав комплектной холодильной установки
типа SCHZ1, предназначенной для косвенного
охлаждения шахтного воздуха. Помимо холодильного
агрегата, в холодильную установку входят
воздухоохладитель шахтного воздуха и испарительный водоохла-
дитель типа WWA200. Агрегат, имеющий водяной
конденсатор, охлаждает воду, подаваемую в
воздухоохладители.
Агрегат BWW80D имеет взрывозащитное
исполнение. Достоинством агрегата является компактность.
Сборка и испытание его проводятся2на^заводе-изгото-
вителе»
При конструировании учтены некоторые важные
требования, вытекающие из условий работы в шахтах.
Размеры соответствуют стандартным размерам
шахтного оборудования (в частности, подъемных клетей).
Большую жесткость узлов и защиту их, особенно во
время транспортировки, обеспечивает рама, в которую
заключен агрегат, представляющая собой несущий
элемент. Скос верхней части рамы удовлетворяет
условиям транспортировки в шахтах, особенно при
прохождении кривых, и имеет эстетический характер.
Рис. 1. Водоохлаждающий агрегат BWW80D:
/ — приборный щит; 2 — компрессор со встроенным
электродвигателем; 3 — рама; 4 — испаритель; 5 — водяной
конденсатор.
600
59

Основные узлы агрегата показаны на рис. 1, схема
холодильных трубопроводов — на рис. 2. На рис. 3
показана установка агрегата в шахте.
Агрегат BWW80D работает в полуавтоматическом
эежиме. Пуск и остановка проводятся вручную.
Автоматическая защита предохраняет от аварийных
состояний: превышения давления конденсации, падения
давления всасывания, снижения давления смазочного
пасла, замерзания испарителя, повышения
температуры охлаждаемой воды. От перегрузки
электродвигателя и работы компрессора влажным ходом агрегат
защищен терморегулирующим расширительным венти-
1ем с ограничением давления; от переполнения испа-
)ителя при выключении электродвигателя
компрессора — магнитным вентилем, заключенным в прочный
$зрывозащитный кожух; от опасного подъема давле-
1ия — предохранительным клапаном.
Высокое качество применяемых приборов гаранти-
>ует надежную работу агрегата.
Номинальная холодопроизводительность агрегата
SWW80D при охлаждении 20 м3/ч воды с начальной
емпературой 15°С составляет 100 кВт при температуре
:онденсации 50°С.
Агрегат снабжен^ восьмицилиндровым бессальни-
:овым компрессором^со встроенным электродвигателем
ютребляемой мощностью 35 кВт.
Теплообменная поверхность кожухотрубного испа-
ителя, в котором охлаждается вода, образована пуч-
:ом медных трубок с внутренним оребрением. Конден-
ационное тепло отводится в кожухотрубном конден-
аторе с водяным охлаждением, приспособленном к ра-
оте на проточной и рециркуляционной воде при дав-
ении до 1,6 МПа A6 кгс/см2). Агрегат снабжен также
эплообменником, который за счет переохлаждения
:идкого хладагента из конденсатора увеличивает
олодопроизводительность агрегата максимально на
0%.
Обратное охлаждение конденсаторной воды обеспе-
явается испарительными водоохладителями типа
fWA200 производства того же завода. Они отводят
энденсационное тепло из конденсаторов двух агрега-
>в BWW80D при температуре воздуха до 30°С. Водо-
сладитель выполнен в виде пластинчатой теплообмен-
эй поверхности, которая на стороне воздуха орошает-
i водой с целью увеличения эффективности теплопе-
здачи при движении воздуха через ребристую поверх-
эсть. Теплообменная поверхность образована пучком
ильных трубок, на которые надеты прямоугольные
ильные пластины (все элементы соединены путем оцин-
эвкн). Кроме теплообменной поверхности, испари-
;льный водоохладитель включает орошающее устрой-
'во и сепаратор капель, которые жестко соединены
несущей частью — поддоном для сбора разбрызги-
1емой воды. Орошающее устройство обеспечивает
зрошее увлажнение теплообменной поверхности при
)мощи водяного насоса, подающего воду из поддона
>доохладителя. Унос водяных капель с теплообменной
)верхности предотвращает сепаратор капель, распо-
)женный перед входом в осевой вентилятор, создаю-
ий движение воздуха в аппарате.
Помимо косвенного (водяного) охлаждения, исполь-
гемого в установке SCHZ1, можно применять также
^посредственное охлаждение шахтного воздуха хлад-
ентом. В этом случае холодильную установку необ-
>димо располагать в непосредственной близости от
ахтного воздухоохладителя и соединять их в один
регат с помощью упругих элементов. При раздельной
: установке деформация грунта в местах расположе-
[я воздухоохладителя! и холодильной машины может
здать опасность нарушения герметичности контура
утечки хладагента.
В дальнейшем предполагается создать холодиль-
ш агрегат с конденсатором воздушного охлаждения,
-'вода
Рис. 2. Схема холодильных трубопроводов водоохлаж-
дающего агрегата BWW80D:
1 — компрессор; 2 — конденсатор; 3 — осушитель хладагента;
4 — регенеративный теплообменник; 5 — испаритель.
Рис . 3. Установка агрегатов BWW80D в шахте.
о

который может быть включен в агрегат, а также быть
выносным. Воздух, отводящий конденсационное тепло,
следует забирать и отводить на достаточном
расстоянии от места потребления холода во избежание
вредного нагревания шахтного воздуха. Из этого следуют
два варианта холодильных установок:
установка с непосредственным охлаждением
шахтного воздуха в агрегате, состоящем из
воздухоохладителя и компрессора, укрепленных на общей раме, и с
отводом конденсационного тепла при помощи воды;
установка, представляющая собой агрегат, который
состоит из компрессора, испарителя для охлаждения
хладоносителя и конденсатора воздушного
охлаждения. Агрегат должен быть установлен на достаточном
расстоянии от места потребления холода с тем, чтобы
для конденсаторов имелось достаточное количество
воздуха соответствующей температуры. Хладоноси-
тель подводится в шахтные воздухоохладители по
трубопроводу, который обычно не нуждается в строгой
герметичности системы.
В настоящее время кондиционирование шахтного
воздуха все чаще применяется независимо от системы
охлаждения. Кондиционирование воздуха в горном
деле становится неизбежной частью рабочего процесса
при добыче угля, руд, драгоценных металлов и других
ископаемых, добываемых подземным способом.
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.565.049
Новые фильтры для
холодильных установок
А. И. ШУВАЛОВ, Ю. Е. КАШКИНА
Московский завод холодильного
оборудования «Компрессор»
Для защиты приборов автоматики, регулирующих
подачу жидкого хладагента в испарительные аппараты,
в аммиачных и фреоновых холодильных системах,
установках и машинах используют сетчатые фильтры.
До настоящего времени сетчатые фильтры
выпускались московским заводом холодильного оборудования
«Компрессор» в чугунных корпусах и отличались
значительной металлоемкостью, рядом эксплуатационных
недостатков, трудоемкостью в изготовлении.
В 1976 г. на заводе «Компрессор» взамен чугунных
фильтров была разработана градация стальных
жидкостных фильтров для аммиака и хладона шести
типоразмеров: 15Ф, 20Ф, 25Ф, ЗОФ, 40Ф, 50Ф — с
условными проходами Dy соответственно 15, 20, 25, 32, 40,
50 мм.
Серийное изготовление новых фильтров началось
с 1977 г. В настоящее время освоено производство
стальных фильтров всех типоразмеров.
Корпус нового фильтра выполнен в виде бесшовного
стального патрубка. Внутрь корпуса вставлено на
прокладках фильтрующее устройство, представляющее
собой металлический каркас из перфорированного
листа толщиной 0,8—1 мм с отверстиями диаметром
10 мм, на котором крепится мелкая фильтрующая сетка
С120 (ГОСТ 3187—65). Корпус закрывается
сквозными шпильками. Отверстия во фланцах глушатся
деревянными пробками. В таком виде фильтр поставляется
потребителю.
Основные массо-габаритные характеристики новых
фильтров приведены в Таблице и на рис. 1.
На месте эксплуатации фильтр монтируют в
трубопровод посредством приварки фланцев, которые
становятся элементами трубопровода. Фильтр должен быть
установлен так, чтобы jTiotok жидкого хладагента был
направлен на сетку.
Схема установки фильтра в системе показана на
рис. 2.
«е-
2 к
15Ф
20Ф
25Ф
ЗОФ
40Ф
50Ф
Основные параметры, мм
(см. рис. 1)
Dy
15
20
25
32
40
50
D
45
57
57
57
89
L
180
220
220
220
280
в
100
112
112
112
160
ьг
155
195
195
195
245
Масса, кг
общая
1,9
3,4
3,3
3,2
8,2
7,8
корпуса
0,39
0,7
0,7
0,7
1,62
1,62
ДЛЯ15Ч3
Для 209 -509
Рис. 1. Основные габаритные'параметры стальных
фильтров новой градации.
26
6i

От конденсатора.
К испарителю
Спусн хладагента
Рис. 2. Схема установки^фильтра в системе:
1 — вентиль регулирующий; 2
тиль запорный; 5 — вентиль с
- СВМ; 3 — фильтр;
Dy6.
Для осмотра и промывки фильтрующего элемента
его снимают с трубопровода вместе с корпусом.
Ослабляют гайки стяжных шпилек на 5—б мм и снимают одну
из верхних шпилек, после чего извлекают корпус с
фильтрующим элементом. Корпус и фильтрующий
элемент промываются отдельно и монтируются в
обратном порядке в трубопровод.
Осевое смещение трубопровода на 5—6 мм,
необходимое для снятия фильтрующего элемента, должно
обеспечиваться за счет упругости трубопровода на
радиусных участках или, при отсутствии таковых, за
счет съемного фланцевого колена.
Новые стальные фильтры, имеют существенные
преимущества перед старыми чугунными:
значительно меньшая масса корпуса, что, кроме
экономии металла-, уменьшает массу трубопровода и
существенно облегчает обслуживание фильтра при
разборке и сборке;
меньшие габаритные размеры, что дает
возможность более компактно размещать системы
регулирования подачи аммиака;
большая надежность конструкции благодаря
гарантированному разделению полостей до и после сетки
прокладкой, визуальному контролю наличия и
положения фильтрующего элемента, применению стали
вместо чугуна;
удобная промывка и чистка фильтра, так как вместе
с фильтрующей сеткой снимается и корпус;
простота конструкции и технологичность
изготовления, что обеспечивает значительное повышение
производительности труда.
Рефераты
УДК 681.2«77»:621.56/.59-52
Состояние и перспективы развития приборов и средств
автоматизации для холодильного машиностроения.
УЖАНСКИЙ В. С. «Холодильная техника», 1979, № 1.
Рассмотрено современное состояние приборостроения
для холодильной техники с точки зрения
удовлетворения номенклатурной и количественной потребности
и технического уровня выпускаемых приборов для
холодильных машин и установок. Отмечены
достоинства и недостатки приборов трех основных групп:
регуляторов прямого и непрямого действия без подвода
энергии извне, механических реле давления и
температуры, электронных регулирующих и
сигнализирующих приборов. Указаны пути их совершенствования.
Иллюстраций 5. Список литературы— 11 названий.
УДК 621.575:661.53.002.2
Водоаммиачные абсорбционные холодильные машины
\ля линий производства аммиака. ШМУЙЛОВ Н. Г.,
РОЗЕНФЕЛЬД Л. М. «Холодильная техника»,
1979, № 1.
Рассмотрены особенности технологической схемы и
конструкции нового ряда АВХМ для линий производства
1ммиака и требования к разрабатываемым АВХМ —
юлыпие единичные мощности, работа на нескольких
'реющих источниках, применение воздушного
охлаждения абсорберов и конденсаторов,
иллюстраций 1.
УДК 621.57.004.15«77»
Пути повышения эффективности холодильных машин.
БЫКОВ А. В. «Холодильная техника», 1979, № 1.
Рассмотрены задачи совершенствования отечественных
холодильных машин — снижение энергоемкости,
материалоемкости, затрат на производство, ремонт и
обслуживание — и намечены конкретные пути решения
этих задач.
УДК 621.565-52.004.15:629.12
Оценка эффективности автоматического регулирования
холодопроизводительности судовых холодильных
агрегатов. САВИЦКИЙ И. К., ГРУЗИНЦЕВ И. А.,
БОЧАРОВ И. А. «Холодильная техника» , 1979, № 1.
Подсчитана экономическая эффективность
регулирования холодопроизводительности судовых агрегатов
МАКРЭ нового ряда с помощью электромагнитных
клапанов. Разработанный метод определения
экономической эффективности выделением доли эффекта от
способа регулирования из общей экономической
эффективности холодильного агрегата путем прямого
счета может быть применен для установления
эффективности новых элементов узлов машин и аппаратов
до внедрения модернизированного оборудования.
Таблиц 2. Список литературы — 10 названий.
J
26

УДК 536.24:621.57.048
Интенсификация теплообмена во фреоновых кожухо-
трубных испарителях путем применения труб с метал-
лизационным покрытием. ГОГОЛИН В. А., КРОТ-
КОВ В.Н.,НЕЧАЙ В.А., ТОВАРАС Н. В.,
ДАНИЛОВА Г. Н., БОРИШАНСКАЯ А. В., ДЮНДИН
В. А., КОЗЫРЕВ А. А., ВАХАЛИН В. А.,
ПРОТАСОВ Г. А. «Холодильная техника», 1979, № 1.
Исследованиями установлена высокая эффективность
применения в кожухотрубных испарителях фреоновых
холодильных машин теплообменных труб с пористым
металлическим покрытием, нанесенным металлиза-
ционным способом. Исследования одиночных
теплообменных труб и опытного испарителя проводились на
чистых хладагентах R12 и R22 и на масло-хладоновой
смеси. Определены технологические режимы,
позволяющие получить высокоэффективные и прочные
пористые покрытия.
IИллюстраций 5. Список литературы — 6 названий.
УДК 621.565.945
Определение времени промежуточного оттаивания
сухих подвесных оребренных воздухоохладителей. СУН-
ДИЕВ Н. П., ГЕРАСИМОВ Н. А., СЕРГИНА И. В.
«Холодильная техника» , 1979, № 1.
С помощью ЭВМ определено время промежуточного
оттаивания подвесных воздухоохладителей,
работающих в камерах охлаждения мяса, на основе изменения
аэродинамического сопротивления аппаратов.
Последнее может служить одним из критериев оценки
эффективности работы воздухоохладителей. Приведены
расчетные данные, характеризующие потери влаги
охлажденным мясом, и аэродинамическое сопротивление
воздухоохладителей.
Иллюстраций 1. Список литературы — 5 названий.
УДК 628.84:637.523.37:621.72:517.11
Математическая модель микроклимата
камеры-сушилки колбас.о АГАРЕВ Е. М., ШАЗЗО Р. И.,
МАЯКОВСКИЙ Ю. В. «Холодильная техника», 1979,
№ 1.
Приведена математическая модель микроклимата
камеры-сушилки колбас в дифференциальной и статической
форме. Показаны зависимости и степень влияния
различных параметров на микроклимат. Дана
структурная схема математической модели.
Таблиц 1. Иллюстраций 1. Список литературы —
6 названий.
УДК 536.24:664.9.022.1.037
Экспериментальное определение коэффициента
теплоотдачи при замораживании продуктов животного
происхождения. ЛАКОВСКАЯ И. А., ШАБЕТНИК Г. Д.,
КАУХЧЕШВИЛИ Н. Э., СИДОРОВА Н. Д.
«Холодильная техника», 1979, № 1.
Приведены результаты экспериментального
определения коэффициента теплоотдачи при замораживании
биоматериалов в газообразном азоте, погружением
в жидкий азот и под массированным струйным
воздействием жидкого азота. Показаны зависимости
коэффициента теплоотдачи от температурного напора. Указаны
среднеинтегральные значения коэффициента
теплоотдачи при разных способах замораживания.
Иллюстраций 3.
УДК 591.436.037:536.63/.65
Удельная теплоемкость и энтальпия говяжьей печени.
ЛАТЫШЕВ В. П. «Холодильная техника», 1979,
№ 1.
На адиабатической калориметрической установке
ВНИХИ проведено экспериментальное исследование
изменения удельной теплоемкости говяжьей печени
при изменении температуры от 142 до 315 К для
различных содержаний влаги и жира. Предложен метод
расчета удельной теплоемкости продукта по ее
изменению для сухого обезжиренного остатка, жира и
влаги в зависимости от температуры с учетом фазовых
переходов при охлаждении и замораживании, по
которому рассчитано изменение удельной теплоемкости,
энтальпии и доли вымороженной воды для говяжьей
печени со средним статическим составом при
изменении температур от 77 до 320 К.
Таблиц 1. Иллюстраций 3. Список литературы — 5
названий.
УДК 621.57.002
Повышение эффективности производства и качества
холодильного оборудования на основе
совершенствования технологии изготовления. ^ГРИЩЕНКО Д. И.
«Холодильная техника», 1979, № 1.
Рассмотрены новые технологические процессы, которые
освоены в ПО «Мелитопольхолодмаш» в девятой и
десятой пятилетках и которые предстоит освоить к 1980 г.
УДК 621.565.044.1/.049.004.6
Очистка внутренних поверхностей аппаратов
холодильных агрегатов. ГОЛЬДБЕРГ Ю. И. «Холодильная
техника», 1979, № 1.
Разработана технология очистки внутренних
поверхностей конденсаторно-ресиверных групп холодильных
агрегатов с сальниковым компрессором и воздушным
конденсатором органическим моющим средством —
хлористым метиленом. Описана конструкция стенда
для промывки, имеющего также систему регенерации
моющего средства.
Иллюстраций 1.
УДК 621.56/.59:664.8.032
Распределительный холодильник емкостью 18 000 т
в Алма-Ате. КАБЫЛБАЕВ М. Р. «Холодильная
техника», 1979, № 1.
Описаны строительные конструкции, компоновочные
решения и система охлаждения распределительного
холодильника емкостью 18 000 т в Алма-Ате, проект
которого разработан Казгипроторгом. Приведены
основные технико-экономические показатели
холодильника.
Иллюстраций 2.
УДК 621.565:629.12
Подготовка к швартовным испытаниям системы
судовой холодильной установки. КАСИМОВ Г. X.,
ЕВСЕЕВ Л. И., БУНДЮК Н. А., РЕЙХЕЛЬГА-
УЗ Д. А. «Холодильная техника», 1979, № 1.
Рассмотрен порядок подготовки системы судовой
производственной холодильной установки, работающей на
хладагенте R22, к швартовным испытаниям. Отражены
особенности подготовки системы и технологической
оснастки к заполнению хладагентом, осуществления
этого процесса, промывки и осушки системы.
63

УДК 621.51.041.004.6
Приспособление для снятия блока цилиндров
компрессоров ФВ6 и ФУ12. ЧЕРНЯВСКИЙ Э. И.
«Холодильная техника», 1979, № 1.
Предложен простой и надежный способ разборки
компрессоров ФВ6 и ФУ12, который позволяет
облегчить процесс снятия блоков цилиндров с картеров
компрессоров и избежать повреждения их поверхностей.
Иллюстраций 1.
УДК 628.84:622.4
Агрегат для охлаждения шахтного воздуха.
ШАЛЫ Я., ЧЕЙКА 3. «Холодильная техника», 1979,
№ 1.
Описан холодильный агрегат BWW80D производства
завода ЧКД-Хоцень (ЧССР), охлаждающий воду,
подаваемую затем в шахтные воздухоохладители.
Рассмотрено устройство испарительного водоохлади-
теля WWA200 производства того же завода.
Иллюстраций 3.
УДК 621.175.3.001.24
0|тепловом расчете пленочных градирен.
ШЕПЕЛЕВ И. А. «Холодильная техника», 1979, № 1.
Предложен упрощенный метод расчета пленочных
градирен щитового типа с помощью формул, отражающих
зависимость коэффициента эффективности градирни
от конструктивных размеров оросителя. Приведен
пример расчета.
УДК 621.57.044.001.5
Влияние температур окружающего воздуха и массовых
его скоростей в конденсаторе на холодопроизводитель-
ность малых холодильных машин. ЩЕГЛОВ Н. Г.
«Холодильная техника», 1979, № 1.
Рассмотрено влияние массовой скорости воздуха в
конденсаторе на величину холодопроизводительности,
исходя из условий минимума затрат мощности на привод
электродвигателя компрессора и вентилятора.
Установлено, что оптимальное значение массовой скорости
зависит от температуры воздуха на входе в
конденсатор. Однако независимо от температуры воздуха
значение оптимальной массовой скорости находится в
пределах 5—7 кг/(с*м2). Ее повышение выше
рекомендуемых значений приводит к неоправданно
завышенному расходу мощности на привод электродвигателя
холодильной 4 установки.
Иллюстраций 4. Список литературы — 3 названия.
УДК 637.5.037.004.4.001.24
К расчету усушки мяса при его холодильной обработке.
РОГОВАЯ С Н., МНАЦАКАНОВ Г. К.,
ЧУМАК Н. И. «Холодильная техника», 1979, № 1.
Разработан метод аналитического расчета усушки
продуктов при охлаждении и замораживании, основанный
на использовании тепловлажностного отношения
процесса. Полученные результаты хорошо согласуются
с опытным материалом многих исследований.
Таблиц 3. Список литературы — 8 названий.
На первой странице обложки. Абсорбционная водоаммиачная холодильная машина холодопроизводительно-
стью 582 кВт @,5 млн. ккал/ч) при температуре кипения —34°С.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов,
Е. М. Агарев, А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, д-р техн. наук, проф.
Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко, д-р техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко,
д-р техн. наук, проф. А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 07.12.78 Подписано в печать 03.01.79. Т-03001. Формат 84X108Vi6.
Объем 4,0 печ. л. Усл. печ. л. 6,72. Уч.-изд. л. 7,54. Тираж 14660 экз. Заказ 2784.
Высокая печать.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Телефон 216-86-73.
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома
Государственного комитета СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
142300, г. Чехов Московской области