ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
холодильной
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
холодильная
»о?» техника
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Сергиенко А. Н. Увеличить реализацию охлажденного
мяса
Комплексный план инженерного обеспечения повышения
эффективности и качества работы мясной и молочной
промышленности
Шилин Ф. К. Социалистическое соревнование на
холодильниках Краснодарской конторы Росмясомолторга
Гоголин А. А., Тихомирова Л. Н. О выборе поверхностей
воздухоохладителей установок технологического
кондиционирования воздуха
Барулин Н. Я., Агарев Е. М., Шишкин М. Р., Фраер М. С.
Система кондиционирования воздуха Национального
хранилища семян
Ионов А. Г., Эрлихман В. Н., Боголюбский О. К.
Определение температуры хладагента при проектировании
морозильных аппаратов
Кошкин Н. Нм Тимофеевский Л. С, Швецов Н. А.
Экспериментальное исследование процессов в генераторе
абсорбционной холодильной машины при кипении водных
растворов солей
Каппель А. С, Голиков Ф. Д., Лебедев В. Ф.
Термодинамическая оценка рекуперации тепла в водоаммиачных
абсорбционных холодильных машинах
Медовар Л. Е. Подогрев всасываемого пара в цилиндре
поршневого холодильного компрессора
Мифтахов А. Ам Тарабарин О. И. Исследование течения
потока хладагента в сборных камерах концевых
ступеней холодильных турбокомпрессоров
Менин Б. М., Ржевская В. Бм Гуйго Э. И. Определение
продолжительности замораживания жидких пищевых
продуктов в барабанных аппаратах непрерывного
действия
Латышев В. П., Грицын М. Н. Исследование плотности
компонентов готовых блюд •
Гиндоян А. Г., Лифанов Б. В. Допустимое снижение
сопротивления теплопередаче наружных ограждений
холодильников
Куликовская Л. Вм Зайцев В. Н. Влияние электрического
тока на качество говяжьего мяса при интенсивном
охлаждении
В порядке обсуждения
Куры л ев Е. См Чижов Г. Б. К вопросу о тепловлажност-
ных процессах в камерах холодильников
ИЗОБРЕТЕНИЯ 49«
ОБМЕН ОПЫТОМ
Коган И. Я. Организация ремонта компрессионных
агрегатов бытовых холодильников на заводе «Мосремэлектро-
бытприбор»
Чернявский Э. И. Валоповоротное приспособление
ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Зайковский С. П. О предупреждении гидравлических
ударов в аммиачных нагнетательных коллекторах
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Ильина Е. А., Коваль В. В., Козлова P. Av Кузнецов П. Ам
Макарова Г. Ф. Озонирование камер при хранении
пищевых продуктов
ХРОНИКА
Больше товаров, добротных и разных
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Холодильное машиностроение НРБ
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Крузе А. С. Новые исследования в области теплопередачи
РЕФЕРАТЫ
4
7
10
15
18
22
27
30
32
36
39
42
45
48
55
50
54
55
56
58
58
61
63
CONTENTS
Sergienko A. N. Increase Chilled Meat Sales Г]&2
Complex Plan of Engineering Provision for Increasing
Effectiveness and Quality of Meat and Dairy Industry Work 4
Shilin F. K- Socialist Emulation at Cold Stores of
Krasnodar Office of Rosmyasomoltorg 7
Gogolin A. A., Tikhomirova L. N. Selection of Air Cooler
Surfaces in TeahnMj'ical Air-Conditioning Plants 10
Barulin N. Y., Agarev E. M., Shishkin M. R., Fray-
er M. S. Air-Conditioning Systems at National Seed
Storehouse 15
Ionov A. O., Erlikhman V. N., Bogolyubsky О. К-
Determination of Refrigerant Boiling Temperature When
Projecting Freezers 18
Koshkin N. N.. Timofeyevsky L. S., Shvetsov N. A.
Experimental Investigation of Processes in Generator of
Absorption Refrigerating Machine at Boiling of Saline
Aqua Solutions 22
Kappel A. S., Golikov F D., Lebedev V. F.
Thermodynamic Estimation of Heat Recuperation in Aqua Ammonia
Absorption Refrigerating Machines 27
Medovar L. E. Preheating of Suction Vapour in
Reciprocating Refrigerating Compressor Cylinder 30
Miftakhov A. A., Tarabarin O. I Investigation of
Refrigerant Flow Stream in Receiving Chambers of End Stages
of Refrigerating Turbocompressors 32
Menin B. M., Rzhevskaya V. В., Guigo E. I.
Determination of Freezing Time of Liquid Foods in Continuous-
Action Drum Freezers 30
Latyshev V. P., Gritsyn M N. Investigation of Density
of Components in Prepared Dishes 39
Gindoyan A. G., Lifanov B. V. Permissible Reduction of
Resistance to Heat Transfer in Enclosures of Cold
Storage Warehouses 42
Kulikovskaya L. V., Zaitsev V. N. Influence of Electric
Current on Beef Quality at Intensive Chilling 45
For Discussion
Kurylev E. S., Tchigeov G. B. On Problem of Thermal-
and-Humid Processes in Cold Storage Warehouse Rooms 48
INVENTIONS
49, 5S
PRACTICE EXCHANGE
Kogan I. Y. O-'inmtim >f Repair of Household
Refrigerator Compression 'J-iits at «Mosremelectrobytpr ibor»
Plant
Chernyavsky E. I. Shaft-Turning Device
LABOUR PROTECTION AND SAFETY
ENGINEERING
Zaikovsky S. P. Prevention of Hydraulic Impacts in
Ammonia Discharge Headers
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Ilyina E., А., Кэ^а! V. V\, Kozlova R. A., Kuzne-
tsov P. A., Makarova G. F. Ozonizing Chambers During
Food Storage Process
MISCELLANY
More High-Quality and Various Goods
IN SOCIALIST COUNTRIES
Refrigerating Machine-Building in People's Republic of
Bulgaria
AT INTERNATIONAL INSTITUTE
OF REFRIGERATION
Kruze A. S. New
SUMMARIES
ligations in Heat Transfer
50
54
55
56
58
58
61
63
© Издательство «Пищевая промышленноетьэ, «Холодильная техника», 197§

УДК 628.84.001.24
О выборе поверхностей воздухоохладителей установок технологического
кондиционирования воздуха
Д-р техн. наук, проф. А. А. ГОГОЛИН,
канд. техн. наук Л. Н. ТИХОМИРОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Известно [5, 6], что оптимальное тепловлаж-
ностное отношение процесса изменения
состояния воздуха в холодильных камерах ек часто
значительно превышает тепловлажностное
отношение процесса в воздухоохладителе ен,
поэтому равновесная относительная влажность
воздуха в камерах фк в большинстве случаев ниже
оптимальной величины.
Обычно оптимальное значение фк
автоматически поддерживают, увлажняя воздух. Для
этой цели сейчас применяют в основном
паровое увлажнение, имеющее эксплуатационные
и технологические преимущества перед водяным.
Однако паровое увлажнение приводит к
увеличению эксплуатационных расходов
вследствие повышенного потребления холода.
Поэтому очень важной проблемой является
изыскание путей сокращения расхода пара на
увлажнение.
Один из них — уменьшение тепловлажностно-
го отношения ек за счет сокращения теплопри-
токов в камеру. Практически — это сокращение
теплопритоков через наружные ограждения в
результате усиления изоляции или применения
теплозащитной рубашки.
Этот способ был проанализирован авторами
ранее 14].
Второй путь, не исключающий, а дополняющий
первый, заключается в уменьшении
коэффициента влаговыпадения ?н за счет увеличения теп-
ловлажностного отношения процесса обработки
воздуха в воздухоохладителе ен. Это можно
сделать, повышая среднюю температуру
охлаждающей поверхности /н, °С, что связано
с возрастанием ее площади и массы аппарата,
а также с увеличением кратности циркуляции
воздуха в камере.
Можно повысить значение /н, применяя
поверхность с большей степенью оребрения р
[2] и уменьшенным коэффициентом
эффективности поверхности ?н[1 ], которая мало осушает
воздух, сохраняя при этом общий
температурный напор между воздухом в камере и
хладагентом или хладоносителем или увеличивая
площадь обычной теплопередающей поверхности
с умеренной степенью оребрения, сокращая
не только наружный температурный напор Эн,
но и полный 0О. Последнее позволит снизить
расход электроэнергии на привод холодильной
машины.
Для сравнения всех этих способов был
проведен технико-экономический расчет для трех
вариантов теплообменных поверхностей
воздухоохладителей. Техническая характеристика
этих поверхностей приведена в табл. 1.
Поверхность теплообмена варианта № 1а в отличие
от варианта № 1 работает без увлажнения
воздуха в камере.
Все аппараты выполнены из стальных
бесшовных холоднокатанных труб диаметром 20 X
X 2 мм со стальными пластинчатыми ребрами
толщиной бр = 0,5 мм, расположенными с
шагом Sp = 4 мм. Коэффициент теплопроводности
стали принят К = 46 Вт/(м-К). Расположение
труб коридорное. Аппарат после сборки
оцинкован.
Поверхности подбирали так, чтобы отношение
Lldb (см. табл. 1) было близким. Это позволила
принять одинаковое значение наружного
коэффициента теплоотдачи ан = 45 Вт/(м2-К).
Практически одинаковы также и наружные
коэффициенты охлаждения [1].
*к --12 ( ан \
^=^^=1-ех*[-1^тл)> A)
где /к — температура воздуха в камере, °С;
t2 — температура воздуха после воздухоохладите-
теля, °С;
ср — удельная теплоемкость воздуха, Дж/(кг-К);
G/FH •— удельный расход воздуха на 1 м2 наружной
поверхности, кг/(с-м2);
G — количество циркулирующего воздуха, кг/с.
Для поверхностей № 1 и 1а т]н = 0,72; для
№ 2 т)н = 0,69.
Расчет проводили для параметров воздуха в
камере, характерных для технологического
кондиционирования воздуха на предприятиях
мясной и молочной промышленности (колбасные
заводы и цехи полуфабрикатов на
мясокомбинатах, камеры созревания сыра): tK = 12°С; фк =
= 0,7; 0,8; 0,9 и 0,95; 8К= 15000 кДж/кг
(коэффициент влаговыпадения в камере 1К= 1,2);
температура кипения|хладагента tQ = 0°C (для
вариантов № 1 и 2).
Для варианта № 1а температуру /0
рассчитывали из условия ек = 8н= 15000 кДж/кг (?к=
= gH = 1,2) с тем, чтобы в этом варианте
полностью исключить увлажнение воздуха.
При определении осушающей способности ре-
ю

Таблица 1 у
Показатель
Шаг трубок (коридорное
расположение) 5ХХ52, мм
Внутренняя поверхность 1 пог. м
трубки Fa, м2
Наружная поверхность 1 пог. м
оребренной трубки FH, м2
Степень оребрения $=FH/Fa
Длина оребренной трубки с
наружной поверхностью 1 м2 /, пог. м
Число рядов труб по ходу
воздуха п
Длина поверхности по ходу
воздуха L, мм
Эквивалентный диаметр живого
сечения d9> мм
Отношение L/ds
Массовая скорость воздуха кур,
кг/(с-м2)
Относительное живое сечение
//FH, м2/м2
Удельный расход воздуха G/FH,
кг/(с-м2)
Удельная масса поверхности
GM/FH, кг/м2
Относительный объем поверхности
vlFB, м3/м2
Стоимость 1 м2 наружной
поверхности G/FH, руб/м2
Варианты
поверхностей
№ 1, 1а
40X40
0,0502
0,70
14,0
1,43
4
160
5,95
26,9
5,5
0,00625
0,0344
3,06
0,00229
8,2
№ 2
60X60
0,0502
1,70
33,9
0,59
3
180
6,45
27,9
5,5
0,00686
0,0378
2,42
0,00212
6,8
бристой поверхности соотношение тепловых
сопротивлений в ней вычисляли по формуле:
Ян ен 1
С =
#м+ ^о
*н —*о
!•
Ей
t ft"* '
B)
где Rn — наружное тепловое сопротивление, м2-К/Вт;
#м> Ro — тепловые сопротивления металла (ребра) и
теплоотдачи на внутренней поверхности,м2-К/Вт;
9Н — средний логарифмический температурный
напор между воздухом и поверхностью, °С;
Поскольку существует взаимозависимость
между величинами ? и |н, последнюю наиболее
удобно определить методом графического
интерполирования. Для этого строят (рис. 1)
зависимости ? = / (iH) по средней части уравнения
B) для трех значений относительной влажности
воздуха фк = 0,7; 0,8 и 0,9, а также такие же
зависимости по правой части уравнения B)
для двух вариантов поверхностей (№ 1 и № 2).
Точки пересечения зависимостей дают значения
? и ?н для соответствующих условий.
Результаты подсчетов изображены
графически в /^-диаграмме на рис. 2 и даны в табл. 2.
Удельный расход пара на увлажнение Gn/FH,
кг/(с-м2), находили по уравнению
yt = ЛГ (d2-4)>
0,8
0,6
ц*
о,г
о
~?ГЛ
^ /
"** ^^/
P**^~LiL
1
/
tK-12uC;ta-0%rjH-0J I
I
1
W
U
0
1,6
ТЖ
ft/
Рис. 1. Пример графической интерполяции для
нахождения равновесных значений ? и §н при расчете
поверхностей:
/ — № 1; 2 — № 2.
Щ
Ю
Y р
г%*?
Lax—
fX
Щ
<#5
(-<^з#
ifff
^ °л **• u
8
S d,z/t<z
Рис. 2. Изображение в t, d-диаграмме процессов
обработки воздуха в воздухоохладителях с
сопоставляемыми поверхностями.
где Gu — общий расход пара, кг/с;
d2— влагосодержание воздуха после
воздухоохладителя, кг/кг;
d'2 — влагосодержание воздуха в процессе с
Ъл = 1,2 при f2 = t2 (без увлажнения), кг/кг;
*2» h ~~ температура воздуха после
воздухоохладителя соответственно с увлажнением и без
него, °С.
Теплоприток от увлажняющего пара <7УВЛ,
Вт/м?, определяли по уравнению
Яувл = lOOOt'n p^-f
где in — энтальпия увлажняющего | пара,
2676 кДж/кг.
Теплоприток от вентилятора <7вент>
вычисляли по уравнению
C)
Фвент :
N»
(G/Fn) Др
РЛвент '
D)
[ равная
Вт/м2,
E)
It

Таблица № 2
Рассчитываемая величина
Коэффициент эффективности ребристой
поверхности Ен
Соотношение тепловых сопротивлений .?
Коэффициент влаговыпадения gH
Средняя температура охлаждающей
поверхности Ун, °С
Температура хладагента или хладонсси-
теля t0, °C
Коэффициент теплопередачи
поверхности k, Вт/(м2.К)
Плотность теплового потока qF H, Вт/м2
Удельный расход пара на увлажнение
lO^n/Zb кг/(с.м2)
Приток тепла с паром <7УВл> Вт/м2
Приток тепла от вентилятора дВент»
Вт/м2
Полезная плотность теплового потока
**н.нол' Вт/м2
Отношение общей плотности к
полезной дрт/чГв.поя
Удельная площадь поверхности
^B./Qanoo»- м2/кВт
Удельная мощность компрессора
#к/Фонол
Удельный расход воздуха G/ Q0 Пол,
кг/(кВт«ч)
Удельная суммарная потребляемая
мощность S N'tl Q0 пол
То же, без электроувлажнителя,
2Л^2/0ОПОЛ [
Вариант
_№_1 j № 1а
при значении фк, равном
0,7 |
0,72 1
0,853
1,26
5,2
0,0
25,9 ¦
225
4,47
12,0 i
2,5
210,5
1,07
4,75
0,250
588
0,319
0,262
\-W«r •¦
0,8 |
0,69
0,707
1,525
5,6
0,0
28,4
255
21,0
56,2 ^.
2,5.,
196,3
1,30
5,1
0,304
631
0,604
0,317
0,9 |
0,65
0,593
1,87
5,9
0,0
31,0
292
41,3
ПО
2,5
179,5
1,625
5,57
0,380
690
1,007
0,394
0,95
0,635
0,55
2,06
6,0
0,0
32,1
310
52,4
140
2,5
167,5
1,85
5,98
0,433
740
1,284
0,448
0,7 |
0,733 1
0,892
1,20
5,8
1,86
25,5
192
—
2,5
189,5
1,01
5,27
0,230
652
0,243
0,8 | 0,9 |
0,733 1
0,892
1,20
8,0 |
5,48
25,5
124
—
2,5
121,5
1,02
8,23
0,206
1020
0,226
0,733 1
0,892
1,20
10,3
9,2
25,5
53
—
2,5 ¦
50,5
1,05
19,8
0,191
2450
0,2405
[
[
0,95 |
0,733 1
0,892
1,20
11,1
10,53
25,5
30,2
—
2,5
27,7
1,09
36,1
0,193
4460
0,283
№_2
0,8 |
0,43 1
0,313
1,195
8,0
0,0
12,9
127
— ¦¦
2,85
124
1,025
8,05
0,240
1095
0,263
0,9 | 0,95
0,37 1
0,24
1,66
8,85
0,0
14,3
144
14,8
39,6
2,85
101,5
1,42
9,85
0,332
1340
0,751
0,360
0,34
0,20
2,0
9,0
0,0
15,1
161
39,6
66,0
2,85
92
1,75
10,9
0,410
1470
1,163
0,441
где #веНт— мощность вентилятора, Вт;
Ар — гидравлическое сопротивление поверхности,
Па;
р — плотность воздуха, кг/м8;
Лвеит — коэффициент полезного действия
вентилятора, равный ~0,б5
Значение Ар определяли по известным
опытным зависимостям для пластинчатых
поверхностей [1].
Плотность теплового потока qFB вычисляли
как среднюю из уравнений: наружной
теплоотдачи, полной теплопередачи и теплового
баланса. Среднее отклонение qFB составляло
±5-6%.
Мощность, потребляемую компрессором,
определяли по характеристикам компрессоров
типа ФУБС.
По результатам теплового расчета (см. табл. 2)
можно сделать некоторые выводы. Поверхность
№ 1 обладает сравнительно большой
осушающей способностью. С помощью этой поверхности
можно поддерживать относительную влажность
в рассматриваемой камере без увлажнения около
0,68. Более высокую относительную влажность
воздуха можно получить при примерно
постоянной средней температуре охлаждающей
поверхности (tH& 5'-т- 6°С), только лишь подавая
увлажняющий пар. Это приводит к
значительному перерасходу холода.
При использовании поверхности варианта
№ 1а исключается увлажнение воздуха (^н^
= ?к = 1,2). Поэтому более высокую
относительную влажность в этом варианте можно
достичь только при более высоком значении
средней температуры поверхности (tB = 6 ~ П°С),
приводящем к резкому повышению расхода
металла (рис. 3).
Поверхность охлаждения варианта № 2
обладает меньшей осушающей способностью по
сравнению с вариантом № 1. Равновесная
относительная влажность воздуха без увлажнения
для него в рассматриваемых условиях равна
0,8. По расходу металла и холода этот вариант
занимает промежуточное положение между
вариантами № 1 и 1а.
Все три варианта сопоставляли на основе
приведенных годовых затрат Г, руб/(год-кВт),
отнесенных к 1 кВт полезной холодопроизводи-
тельности и вычисляемых по следующей
формуле:
r = 2C(A+P + E)+BNLt9 + GJ1UlI)n, F)
12

&„0ь,кг/кВт
100
50
Г" -' «ч
J/
2
—-~7
Г
I I
0J
0,8
W
?к
где 2 С — суммарная стоимость оборудования, отнесен-
, ная к 1 кВт полезной холодопроизводитель-
* ности, руб/кВт;
Л —отчисления на амортизацию A2,8%)—0,128,
год-1;
Р —отчисления на текущий ремонт B%)—0,02,
год-*1;
Е — коэффициент эффективности
капиталовложений—0,15, год*-1;
Цэ — цена электроэнергии—0,025 руб/(кВт»ч);
Дп —цена пара—0,0036 руб/кг;
п -— число часов работы воздухоохладителя в
году—5000 ч;
2 N — суммарная мощность, потребляемая
вентилятором, компрессором и электроувлажнителем
(при его использовании), кВт/кВт;
6п — расход, пара из котельной (при отсутствии
электроувлажнителя), кг/(кВт-ч).
Расчеты по уравнению F) проводили для всех
Рис. 3. Зависимость массы ребристой поверхности трех вариантов. При этом рассматривали два
воздухоохладителя, приведенной к полезной холодо- г г г г г м
производительности, от относительной влажности воз- варианта увлажнения: от электроувлажнителя
духа в камере для вариантов: и паром из котельной. Результаты этих расчетов
; _ № 1; 2 — № 2; з — № ia. сведены в табл. 3 и показаны на рис. 4.
Та блица 3
Рассчитываемая величина
Вариант
№ 1
№Sld
№ 2
при значении <рк, равном
0,7 j- 0,8 | 0,9 | 0,95 | Q,7 | 0,8, | 0,9 |о,9б| 0,8
0,9 | 0,95
Полезная холодопроизводительность
Оопал» кВт
Потребная холодопроизводительность,
Qo> кВт
Потребная площадь поверхности FH, м2
Стоимость поверхности См, руб.
Стоимость вентилятора с
электродвигателем Свент, руб.
Стоимость электроувлажнителя Сувл,
руб.
Стоимость компрессорно-конденсаторно-
го агрегата СкК, руб.
Суммарная стоимость оборудования
с электроувлажнителем 2СХ, руб.
Суммарная стоимость оборудования без
электроувлажнителя 2С2, руб.
Годовое отчисление от стоимости
оборудования с электроувлажнителем,
р у б/год
Годовое отчисление от стоимости
оборудования без электроувлажнителя,'
р у б/год
Годовая стоимость электроэнергии с
электроувлажнением СЭЛ1» руб/год
Годовая стоимость электроэнергии без
электроувлажнения Сэлг» руб/год
Годовая стоимость пара из котельной
Сп, руб/год
Приведенные годовые расходы (с
электроувлажнением) /\, руб/год
Приведенные годовые расходы (пар из
котельной) Го, руб/год
Масса охлаждающей поверхности GM, кг
1,0
1,07
4,75
10,5
8,8
2,7
55,0
77,0
74,3
22,9
22,1
39,9
32,8
1,4
62,8
56,3
14,5
1,0
1,30
5,1
11,2
9,5
13,5
61,0
95,2
81,7
28,4
24,3
75,5
39,6
6,95
103,9
70,85
15,6
1,0
1,625|
5,57
12,3
10,3
29,4
66,0
118,0
88,6
35,2
26,4
126
49,2
14,9
161,2
90,5
17,0
1,0
1,85
5,98
13,2
11,1
40,1
66,5
130,9
90,8
39,0
27,0
161
56,0
20,4
200
103,4
18,3
1,0
1,01
5,27
11,6
9,8
52,5
73,9
22,0
30,4
52,4
16,1
1,0
1,02
8,23
18,1
15,3
49,1
82,5
24,6
28,2
1,0
1,05
19,8
43,5
37,0
45,5
126
37,6
1,0
1,09
36,1
79,4
67,2
45,2
191,8
57,0
28,8
52,8
25,2
66,4
60,5
35,4
92,4
110,5
1,0
1,025'
8,05
10,1
16,5
54,0
80,6
24,0
32,9
56,9
19,5
1,0
1,42
9,85
12,3
20,2
18,7
64,0
115,2
96,5
34,4
28,7
93,8
45,0
9,45
128,2
83,15
23,8
1,0
1,75
10,9
13,6
22,3
55,1
66,2
157,2
102,1
48,8
30,4
145,5
55,1
17,4
192,3
102,9
26,4

О 0,7 0,8 0,3 (fK
Рис. 4. Сопоставление приведенных годовых затрат
по сравниваемым вариантам поверхностей:
№ 1э и 2э — первый и второй варианты с электроувлажнителем;
/ и 2 — первый и второй варианты с увлажнением воздуха паром
из котельной;
/а — первый вариант без увлажнения воздуха.
Установлена экономическая
нецелесообразность применения электроувлажнителей по
сравнению с увлажнением паром из котельной.
Электроувлажнители следует использовать лишь
при отсутствии других источников пароснабже-
ния.
Поверхность № 1 имеет наиболее высокие
приведенные затраты вследствие чрезмерно
большой осушающей способности, приводящей к
повышенному расходу пара и холода.
Самой экономичной является поверхность
№ 1а, однако она металлоемка (см. рис. 3),
что ограничивает ее практическое применение.
При относительных влажностях воздуха в
камере фк = 0,7 -=-0,8 поверхность № 1а можно
применять при небольшом температурном напо-
Ре 'к - К = 6 - 7°С.
Поверхность № 2 по экономичности занимает
промежуточное положение в диапазоне
относительной влажности воздуха, используемой
наиболее часто, фк = 0,8 ~ 0,9. Если не
рассматривать поверхность № 1а, то в
указанном выше интервале фк наилучшей будет
поверхность № 2.
Практически осуществленным образцом такой
поверхности может служить теплопередающая
поверхность воздухоохладителя ВОП-75,
разработанная во ВНИХИ [3]. Ее характеристики:
Р = 22,3; ? = 0,35; Ен = 0,38.
Из сделанного анализа следует, что при
конструировании ребристых поверхностей для
камерных воздухоохладителей необходимо
выбирать их размеры в целях снижения осушающего
действия (повышение степени оребрения р,
снижение коэффициента эффективности ребристой
поверхности Ек и соотношения тепловых
сопротивлений ?).
Значения этих величин следует выбирать
исходя из конкретных условий применения
воздухоохладителей*
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гоголин А. А. Кондиционирование воздуха
в мясной промышленности. М., Пищевая
промышленность, 1966.
2. Г о г о л и н А. А. Осушение воздуха в
поверхностных воздухоохладителях кондиционеров.
—Холодильная техника, 1963.
3. Романов М. Н. Подвесные аммиачные
воздухоохладители типа ВОП. — Холодильная техника,
1970, № 5.
4. Т и х о м и р о в а Л. Н., Гоголин А. А. Об
оптимальном режиме кондиционера в камере
созревания сыра. — Холодильная техника, 1977, № 1. •
5. Т и х о м и р о в а Л. Н., Гоголин А. А.,
Лебедев В. Ф. Исследование процессов
кондиционирования воздуха в камерах созревания сыра.—
Холодильная техника, 1976, № 9.
6. Хранение яиц в холодильной камере с
регулированием влажности воздуха/Е. С. Курылев,
С. И. Яновский, М. А. Комиссарова и др. —
Холодильная техника, 1966, № 12.

УДК 628.84:631.53.026
Система кондиционирования воздуха Национального хранилища семян
Н. Я. БАРУЛИН, канд. техн. наук Е. М. АГАРЕВ,
М. Р. ШИШКИН,
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Канд. техн. наук М. С. ФРАЕР
Всесоюзный научно-исследовательский институт
растениеводства им. Н. И. Вавилова
В поселке Ботаника Краснодарского края
построено Национальное хранилище семян
мировых растительных ресурсов, где собраны
образцы семян различных сельскохозяйственных
культур из Советского Союза и из многих
стран мира. Семена хранятся в строго
контролируемых условиях при пониженной
температуре и влажности, что дает возможность в
течение 30—50и|более лет сохранять их
жизнеспособность и генетическую стабильность.
Строительство велось по проекту Гипронии
АН СССР, оборудование для системы
кондиционирования воздуха разработал и изготовил
ВНИХИ, а для системы автоматизации —
отдел автоматики ВНИИР. Строительство
комплекса Национального хранилища было
поручено тресту «Краснодаркрайсельстрой».
Технология длительного хранения семян
разработана отделом семеноведения и семеноводства
ВИР на основе собственных многолетних
исследований и опыта зарубежных ученых.
Национальное хранилище — это
одноэтажное здание квадратной формы, сооруженное
на небольшом насыпном холме. В одной
стороне здания размещены машинный зал и
центральный диспетчерский пульт, в другой —
лабораторная часть: рабочие помещения для
анализа семян, подготовки их к хранению и
проведения исследований. Здание имеет
внутренний дворик, служащий изолятором для
предупреждения возможных вибраций,
передаваемых от работающих машин в хранилище.
В двухэтажной подземной части fздания
размещены камеры хранения семян (по 12 камер
площадью по 20 м2, высотой 3,6 м на каждом
этаже). Блок камер хранения семян изолирован
коридором от стен помещения, которые, в свою
очередь, изолированы от прилегающего грунта.
Из 24 камер в 20-ти поддерживаются
постоянные температура на уровне 4 ± 1°С и
относительная влажность не более 70%, в двух
камерах будут поддерживаться — температура 4 ±
±1°С и относительная влажность 30% и еще
в двух камерах — температура —10°С,
относительная влажность 70%. 1
Емкость хранилища рассчитана на хранение
до 400 000 образцов. Семена хранятся на
стеллажах в контейнерах (стеклянных сосудах и
металлических банках) емкостью от 50 до 500 г
в зависимости от типа семян и размера образца.
Это позволяет хранить семена различных
культур с влажностью 2—9%.
В комплекс технологического оборудования
входит ряд взаимосвязанных технических
систем: кондиционирования воздуха, холодоснаб-
жения, оборотного водоснабжения, вентиляции.
Все они объединены системой автоматизации,
включающей местные и дистанционные пульты
автоматического управления основными
агрегатами, а также центральный диспетчерский пульт
хранилища.
Заданные параметры воздуха в 20 основных
камерах D ± 1°С, 70%) автоматически
поддерживаются с помощью центральных
технологических рассольных кондиционеров КТР-8 и
КТР-10 производительностью по воздуху 8 и
10 тыс. м3/ч (рис. 1). Кондиционер КТР-10
обслуживает 10 камер верхнего подземного этажа,
КТР-8 — 10 камер нижнего подземного этажа.
В связи с уникальностью коллекционного фонда
семян для каждого этажа предусмотрены два
кондиционера — основной и резервный.
Кондиционеры установлены в машинном зале и
соединены с камерами системой воздуховодов.
Кондиционеры КТР-10 и КТР-8 секционные,
с горизонтальной компоновкой и неавтономной
схемой холодоснабжения.
Кондиционеры обрабатывают воздушную смесь,
состоящую из 95% рециркуляционного воздуха
и 5% свежего.
Воздух из камер поступает в кондиционер
через общий всасывающий коллектор и
воздуховод. В кондиционере сначала он проходит
фильтр, где очищается от пыли, затем
воздухоохладитель, в котором охлаждается и частично
осушается, и электронагреватель, где
нагревается до самой низкой температуры для данной
группы камер. Обработанный воздух
засасывается вентилятором и подается в нагнетательный
коллектор в подземной части хранилища, из
которого он распределяется по камерам через
перфорированные потолочные панели.
Окончательный подогрев воздуха до температуры
каждой камеры осуществляется
электродоводчиками, расположенными в распределительных
каналах и управляемыми с помощью
пропорциональных регуляторов, установленных в
центральном пульте управления.
При обмерзании воздухоохладителя
основного кондиционера происходит автоматический
иереход на резервный кондиционер. Иней в
15

камерам
От остальных. I
^g^^gj 'Sjgfc»
/гаме/7
Рис. 1. Установка кондиционирования воздуха для
основных камер хранилища с температурой 4±1°С
и относительной влажностью 70%:
1 — клапан воздушный; 2 — фильтр; 3 — воздухоохладитель;
4 —-соленоидный вентиль; 5 — электрокалорифер; 6 —
вентилятор,* 7 — трехходовой смесительный клапан; 8 — насос; 9 —
запорный вентиль; 10 — ороситель; // — электродоводчик;
а — вход рассола; б— выход рассола; в — вход воды; г — слив
воды; Н. в. — наружный воздух.
воздухоохладителе оттаивается путем орошения
наружной поверхности водой.
Резервный кондиционер включается в работу
также при неисправностях в основном
кондиционере и при несоответствии параметров
воздуха, заданным значениям. В этих случаях на
центральный пульт поступает сигнал .«авария
кондиционера».
Холодосцабжение обеспечивается двумя
автоматизированными I фреоновыми холодильными
машинами ХМ-ФУ40-1РЭ, одна из которых
основная, другая — резервная. „Местные
пульты машин включают в работу компрессор и
автоматически отключают его при
возникновении аварии. Цепи защиты контролируют
давление всасывания и нагнетания, смазку и
температуру рассола.
Ниже приведены технические данные
рассольных кондиционеров КТР-8 и КТР-10,
полученные в результате приемочных испытаний систем
15,
8080
7060
A3 500)
5,0
4,4
21
10300
10 000
,0A8 000)
7,3
6,0
микроклимата Национального хранилища
семян:
КТР-8 КТР-10
Производительность
по воздуху, м3/ч
основного кондиционера
резервного кондиционера
по холоду, кВт(ккал/ч)
по теплу, кВт
Количество отводимой влаги,
кг/ч
Мощность, потребляемая эле
ктро двигателем вентилятора,
кВт
Аэродинамическое
сопротивление кондиционера и
воздуховодов, Па
Габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
Параметры воздуха
на входе в кондиционер
температура, °С
энтальпия, кДж/кг
на выходе из кондиционера
температура, °С
энтальпия, кДж/кг
Расход воды на оттаивание
инея в воздухоохладителе, м3/ч
3,80
844
4,75
834
4320
1180
1870
5,6
15,41
1,1
9,92
6,4
4930
1670
1920
5,0
15,20
0,7
9,46
6,4
Работа кондиционеров автоматизирована.
Система автоматики местных пультов обеспечивает
поддержание температуры подаваемого в
воздухоохладитель рассола, температуры воздуха
на выходе из кондиционера, включение
оттаивания инея с поверхности воздухоохладителя
работающего кондиционера и переход на работу
резервным кондиционером.
Для регулирования температуры рассола и
воздуха на выходе из кондиционера применены
релейно-импульсные регуляторы серии РПИБ-С.
Датчиками температуры служат медные
термометры сопротивления градуировки 23.
Термометр ТСМ-Х1, измеряющий температуру
рассола, располагается в трубопроводе на входе
рассола в воздухоохладитель, термометр ТСМ-ХН,
измеряющий температуру воздуха,— в потоке
воздуха в нагнетательном воздуховоде.
Заданная температура рассола поддерживается
смешением холодного рассола от холодильной
установки с подогретым рассолом, возвращающимся
из воздухоохладителя кондиционера.
Регулирующим органом является трехходовой
смесительный вентиль, оборудованный исполнительным
механизмом типа ПР. Заданная температура
кондиционируемого воздуха поддерживается
путем изменения степени его нагрева трубчатыми
электронагревателями калориферной еекции.
Достигается это регулированием напряжения
электрического тока, подаваемого к ТЭНам
через автотрансформатор с регулируемым
выходным напряжением. Регулирующая щетка ав-
к

тотрансформатора перемещается
исполнительным механизмом типа ПР.
Относительная влажность воздуха в камерах
хранилища поддерживается не выше заданной
по методу «точки росы» путем регулирования
температуры хладоносителя на входе в
воздухоохладитель и последующего нагрева
охлажденного воздуха до заданной температуры в
калориферной секции.
Автоматическое включение оттаивания
осуществляется дифференциальным реле давления,
контролирующим перепад давлений в
воздухоохладителе.
Схема допускает дистанционное ручное
управление системой. Для этого имеются
переключатели режимов (дистанционный — выключено —
автоматический) и ключи для ручного
управления.
Схемой предусмотрено дублирование
сигнализации на центральном диспетчерском пульте
управления.
Центральный диспетчерский пульт
хранилища (рис. 2), являющийся важнейшим
функциональным узлом системы автоматизации,
расположен в специальном помещении,
диспетчерской, рядом с машинным залом. На
центральный пульт поступают оперативная информация
о работе всех агрегатов хранилища, темпера-
турно-влажностном режиме в камерах хранения
семян и аварийные сигналы. Температура
воздуха в камерах и на выходе из кондиционеров
регистрируется на ленте автоматических
самопишущих мостов типа КСМ-2. Здесь же
размещены и приборы контроля влажности типа
ЭПГ, разработанные Агрофизическим НИИ
ВАСХНИЛ.
Конструктивно центральный диспетчерский
пульт управления выполнен по функционально-
блочному принципу в виде стоек, в каждую
из которых входят четыре основные
функциональные единицы.
Построение аппаратуры из ряда идентичных
легко заменяемых блоков повышает
эксплуатационную надежность оборудования. Основные
агрегаты (кондиционеры, холодильные машины)
имеют 100%-ный резерв. Эксперименты
показывают, что на нижнем подземном этаже,
например, температура в камерах в течение двух-
трех суток и более поддерживается в заданных
пределах даже после отключения холодильных
агрегатов.
Важным дополнительным фактором
обеспечения надежности системы является достаточная
Рис. 2. Центральный диспетчерский пульт.
t;c
id
С
\ ,
1
i
i
i
i
i
i
i
¦
5
7
9 10 11 12 15 ft 15 16 г, у
Рис. 3. Изменение температуры воздуха в одной из
камер хранилища при пропорциональном
регулировании.
температурная стабильность объекта (рис. 3),
достигнутая размещением камер хранения под
землей.
Эксплуатация оборудования, начатая в
1975 г., подтвердила работоспособность
кондиционеров и систем автоматики. Полученные
технические характеристики соответствуют
в пределах допусков расчетным данным и
техническим условиям.
Создание в нашей стране Национального
«генного банка» — важный вклад в дело сохранения
природных богатств, дальнейшего развития
отечественной сельскохозяйственной науки.
3 Холодильная техника № 8

УДК 621.565.912.001.12
Определение температуры хладагента
при проектировании морозильных аппаратов
Канд. техн. наук А. Г. ИОНОВ,
канд. техн. наук В. Н. ЭРЛИХМАН,
канд. техн. наук О. К. БОГОЛЮБСКИЙ
Калининградский технический институт
рыбной промышленности и хозяйства
При выборе оптимальных режимов работы
холодильных установок необходимо знать
равновесную температуру кипения хладагента в
морозильных аппаратах. Сложность ее определения
вызвана тем, что теплоприток от
замораживаемого продукта, который является основным,
носит переменный характер.
В морозильных аппаратах циклического
действия, получивших большое распространение
на предприятиях пищевой промышленности
(например, роторные аппараты типа MAP,
АРСА, УРМА и воздушные конвейерные типа
LBH), продукт загружают и выгружают через
равные интервалы времени Ат, которые зависят
от продолжительности замораживания т и
числа морозильных секций (блок-форм) N:
Дт =
т
ИГ
(О
Тепловой поток от продукта в пределах
каждого цикла непостоянен и уменьшается от
максимального значения Qmax при загрузке
каждой очередной порции до минимального Qmin
при выгрузке замороженной продукции.
Кинетика теплоотвода от блока продукта при
замораживании в роторном плиточном
морозильном аппарате, полученная на основе
экспериментальных исследований [2], и изменение
суммарной тепловой нагрузки в периоды загрузки и
непрерывной работы аппарата приведены на
рис. 1. Суммарная тепловая нагрузка аппарата
определена графическим сложением тепловых
нагрузок от каждой порции продукта, графики
которых сдвинуты на интервал времени Ат.
При изменении тепловой нагрузки в пределах
каждого цикла меняется также температура
кипения хладагента, которая, в свою очередь,
влияет на продолжительность замораживания.
Переменное в цикле равновесное значение
температуры кипения в каждый момент времени
может быть определено из теплового баланса,
уравнение которого, без учета дополнительных
теплопритоков в морозильный аппарат, имеет
вид:
где Q(t0) — количество тепла, выделяемое продуктом;
[Qk (to) — холодопроизводительность компрессоров,
работающих на морозильный аппарат.
Анализ теоретических и экспериментальных
исследований плиточных морозильных
аппаратов циклического действия показал, что
тепловой поток от продукта в пределах каждого цикла
изменяется по экспоненциальному закону:
Q(t0) = QmSLXe-c^ C)
где с — коэффициент, определяемый для конкретного
случая в зависимости от начальной tn и
конечной /к среднеобъемных температур продукта.
При интегрировании уравнения C) в
пределах от 0 до Ат получаем количество тепла,
отведенное от замораживаемого продукта за цикл,
Дт
W
Дт
-J«»
.iXe~cxdx =
cmax
(\-е-ст). D)
За все время замораживания т необходимо
отвести от одной порции продукта массой т
количество тепла, равное т (iH—Q, от всех^Л/
порций
Q(*o) = Qk(*o).
B)
Рис. 1. Изменение тепловой нагрузки при
замораживании в морозильном аппарате циклического
действия:
/ _ тепловой поток от блока продукта; 2 — суммарная
тепловая нагрузка на аппарат в период загрузки; 3 — суммарная
тепловая нагрузка на аппарат в период непрерывной работы.
18

W% = mN(iH - iK) - M (iH - in),
а за время At=t/N
г м fa-k)
At
N
: m (iH — *"k) ,
где М —единовременная емкость морозильного
аппарата, равная mN;
iH) iK— энтальпия продукта при начальной и конечной
среднеобъемных температурах.
Эффективное значение тепловой нагрузки (Зэф
в каждом цикле в период непрерывной работы
морозильного аппарата рассчитывается как
среднеинтегральное по формуле:
Ат
Сэф = -А* :
Дт
Qmaxe cxdx Qmax ^ _, g-cAx)
At At
m (iH — iK) M (iH — *к)
At
At
E)
Холодопроизводительность компрессора в
функции температуры кипения хладагента t0
в первом приближении может быть выражена
уравнением прямой линии [1]:
Qk(*o) = Wo+«, F)
где Р и R — коэффициенты, определяемые по
характеристикам компрессоров.
За время замораживания порции продукта в
морозильном аппарате циклического действия
тепловая нагрузка и, соответственно,
температура хладагента изменяются N раз. Поэтому для
них справедливо допустить, что
продолжительность замораживания при циклично
изменяющейся температуре хладагента равна
продолжительности замораживания при некоторой
постоянной эффективной температуре кипения
хладагента /0эф, соответствующей <2эф.
Равновесное значение /0эф можно определить при
совместном решении уравнений E), F) и
известной формулы Р. Планка для расчета
продолжительности замораживания пищевых продуктов
с учетом корректировки на начальную и
конечную температуры продукта, введенной
Г. Б. Чижовым [5]:
Mt3 — aR
^оэф :
М+аР >
G)
где t3 — температура начала замораживания;
р — плотность блока продукта, кг/м3;
б — толщина блока, м;
X — коэффициент теплопроводности замороженного
продукта, Вт/(м-К);
7,-к——сумма термических сопротивлении между
хладагентом и продуктом, м2-К/Вт;
а —¦ коэффициент теплоотдачи со стороны
хладагента, Вт/(м2-К).
Равновесное значение температуры кипения в
любой из моментов цикла нельзя определить из
совместного решения уравнений C), F) и
формулы Р. Планка, поскольку не известны
значения QmaX и с. Кроме того, подстановка
формулы Р. Планка в уравнение C) для данной задачи
неправомерна, так как она была выведена при
ряде упрощающих допущений, в том числе,
для постоянной температуры хладагента.
Неравномерность тепловой нагрузки при
работе морозильного аппарата можно оценить
коэффициентом, равным
Оэф
тт ¦
(8)
Коэффициент неравномерности тепловой
нагрузки может быть также выражен
отношением среднего значения энтальпии продукта в
аппарате /эф к максимальному ее значению
/тах после загрузки каждой'очередной порции
продукта с поправкой на энтальпию /к продукта
в конце замораживания, т. е.
М (tCp — J*)
тт ~ (М - m) (icp - iK) + m (iH - *к)
N(icv> — iK)
(N—\) (fcp — iK) + (iH — /K)'
(9)
где icp — среднее значение энтальпии .продукта в
аппарате.
Необходимость введения поправки iR
обусловлена произвольным выбором начала отсчета
энтальпий. Очевидно, что средняя энтальпия
продукта определяется при средней температуре
замораживания. Действительно, в любой
момент времени температура продукта в каждой
секции различна и в целом по аппарату имеет
значения от tn до tK. Плавная кривая в
координатах t, т, проведенная по точкам,
соответствующим значениям температур в каждой секции,
является температурным графиком
замораживания.
Среднюю температуру продукта определяют
по таблицам, приведенным в работе [4], или
рассчитывают по формуле, опубликованной в
работе [5].
Из формулы (9) видно, что чем больше число
секций (емкость морозильного аппарата), тем
равномернее тепловая нагрузка. Так, при
замораживании продукта от /Н=10°С до tK=—30°С
для морозильных аппаратов типа АРСА-3-15
и УРМА (#=30) тт=0,865, для аппаратов
типа LBH-22,5 (#=198) mT=0,977, а для
аппаратов периодического действия типа АМП
(N=l) mT=0,175.
При замораживании продуктов в аппаратах
циклического действия обычно задаются либо
продолжительностью замораживания т и, со-
3*
19

ответственно, Ат в зависимости от требуемой
производительности, либо начальной и
конечной температурами продукта, что равносильно
заданию iH и iK.
При заданной продолжительности
замораживания в зависимости от характеристик
работающих компрессоров самоустанавливается
определенная эффективная температура кипения
хладагента, соответствующая эффективной хо-
лодопроизводительности. Значения /0эф и QэФ
рассчитывают по формулам G) и F). Конечную
энтальпию продукта находят из уравнения E):
1к= т • A0>
По величине iB из таблиц энтальпий пищевых
продуктов определяют значение tKt затем
рассчитывают или находят по таблицам среднюю
температуру процесса замораживания tCv, а по
ней — соответствующее значение *Ср. По
формулам (9) и (8) получают
N (*ср — i'k)
Qmax —
<2эф
Значение с определяется при решении
трансцендентного уравнения E)
стах
A
-с Ах'
<2эф =
Ат
которое можно представить в виде
ттсАт = 1-
-сДт
A1)
Графическое решение уравнения A1) в
зависимости от т^Яъф/С^ыъх показано на рис. 2.
Определив Qmax и с, можно по уравнению
C) установить тепловую нагрузку, а из
совместного решения уравнений C) и F) — равновесную
температуру хладагента в любой момент времени.
При известных начальной и конечной средне-
объемных температурах схема определения
равновесной температуры хладагента практически
не изменяется. В этом случае вместо /к находят
значения т и Ат.
Ниже дан пример расчета равновесной
температуры кипения хладагента для роторного
плиточного морозильного аппарата УРМА (N=30)
при замораживании блоков трески толщиной
6=6,5 см, плотностью р=1000 кг/м3.
Коэффициент теплопроводности замороженного
продукта принят Я= 1,16 Вт/(м-К) [5];
коэффициент теплоотдачи со стороны хладагента а=
=300 Вт/(м2-К); термическое сопротивление
стенки и загрязнений 26^/^=0,00812 м2-К/Вт;
сй<С
1,2
Ofd
ОЛ
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 тТ = ?&
7 Qmax
Рис. 2. Корни уравнения A1).
начальная температура продукта ?Н = 10°С
(tH=360 кДж/кг); масса блоков продукта,
единовременно загружаемых в аппарат, т=44 кг.
Морозильный аппарат обслуживался
компрессором с характеристикой QK=5,59 4+303,10 кВт
(Р=5,59, #=303,10). Данная зависимость
получена в результате обработки
характеристик аммиачных винтовых компрессоров
во.
кВт
75
70
Оэф
6ь
60
\Q/nax
\ г
л
i
\
\
\
\
\
\
Qmin
h.'C -Шоэф-U
5Я?,мин
'
/
V
./
У
А*
>Дт!
Рис. 3. Изменение тепловой нагрузки Q0 и
температуры кипения хладагента t0 при замораживании
продукта в роторном морозильном аппарате УРМА:
/ — характеристика компрессора; 2 — тепловая нагрузка; 3 —
температура хладагента.
20

Искомая величина
Расчетная формула,
источник
Значение
Интервал времени Ат,
ч (мин)
Единовременная
емкость Му кг
Коэффициент а,
кг-.К/Вт
Эффективная
температура /оЭф, °С
Эффективная тепловая
нагрузка <?эф, кВт
Энтальпия при
конечной среднеобъемной
температуре iK,
кДж/кг
Конечная средне-
объемная температура
*к, °С
Средняя температура
процесса
замораживания tcV, °С
Ат = 1ГA)
б
Р
+2-3
б; . 1 \
/
^оэф —
Ml
М + аР \'>
<2эф = Pt0 эф + R F)
/шя
(ЗэфАт
/тг
Таблица в [5]
A0)
^ср —
lnT"
0,0667D)
1320
0,827
--42,4
66,1
0,964
—39,5
-10,75
Искомая величина
Расчетная формула,
источник
Значение
Средняя энтальпия
продукта icp, кДж/кг
Коэффициент
неравномерности тепловой
нагрузки тт
Максимальная
тепловая нагрузка Qmax,
кВт
сАт
Коэффициент с
Тепловая
Q0, кВт
при т, ч(мин)
нагрузка
Таблица в [5]
*('ср-*к)
(TV—1) (/Ср— (9)
—*к)+('н — *к)
рис. 2
0,32
Ат
Q0 = 76,86~4'8x C)
0,0167A)
0,0333B)
0,0500C)
0,0667D)
73,28
0,859
76,86
0,32
4,8
70,97
65,52
60,47
55,82
/8=-i°c.
6ВХ-700/2,6-АС, работающих в цикле
двухступенчатого сжатия при производительности,
составляющей 25% от максимальной, и
промежуточной температуре ?пр=—10°С [3].
Продолжительность замораживания т=2 ч,_
температура начала замораживания
Расчеты сведены в таблицу.
Равновесную температуру кипения хладагента
при работе морозильного аппарата удобно и
наглядно представить графически (рис. 3).
Результаты расчетов показывают, что при
заданных условиях температура кипения за
цикл D мин) понижается на 3,7°С (от —40,5°С
при загрузке до —44,2°С перед выгрузкой
замороженного продукта).
Приведенная методика позволяет исследовать
динамические характеристики морозильных
аппаратов циклического действия в комплексе
с холодильной установкой, определить
коэффициенты неравномерности тепловой нагрузки
и изменения^ температуры кипения хладагента.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вейнберг Б. С. Поршневые компрессоры
холодильных машин. М., Машиностроение, 1965.
2. Исследование кинетики теплоотвода при
замораживании мясных продуктов в блоках/ В. Г.
Федоров, А. Г. Мазуренко, А. Г. Ионов и др.—Мясная
индустрия СССР, 1976, № 10.
3. Отечественные судовые аммиачные
винтовые компрессорные агрегаты/ Г. А. Канышев,
А. П. Курьянов, А. И. Шварц и др. —
Холодильная техника, 1976, № 1.
4. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. 2. М., Госторгиздат, 1961.
5. Ч и ж о в Г. Б. Теплофизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов. М.,
Пищевая промышленность, 1971.

УДК 621.575.043:621.564.3-9.001.5
Экспериментальное исследование процессов в генераторе абсорбционной
холодильной машины при кипении водных растворов солей
Д-р техн. наук, проф. Н. Н. КОШКИН,
канд. техн. наук Л. С. ТИМОФЕЕВСКИЙ, Н. А. ШВЕЦОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
В серийных абсорбционных холодильных
машинах, работающих при положительных
температурах, в основном применяется одна
рабочая пара: раствор бромистого лития —¦ вода [1 ].
В связи с возрастанием на предприятиях
химической промышленности потребности в больших
количествах «высокотемпературного» холода
на уровне 16—20°С [3], получаемого с помощью
абсорбционных холодильных машин, появилась
потребность в более дешевых абсорбентах, чем
бромистый литий. К таким веществам относится
смесь солей хлористого кальция и триметил-
р-оксиэтиламмония (техническое название
второго «холинхлорид») в соотношении весовых
частей 8:1 15]. Этот абсорбент почти в 30 раз
дешевле соли бромистого лития.
Как показали исследования ряда авторов,
термодинамическая эффективность
абсорбционных холодильных машин существенно зависит
от потерь, связанных с неполнотой выпаривания
раствора в генераторе и неполнотой насыщения
его в абсорбере [2, 4, 6]. Величины указанных
потерь влияют также на металлоемкость и
конструктивные особенности соответствующих
аппаратов.
Авторами исследованы процессы в
генераторах затопленного и оросительного типов с
водными растворами хлористого кальция — холин-
хлорида и бромистого лития в целях
определения характера изменения параметров растворов
и неполноты их выпаривания, а также оценки
интенсивности теплопередачи при обогреве
генераторов горячей водой.
Исследования проводили на
экспериментальном стенде ЛТИХП (рис. 1), который работает
следующим образом. Из генератора 12 в
абсорбер 5 по трубопроводу через пароохладитель 10
направляется пар, а насосом 13 через
теплообменник растворов 19 — крепкий раствор. Из
абсорбера слабый раствор насосом 8 через
теплообменник 19 подается в генератор. Схема
Рис. 1. Принципиальная схема стенда для
исследования процессов в генераторе при кипении водных
растворов солей:
1 — насос охлаждающей воды; 2 — смесительный бак; 3 — бак
для приготовления раствора; 4 — ротаметр; 5 — абсорбер;
6 — термометр; 7 — манометр; 8 — насос слабого раствора;
9 —¦ отбор проб раствора; 10 — пароохладитель; 11 —
масляный дифманометр; 12 — генератор; 13 — насос крепкого
раствора; 14 — воздухоотделитель; 15 — вакуумный насос; 16 —
ртутный дифманометр; 17 — электроподогреватель; 18 — насос
горячей воды; 19 — теплообменник растворов.
//7
22

позволяет осуществлять рециркуляцию
раствора через генератор и абсорбер. Горячая вода
поступает в генератор с помощью насоса 18
из электроподогревателя 17, мощность которого
регулируется в пределах 0—22 кВт. Тепло
абсорбции отводится охлаждающей водой,
подаваемой насосом 1 в трубное пространство
абсорбера. Необходимую температуру
охлаждающей воды устанавливают в смесительном баке 2,
раствор приготавливают в баке 3. Стенд вакуу-
мируют вакуумным насосом 15 через
воздухоотделитель 14. Концентрация раствора,
циркулирующего в системе, повышается в результате
конденсации образующихся при выпаривании
паров воды в воздухоотделителе, который
служит при этом конденсатором. Все оборудование
стенда изготовлено из нержавеющей стали.
Насосы растворов и арматура выполнены
герметичными.
Принципиальная схема генератора
затопленного типа приведена на рис. 2. Теплообменный
пучок 3 генератора размещен в поддоне 6, из
которого крепкий раствор через переливные
трубы 5 поступает в нижнюю часть корпуса 4 ап-
К потенциометру
Слабый или
смешанный растбор
Рис. 2. Принципиальная схема генератора
затопленного типа:
А — система отбора проб раствора; Б — блок измерения
гидростатического давления столба раствора; / — коллектор; 2 —
отборники; 3 — теплообменный пучок; 4 — корпус; 5 — пеле-
ливные трубы; 6 — поддон. F
парата. По коллектору 1 раствор подается в
генератор и равномерно распределяется над
теплообменным пучком. Коллектор состоит
из семи перфорированных труб, расположенных
над соответствующим вертикальным рядом теп-
лообменных труб генератора. Поверхность
теплообмена генератора 3,8 м2. В теплооб-
менном пучке 59 труб, выполненных из
нержавеющей стали Х18Н9Т; диаметр труб 22 X
X 2,5 мм, длина 1,2 м. Число ходов по
греющей воде шесть, расположение труб —
шахматное, с отношением шага труб к их диаметру
1,28, высота трубного пучка 450 мм. Для
визуального наблюдения за распределением
раствора в корпусе генератора предусмотрены
смотровые окна. Греющая вода подается по ходам
теплообменного пучка снизу вверх.
В генераторе оросительного типа,
конструктивно аналогичном генератору затопленного
типа, раствор не заполняет межтрубное
пространство теплообменного пучка, а сливается через
отверстия в нижней части поддона,
открываемые перед началом испытаний. При этом
коллектор является оросителем для двух верхних
рядов теплообменных труб.
В процессе кипения концентрацию раствора
определяли в семи сечениях по высоте тепло-
обменного пучка генератора с помощью
отборников 2 (см. рис. 2), установленных по два
в каждом сечении. Пробы раствора отбирали
в стеклянные герметичные сосуды. Температуру
раствора в местах отбора проб измеряли в
отборниках с помощью термопар типа ХА
индивидуальной тарировки, э. д. с. термопар —
потенциометром Р-306 класса 0,015. Давление
гидростатического столба по высоте кипящего
раствора находили в различных сечениях с
помощью шести ртутных дифманометров,
соединенных с одной стороны с местом измерения
давления, с другой — с паровым пространством
генератора. Во всех опытах скорость движения
греющей воды в трубках генератора была
одинаковой, режим течения воды турбулентным.
Внутренние параметры — параметры раствора,
водяного пара, внешние параметры — греющей
и охлаждающей сред определяли по известной
методике [7]. Испытания проводили при
установившихся режимах работы и постоянных
внешних и внутренних параметрах.
Диапазоны изменения основных параметров
в опытах приведены в табл. 1.
Исследования показали, что при указанных
параметрах в генераторе затопленного типа
давление гидростатического столба растворов
существенно изменяется. На расстоянии 100—
150 мм от поверхности кипящего раствора
хлористого кальция — холинхлорида давление
гидростатического столба составило 1—2 кПа, а
раствора бромистого лития 1,6—2,6 кПа. С ростом
23

Таблица 1
Л?%
Параметры
Концентрация крепкого
раствора под трубным
пучком генератора, g , %
Плотность теплового
потока, qFh, Вт/м2
Давление водяного пара
в генераторе Ph , кПа
Средняя температура, °С
раствора в генераторе
затопленного типа
раствора в генераторе
оросительного типа
Плотность орошения
трубного пучка в генераторе
оросительного типа, Г,
кг/(с«м)
Водный
раствор
бромистого лития
55,0-65,0
1500—6000
1,2—8,5
46—75
53—86
0,08—0,13
Водный
раствор
хлористого

ция—холинхлорида
48,0—57,0
1500—6000
3,0—12,5
44—68
52—80
0,08—0,11
гидростатического столба его давление
увеличивается и в слое жидкости под теплообменным
пучком на расстоянии 480 мм от поверхности
кипящего раствора хлористого кальция —
холинхлорида оно составило 6,5—7,5 кПа, а
бромистого лития 7,5—8,5 кПа. В некоторых
опытах давление в слое жидкости под
теплообменным пучком генератора превышало давление
водяного пара более чем в семь раз.
Установлено, что давление гидростатического столба
зависит от интенсивности процесса кипения
и плотности растворов.
На рис. 3 и 4 представлено изменение
концентраций и температуры водных растворов
хлористого кальция — холинхлорида и бромистого
лития в зависимости от высоты столба
жидкости h для генератора затопленного типа.
Резкое изменение этих величин наблюдается
при значении h = 100 -f- 150 мм. С ее
дальнейшим увеличением рост концентрации не
наблюдается, а температура растворов
продолжает повышаться, причем наиболее интенсивно
у раствора бромистого лития, так как его
плотность выше, чем у раствора хлористого
кальция — холинхлорида. Аналогичные зависимости
получены для всего диапазона изменения
концентрации, температуры и давления.
Рис. 4. Изменение концентрации а и температуры б
водного раствора бромистого лития в зависимости от
высоты столба жидкости для генератора затопленного
типа:
Л — Ph = S,5 кПа; а — рд=1,33 кПа.
2
Л1°С
^-Д—
/С
Г
1
Л Д д
fO u о
1
qF*tt600Bm/M2
200 Ш h,MM
qf -Ш0Вт/м2\
200 ^ Ш
Ь,мм
Рис. 3. Изменениетконцентрации- а и температуры б
водного раствора хлористого кальция—холинхлорида
в зависимости от высоты столба жидкости для
генератора i затопленного типа:
а — Рд—12,45 кПа; а — ph = 3,\6 кПа.
А$,Ъ
1
АГ,°С
/2
J<%
\г
[
L
-д д д
I
qF-kdOOBmfM2
$-59,0%
.0
и/^^
qF -ШОВт/м^
$=59,9% !
200 ^ WO
fr,MM
24

На величину изменения концентрации и
температуры влияет также и давление в генераторе.
Анализ полученных результатов показывает,
что интенсивное кипение раствора в генераторе
затопленного типа происходит лишь при высоте
столба жидкости h = 100 ~ 150 мм.
В генераторе оросительного типа
концентрация и температура растворов изменяются по
всей высоте теплообменного пучка по линейной
зависимости. Температура раствора хлористого
кальция — холинхлорида по высоте тепло-
обменного пучка оросительного генератора
повышается на 0,7—2,6°С, а раствора бромистого
лития — на 0,8—3,1 °С. Изменение температуры
по высоте трубного пучка аппарата уменьшается
со снижением плотности теплового потока, а
также средней концентрации раствора или
давления водяного пара в аппарате.
Неполноту выпаривания растворов в сечениях
по высоте трубного пучка генератора
затопленного типа определяли как разность между
теоретическими и действительными значениями
концентраций соответствующих растворов.
Теоретические концентрации ^ находили с помощью
диаграмм концентрация — энтальпия растворов
по опытным значениям температуры и давления.
Установлено, что величина неполноты
выпаривания растворов в генераторе затопленного
типа резко увеличивается в зоне кипения до
h = 100 -т- 150 мм (рис. 5). При этом неполнота
выпаривания в зоне кипения раствора
хлористого кальция — холинхлорида на 0,2—0,7, а
раствора бромистого лития на 1,0—1,5% ниже
по сравнению с ее значением при высоте столба
жидкости h = 480 мм. Это объясняется тем, что
увеличение неполноты выпаривания растворов
в кипящей зоне связано с повышением их
температуры, которая, в свою очередь, зависит
от высоты гидростатического столба жидкости,
физико-химических свойств растворов и других
факторов. Гидростатическое давление столба
раствора влияет на неполноту выпаривания только
в зоне кипения. В остальной части межтрубного
пространства неполноту выпаривания можно
считать условной, так как в ней практически
отсутствует процесс кипения раствора.
С увеличением плотности теплового потока
неполнота выпаривания раствора хлористого
кальция — холинхлорида снижается. В
генераторе затопленного типа при ph = 5,7 кПа
и \ — 49,5% с возрастанием плотности
теплового потока от 1500 до 6000 Вт/м2 неполнота
выпаривания раствора снижается с 4,4 до 2,5%,
в генераторе оросительного типа при тех же
параметрах — с 3,0 до 1,0%.
С увеличением плотности теплового потока
неполнота выпаривания раствора бромистого
лития повышается. В генераторе затопленного
типа при ph = 5,7 кПа и I = 59,0% с ростом
А%г,%\
о
At-r,%
*^^о
?=59,0%
qF Ч600Вт/мг\
200
m
h,MM
у*-*
1
f f~
1 /
f
Д Д Д
_ i—
Д-
— - - a—
ё,--<*9,5%
qF -ШОВт/м2
200 , 400
/jjMM
Рис. 5. Изменение неполноты выпаривания водных
растворов бромистого лития а и хлористого кальция —
холинхлорида б в зависимости от высоты столба
жидкости для пучка генератора затопленного типа:
а — a — Pft=5,5 кПа; О — Ph=2,73 кПа; д — рл = 1,33 кПа;
б — ? — Рл = 8,4 кПа; О — рл=6,0 кПа; д — ph=3,2 кПа.
плотности теплового потока от 1500 до
6000 Вт/м2 неполнота выпаривания раствора
возрастает от 4,0 до 4,3%, в генераторе
оросительного типа при тех же параметрах — от 1,6
до 2,4%.
Зона кипения раствора в генераторе
затопленного типа характеризуется более интенсивным
процессом теплообмена. Величины
коэффициентов теплопередачи в зоне кипения раствора
хлористого кальция — холинхлорида на 35—40,
а раствора бромистого лития на 20—25% выше
соответствующих средних значений
коэффициентов теплопередачи в генераторе.
В исследованном диапазоне параметров с
увеличением концентрации крепкого раствора в
генераторе снижается средний коэффициент
теплопередачи в аппарате и увеличивается
неполнота выпаривания раствора. Так, при значениях
Ph == 5,7 кПа и <lFh = 4600 Вт/м2 в генераторе
затопленного типа с раствором хлористого
кальция — холинхлорида с увеличением концентра-
4 Холодильная техника № 8
25

ции крепкого раствора от 49,5 до 55,0% средний
коэффициент теплопередачи kFh в аппарате
снижается с 345 до 315 Вт/(м2- К), а неполнота
выпаривания раствора А1Г увеличивается от
3,4 до 3,8%, а с раствором бромистого лития
с увеличением значения | от 55,0 до 61,0%
средний коэффициент теплопередачи
уменьшается с 260 до 240 Вт/(м2-К), а неполнота
выпаривания раствора увеличивается от 4,0 до 4,5%.
При этих же значениях ph и qFh в генераторе
оросительного типа с раствором хлористого
кальция — холинхлорида [Г = 0,10 кг/(с-м)]
при увеличении \ от 49,5 до 57,0% значения
kph уменьшаются от 620 до 476 Вт/(м2-К)
и значения А \г увеличиваются от 1,7 до 2,9%,
а с раствором бромистого лития [Г =
= 0,116 кг/(с-м)] с увеличением \ от 55,0 до
65,0 величина kFfl уменьшается с 696 до
568Вт/(м2-К) и значение А|г возрастает с 0,7
до 2,7%.
С увеличением плотности теплового потока
возрастает интенсивность процесса теплообмена
в генераторе. Так, в генераторе затопленного
типа с раствором хлористого кальция —
холинхлорида при ph = 5,7 кПа и I .= 49,5% с
увеличением плотности теплового потока от 1500
до 6000 Вт/м2 средний коэффициент
теплопередачи в аппарате повышается от 280 до
355 Вт/(м2- К), с раствором бромистого лития
при том же давлении и тех же изменениях
тепловых потоков и g = 59% средний коэффициент
теплопередачи в аппарате увеличивается от 140
до 280 Вт/(м2- К).
С ростом давления водяного пара в аппарате
интенсивность процесса теплообмена в
генераторах затопленного и оросительного типов
возрастает, а неполнота выпаривания раствора
снижается (табл. 2).
Проведенные исследования показали, что
высота столба кипящих водных растворов
бромистого лития и хлористого кальция —
холинхлорида в генераторе затопленного типа в
широком диапазоне изменения параметров
составляет 100—150 мм и процесс кипения в
указанной зоне характеризуется более высокими
значениями коэффициентов теплопередачи,
превышающими средние их значения в аппарате
с раствором бромистого лития на 20—25%, а
с раствором хлористого кальция —
холинхлорида на 35—40%. Поэтому в целях
сокращения теплопередающей поверхности генератора
затопленного типа высоту его трубного пучка
можно ограничить величиной 150 мм.
Резкое увеличение неполноты выпаривания
растворов в генераторе затопленного типа имеет
место только в зоне кипения по ее высоте.
В некипящей зоне неполноту выпаривания
следует считать условной, так как в ней с
увеличением столба жидкости наблюдается увеличение
Т~а блица 2
Тип генератора
Затопленный
Оросительный
[Г=0,1кг/(с.м)]
Водный раствор
бромистого лития, | = 59%
щ&ш*. ph, кПа
2,0
Я
193
582
*
<
5,4
3,0
5,7
247
660
<
4,2
2,2
Водный раствор
хлористого кальция —
холинхлорида,
1-49,5%
Ph. кПа
2,0
284
550
^5
<
5,3
4,0
5,7
345
620
<
3,4
1,7
Примечание. qFh=4600 Вт/м2.
температуры без изменения концентрации
раствора.
При одинаковых параметрах неполнота
выпаривания раствора хлористого кальция —
холинхлорида в генераторе оросительного типа
на 1—2, а раствора бромистого лития — на
1,5—3,5% ниже, чем в генераторе
затопленного типа.
При одинаковых параметрах средние
значения коэффициентов теплопередачи в генераторе
оросительного типа с холинхлоридом в 1,7—
2,0, а с раствором бромистого лития — в 2,5—
3,0 раза выше, чем в генераторе затопленного
типа.
Процесс кипения раствора хлористого
кальция — холинхлорида в генераторе
затопленного типа характеризуется более высокими
значениями коэффициентов теплопередачи и средних
коэффициентов теплопередачи аппарата в
целом, а также более низкими значениями
неполноты выпаривания раствора, чем при кипении
раствора бромистого лития. Поэтому
металлоемкость генератора затопленного типа
абсорбционных машин с водным раствором хлористого
кальция — холинхлорида будет меньше, чем
с раствором бромистого лития.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бадылькес И. С, Данилов Р. Л.
Абсорбционные холодильные машины. М., Пищевая
промышленность, 1966.
2. К а р н а у х М. С. Действительные процессы
абсорбционной бромистолитиевой холодильной
машины. — Холодильная техника, 1962, № 6.
3. Рациональное использование вторичных
энергетических и материальных ресурсов
химической промышленности/В. И. Большаков, И. Д.
Зайцев, М. С. Карнаух и др. — В кн.: Проблемы
эффективного использования вторичных энергоресурсов,
Новосибирск, 1976.
26

4. ТимофеевскийЛ. С. Действительные рабочие
процессы абсорбционного бромистолитиевого
трансформатора тепла. — Холодильная техника, 1966,
№ 7.
5. Физико-химические свойства и
диаграммы концентрация —энтальпия новых рабочих веществ
абсорбционных холодильных машин/И. И. Орехов,
Е. А. Копылов, А. В. Бараненко и др. — Тезисы
докладов 2-ой Всесоюзной научно-технической
конференции по холодильному машиностроению. М.,
1978.
УДК 621 .575:66-935.4-971
Канд. техн. наук А. С. КАППЕЛЬ,
канд. техн. наук Ф. Д. ГОЛИКОВ
Астраханский технический институт рыбной
промышленности и хозяйства
Д-р техн. наук В. Ф. ЛЕБЕДЕВ
Московский институт народного хозяйства
им. Г. В. Плеханова
Абсорбционные машины — единственный тип
теплоиспользующих холодильных машин,
применяемый в широком диапазоне температур
охлаждения. Для них не требуется больших затрат
ценной электрической энергии; двигательные
механизмы отсутствуют (за исключением
насосов); обслуживание АХМ значительно проще,
чем компрессионных машин.
В связи с этим весьма актуальной является
задача повышения термодинамической
эффективности циклов абсорбционных холодильных
машин, определяемой тепловым коэффициентом
где Q0 — тепло, подведенное к испарителю от
охлаждаемого источника (холодильная мощность
машины), Дж;
Qr — тепло, подведенное к генератору от греющего
источника, Дж;
QH — тепловой эквивалент работы насоса для
подачи крепкого раствора из абсорбера в
генератор, Дж.
Анализ работы водоаммиачной абсорбционной
холодильной машины показывает, что
существенным резервом повышения ее
термодинамической и энергетической эффективности является
совершенствование рекуперативного
теплообмена внутри цикла. При этом учитывается
энергетическая ценность передаваемого тепла,
определяемая его температурным уровнем.
Известно [2], что эксергетический КПД
теплообменника, работающего при температуре вы-
6. Шмуйлов Н. Г. Особенности действительных
процессов промышленной абсорбционной бромисто-
литиевой холодильной машины.— Холодильная
техника, 1966, № 7.
7. Экспериментальное исследование
абсорбции и десорбции водяных паров растворов бромистого
лития/Л. М. Розенфельд, Г. А. Паниев, Ю. В. Кузь-
мицкий и др. — Холодильная техника, 1972, № 10
ше температуры окружающей среды ТоС
(теплообменник растворов между генератором и
абсорбером), рассчитывается по уравнению
l-(l/6)
Пг = J , B)
1 ~~ё+де
где 0 = Тт2/Т0. с— безразмерная средняя температура
холодного теплоносителя;
Д0 = АТ/Г0. с— безразмерная разность температур
горячего и холодного
теплоносителя;
AT = Tml — Tm2 — средняя разность температур в
теплообменнике, К;
Тш1 — средняя температура горячего
теплоносителя, К;
Тт2 — средняя температура холодного
теплоносителя, К.
Эксергетический КПД теплообменника,
работающего при температуре ниже температуры
окружающей среды (газовый переохладитель),
%- ''"Г ¦ О)
*— е — де
В уравнении C) Д0 имеет то же значение, что
ив уравнении B). Безразмерная величина 6
определяется из соотношения 6 = Тт1/Тос и
обозначает среднюю температуру нагреваемого
теплоносителя.
Зависимости, построенные по уравнениям B)
и C), представлены на рис. 1. При изобарном
процессе в случае Тт1 < ТоС кривые r\ = f @)
имеют четко выраженный максимум, причем
все значения rimax расположены в области 1 >
> 6>0,5.
С практической точки зрения представляет
интерес установление минимальной средней
температуры ТтЪ которую можно получить при
охлаждении.
Термодинамическая оценка рекуперации тепла в водоаммиачных
абсорбционных холодильных машинах
4*
27

О ? 1 i I
W 1,5 2,0 2,5 0
a
Технически осущест§имая область
Рис. 1. Эксергетический КПД теплообменника при
изобарных изменениях состояний горячего и
холодного теплоносителей:
а -Тт>То.с' 6-Tm<To.V
Обозначая разность температур в процессе
изобарного нагрева охлаждающей среды через
ДГ, К, получим
дг
Т™= 1пГ0.с/(Г0.с-ДГ) • D)
Если разложить знаменатель в ряд и
ограничиться рассмотрением первого члена ряда, то
Гт2 = 0,5BГо.с~ДГ). E)
При условии ATmaX = T0iC получим
Tm2mtti = Ль с/2. F)
Совместим уравнение F) с уравнением
bT = Tml-Tm2i G)
тогда
emin = O,5 + A0. (8)
На рис. 1, б это уравнение представлено в виде
граничного условия и характеризует технически
достижимую область температур, если
рассматривать одноступенчатый процесс теплообмена
до температуры окружающей среды. Видно,
что в этой области как при Т < 70#с, так и
при Т > Тос характер кривых качественно
одинаков. Однако вследствие асимметрии изобар
относительно температуры окружающей среды
даже при одинаковых значениях разности
температур теплоносителей КПД в области Т <
< Т0#с меньше, чем в области Т > T0iC; по этой
причине в качестве газового переохладителя
АХМ должны использоваться наиболее
эффективные теплообменники.
Приведенные соотношения получены при
условии равенства тепловых эквивалентов тепло-
обменивающихся сред. Реализация этого
условия для теплообменников водоаммиачной АХМ
(в частности, газового переохладителя) приводит
к увеличению теплового коэффициента машины
на 8—20%. Одним из методов выравнивания
тепловых эквивалентов потоков в газовом
переохладителе АХМ является многоступенчатое
дросселирование хладагента. При этом
соблюдается условие
A-*)С=с"?п, (9)
где g — количество жидкого хладагента, минующего
газовый переохладитель, кг;
с'— удельная теплоемкость жидкого хладагента,
Дж/(кг-К);
с" — удельная теплоемкость парообразного
хладагента, Дж/(кг-К).
Жидкий хладагент, минующий газовый
переохладитель, подвергается многоступенчатому
дросселированию с промежуточным отбором-
паров. Отобранные пары используются для до-
насыщения крепкого раствора после абсорбера
при промежуточном давлении. При
адиабатическом донасыщении парами промежуточного
давления концентрация раствора увеличивается
Рис. 2. Цикл водоаммиачной АХМ с двухступенчатым
дроссел ированием в /, ^-диаграмме.
28

Рис. 3. Схема циркуляции раствора в водоаммиачной
АХМ с двухступенчатым дросселированием и
промежуточной подачей:
а — обычная схема, б — упрощенная схема; 1 — генератор;
2 — теплообменник растворов; 3 — вентиль отбора раствора на
ректификацию; 4 — регулирующий вентиль; 5,8,9 — насосы
раствора; 6 —абсорбер низкого давления; 7 — абсорбер
промежуточного давления; 10 — конденсатор; 11 — водяной
переохладитель; 12 — основной газовый переохладитель; 13 —
вспомогательный газовый переохладитель; 14 — испаритель;
15 — отделитель жидкости.
незначительно. Однако, используя принцип
промежуточной подачи раствора, можно довести
его концентрацию в абсорбере промежуточного
давления до 1Г> (рис. 2). Остальная часть
крепкого раствора подается через теплообменник
в соответствующую точку генератора АХМ.
Схема циркуляции раствора в водоаммиачной
АХМ с двухступенчатым дросселированием
хладагента и промежуточной подачей раствора
показана на рис. 3.
Относительно небольшое количество раствора
с концентрацией 1Г> (см. рис, 2) является
причиной отсутствия равновесия пара и
крепкого раствора в верхнем сечении исчерпывающей
колонны. Предположим, что флегма покидает
дефлегматор в состоянии, близком к
равновесному, с парами, поступающими на
ректификацию. В этом случае на верхней тарелке
исчерпывающей колонны происходит смешение
флегмы Ф' и раствора Г. Для упрощения расчетов
можно принять, допустив малую погрешность,
что точка Ф", характеризующая состояние
раствора после смешения, лежит на линии кипения
рк. Тогда прямая d"Q>" есть коннода верхнего
сечения исчерпывающей колонны. При условии
равновесия между раствором, покидающим
колонну, и поступающими парами прямая 6!—1
есть коннода нижнего сечения исчерпывающей
колонны. Процесс в колонне происходит без
внешнего теплообмена, вследствие чего конноды
пересекаются в полюсе р на оси приведенных
энтальпий ?о- Эти построения^ позволяют
определить концентрацию паров перед
дефлегматором Id*-
Холодный крепкий раствор, отбираемый на
ректификацию, может быть нагрет лишь до
температуры *ф' в результате чего имеют
место потери от недорекуперации, однако они весьма
незначительны.
Существенное влияние на эффективность АХМ
с двухступенчатым дросселированием оказывает
выбор промежуточного давления рт. При рт,
бесконечно близком к рк, Id" стремится к ?d,
так как расширение интервала дегазации lr> — \
при незначительном количестве
абсорбируемых паров приводит к уменьшению количества
раствора, поступающего в верхнюю часть
исчерпывающей колонны, и в пределе (при рт=
=рк) приближается к нулю. При значении рт,
бесконечно близком к р0, 1Т' стремится к |г,
что также вызывает уменьшение концентрации
пара, поступающего в дефлегматор, в пределе
до Ъь. (при рт=р0).
Оптимизационными расчетами установлено,
что выбор промежуточного давления должен
базироваться на условии равенства
(количественного) потоков пара и раствора в исчерпывающей
колонне. Это обстоятельство позволяет
значительно упростить схему циркуляции раствора
(см. рис. 3, б). Весь раствор после абсорбера
промежуточного давления может быть
направлен в дефлегматор, минуя теплообменник, без
ущерба для рекуперации тепла, кроме того,
насосы 5 и 8 (см. рис. 3, а) могут быть заменены
одним насосом 8 (смрис. 3," б. ).
29

Установка дополнительного газового переох-
228 К, 7? =308 К, Т
И
303 К, ТГ=443К
ладителя и отделителя жидкости в рассматри- показало, что во втором случае тепловой коэф-
ваемой схеме несколько увеличивает металлоем- фициент повышается на 12%.
кость АХМ, однако это успешно компенсируется
уменьшением теплопередающих поверхностей
дефлегматора, генератора, теплообменника и
абсорберов в связи с уменьшением тепловых
нагрузок на эти аппараты.
Сопоставление АХМ, работающей по
классической схеме, и АХМ с двухступенчатым
дросселированием хладагента [1] в режиме Т0
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
" +
к
1. Г о л и к о в Ф. Д. Многоступенчатое дросселиро-
2
вание
АХМ.
— метод повышения теплового коэффициента
— Сб. докладов XX научной конференции
АТИРП и X. Астрахань, 1970. ' .
Fra.tzscher W., Otte F. Sonderdruck,
Wiss Z. TH. Chem.. Leuna —
Bd. 7, H. 2.
Merseburg,
1965,
УДК 621.67.041:66-911.3.001.5
Подогрев
ч
ч
J
I
всасываемого пара
цилиндре
поршневого холодильного
компрессора
Л. Е. МЕДОВАР
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Процесс всасывания пара в цилиндр компрес- внимание, что G
В том, что уравнения A) и B) описывают один
и тот же процесс всасывания, можно убедиться,
продифференцировав уравнение B) и приняв во
сора является процессом с переменной массой.
Такой процесс обычно описывается уравнение^
в дифференциальной форме [3]:
G
м
const и и
Ga+G
р
ц --a i ~м> d(GMttp)=0, так как
=const, a d(Ga иа)
dU
dQBC + ijicdG
где dQBC, dGa,
dUn и dL
a
dU
ц
dL
ВС
о,
A)
Ц
ВС
изменения в процессе всасывания
соответственно количества тепла,
подводимого к хладагенту, массы, внутренней
энергии и работы пара в цилиндре;
Уравнение B) в отличие от уравнения A)
учитывает количество пара GM в мертвом
пространстве и расширение этого пара uv.
Уравнение B) показывает, что повышение температуры
пара в цилиндре в процессе всасывания опреде-
v
к
L
ВС
pdV
ВС»
V
н
vH, у
к
р
dVjie,
значения объема цилиндра в начале и конце
всасывания;
давление пара в цилиндре;
ляется рядом факторов: теплообменом QBC
между паром и стенками цилиндра; смешением
потоков всасываемого пара с расширившимся из
мертвого .пространства; работой пара.
Экспериментально определить воздействие
каждого из факторов на повышение
температуры пара невозможно, так как все эти факторы
i
ВС
действуют одновременно.
Однако совместное использование результатов
эксперимента и расчетов позволяет установить
влияние теплообмена между паром и стенками
цилиндра, включая клапанную плиту, на
повышение температуры всасываемого пара. Для оцен-
конечный результат процесса всасывания в ци- ки этого влияния были проведены испытания че-
изменение объема, описываемого поршнем при
всасывании (по индикаторной диаграмме);
энтальпия всасываемого пара (перед
всасывающим клапаном).
Однако, если целью исследования является
линдр компрессора, более удобно применять
уравнение в интегральной форме:
^а1вс
+ GM«p
где Ga, GM и вц -
масса иара
L
0,
+ Qbc .—* ^вс
соответственно
B)
тырехцилиндрового бессальникового
компрессора 2ФУБС12 (?>=67,5мм, 5=50 мм,
синхронная скорость вращения яс = 1500 об/мин) с ин-
Up И U
ц
шая в цилиндр, в мертвом
пространстве и цилиндре в конце
всасывания;
удельная внутренняя энергия пара
в цилиндре соответственно
расширившегося из мертвого пространства
и в конце всасывания (в нижней
мертвой точке положения поршня).
вощед- дицированием и измерением быстроменяющихся
температур в цилиндрах электронными
приборами ВНИХИ [1, 2, 4] при работе компрессора
на R12.
Предположив, что в уравнении 'B)
ВС
о,
можно определить влияние остальных факторов
на подогрев пара в цилиндре:

^вс — ^м (^р — Щ)
с другой стороны,
~ V'bc ~Г Vm ~
са =—-—-См,
C)
D)
где 1/вс — объем цилиндра при положении поршня в
нижней мертвой точке;
VM — объем мертвого пространства в цилиндре;
^ц — удельный объем пара в цилиндре в конце
всасывания;
GM — масса пара в мертвом пространстве цилиндра.
Совместное решение уравнений C) и D)
позволяет определить удельную внутреннюю энергию
ик и температуру в конце всасывания /ц при
В таблице приведены измеренные при
испытаниях температуры хладагента R12
непосредственно перед всасывающим клапаном tBC и в
конце всасывания /ц; значения подогрева пара
в цилиндре: суммарного 2А^ц, суммарного2 Afn
при QBC=0 и от теплообмена между паром и
стенками цилиндра AtQ при температуре на входе
в компрессор /км1 = 15сС.
Таким образом, результаты исследований
показали, что на повышение температуры
всасываемого пара в цилиндре решающее влияние
оказывает теплообмен между паром и стенками
цилиндра. Суммарное влияние всех остальных
факторов существенно меньше.
Значения коэффициента подогрева Xw и его
составляющих ^вс и XWJl, приведенные в
таблице, получены по результатам измерений
температур Гкм1 перед компрессором, Твс перед
всасывающим клапаном и Гц в цилиндре в конце
всасывания:
Режим
работы

компрессора, °С
t ; t„
*0' к
— 5;30
—15;30
—25;30
— 5;40
— 5;50
—25;50
Температур
t
1 ВС
32
40
62
37
47
78
t„
^ц
58
74
100
67
82
117
а хладагента
j
<
26
34
38
30
35
39
- я*
<
6
10
11
9
10
7
. °с
о*
<
20
24
27
29
25
32
Коэффициенты
подогрева
%
"ии
0,87
0,83
0,77
0,85
0,81
0,74
к
ювс
0,95
0,92
0,86
0,93
0,9
0,82
X,
юц
0,92
0,9
0,9
0,91
0,9
0,9
0,3
0,8
0J
УРкмг'Рнм
Зависимость коэффициента подогрева и его
составляющих от отношения давлений нагнетания и всасывания
при работе бессальникового компрессора 2ФУБС12
на хладагенте R12:
= 30°С; х — /К = 40°С
С — ?К = 50°С.
1wbc'> 3
• v + •
На рисунке показана экспериментально
найденная зависимость коэффициента подогрева и
его составляющих для компрессора 2ФУБС12
от отношения давлений нагнетания и
всасывания.
Полученные значения коэффициентов
подогрева могут быть использованы при сравнительных
расчетах. Значения частных коэффициентов
подогрева в картере и в цилиндре близки между
собой, а их изменения с ростом отношения
давлений нагнетания и всасывания незначительны.
ли. =
* км1
= %и
^1С ВС — f
вс и \ д
П hlc ц —= гр
1 Я
- характеризуют по-
: КМ1 ' 1 ВС
догрев пара во всасывающем канале (от
всасывающего вентиля до всасывающего клапана) и
цилиндре (от всасывающего клапана до нижней
мертвой точки положения поршня).
В современных компрессорах со всасывающим
кольцевым клапаном, расположенным вокруг
цилиндра , A,wu=0,98-^-0,94 в диапазоне отношения
давлений нагнетания и всасывания /vWPkmi —
= Зч-15. То же относится и к герметичным
компрессорам (вследствие высокой степени
подогрева пара до входа в цилиндр).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А г а р е в Е. М., Медовар Л. Е. Малоинер -
ционный термометр сопротивления для измерения
температур в рабочих полостях холодильных
компрессоров. — Холодильная техника, 1969, № 4.
2. А г а р е в Е. М., Медовар Л. Е., Т и м о -
х и н А. А. Электронные индикаторы давления с
малогабаритными пьезокерамическими датчиками. —
Холодильная техника, 1967, № 7.
3. М а м о н т о в М. А. Вопросы термодинамики тела
переменной массы. М., Оборонгиз, 1961.
4. Приборы для измерения быстроменяющихся
температур в рабочих полостях холодильных машин/
Е. М. Агарев, В. К. Лемешко, Л. Е. Медовар и др.—
М., ЦНИИТЭИмясомолпром, 1971.
31

УДК 621.515.041:621.564.2-94.001.5
Исследование течения потока хладагента в сборных
камерах концевых ступеней холодильных турбокомпрессоров
Канд. техн. наук А. А. МИФТАХОВ, О. И. ТАРАБАРИН
Казанский химико-технологический институт
им. С. М. Кирова
В последние годы в концевых ступенях
холодильных турбокомпрессоров применяют
выходные устройства типа кольцевой сборной камеры
с постоянной площадью поперечного сечения.
Это обусловлено их существенными
преимуществами перед спиральными улитками: простотой
конструкции, технологичностью изготовления,
широкой возможностью унификации и,
главное, относительно малой зависимостью
коэффициента потерь энергии от расхода при
регулировании холодопроизводительности. Кроме того,
обеспечивается более равномерное давление за
колесом и диффузором, что особенно важно при
использовании в качестве хладагентов фреонов,
работа на которых протекает при больших
числах Маха. Недостаток указанного типа
выходного устройства — высокий уровень потерь
энергии, превышающий на|расчетном режиме
потери в спиральных улитках.
Несмотря на широкое использование в
турбокомпрессорах сборных камер, их аэродинамика
изучена слабо. В работах [1—4], посвященных
исследованию концевой ступени с боковой
сборной камерой прямоугольного сечения,
вытянутой в радиальном направлении, в основном
приведены сведения лишь о характере изменения
коэффициента потерь энергии в зависимости от
режима работы ступени. Данные о структуре
потока в сборной камере при изменении режима
ее работы и основных источниках потерь
энергии отсутствуют.
На кафедре холодильных машин и установок
Казанского химико-технологического института
им. С. М. Кирова в течение ряда лет ведутся
комплексные исследования аэродинамики в
различных типах входных и выходных устройств
холодильных турбокомпрессоров.
Авторами проведено экспериментальное
исследование течения потока хладагента в сборных
камерах различной формы поперечного сечения.
Последние были выбраны с учетом современных
тенденций конструирования проточной части
концевых ступеней холодильных
турбокомпрессоров (рис. 1).
Исследуемые сборные камеры спроектированы
при условии RC u=const (/?—текущий радиус
сечения, Си — окружная составляющая
абсолютной скорости) и имеют постоянную по
окружности площадь проходного сечения FK.
Расчетное значение интеграла / сечения сборной
камеры, обеспечивающее минимум потерь энергии,
зависит от ширины диффузора &4, расчетного
угла входа потока в камеру а*. Его определяли
по выражению [3]
1= \ -?-dR=27ib4tga4ks,
где RH, RBH — наружный и внутренний радиусы
кольцевого канала;
Bi — текущая ширина канала кольцевой
камеры;
ks — опытный коэффициент, учитывающий
отклонение течения от условия i?Cu=const.
Значение коэффциента ks для всех
исследованных сборных камер, кроме № 9,
принимали, согласно рекомендации [3], равным 1,18.
Очевидно, что оптимальному значению
интеграла / может соответствовать несколько
сборных кольцевых камер с одинаковыми шириной
№f N±2 N?5 hfzif nz5 ц.
Рис. 1. Схемы исследованных сборных камер.
32

диффузора &4 A4,8 мм), наружным диаметром
кольцевого капала камеры DK F50 мм) и с
различными значениями ширины В и внутреннего
диаметра DBH канала (см. таблицу).
Камеры № 1—6 имеют одинаковое значение
интеграла /, характеризующего пропускную
способность выходного устройства, и различную
форму проходного сечения. Величину интеграла /
определяли графоаналитическим способом по
всей площади поперечного сечения сборной
камеры, включая часть безлопаточного
(лопаточного) диффузора и поворотный участок на входе
в камеру [3].
Геометрические параметры рабочих колес
закрытого типа и диффузоров концевых ступеней
для всех исследованных сборных камер
оставались .неизменными и имели следующие
значения: отношение ширины Ь2 рабочего колеса к его
диаметру D2—62/D2=0,042, выходной угол
лопатки рабочего колеса РЛ2=48 и 90°, тип
диффузора для камер № 1—6 без лопаточный,
наиболее распространенный в холодильных
турбокомпрессорах (для камеры № 7—лопаточный).
В целях получения достоверных и
необходимых для описания физической картины течения
данных о структуре потока, наряду с
измерениями параметров потока в контрольных сечениях
ступени, проводили его зондирование по
окружности на выходе из диффузора и в проточной
части сборной камеры в сечениях 0=55, 65,
80, 90, 135, 180, 225, 270, 315 и 360°. Поток в
полости диффузора зондировали трехканальными
цилиндрическими зондами диаметром 2,5 мм, а
в полости сборной камеры — пятиканальными
шаровыми зондами с диаметром головки 4 мм.
Параметры потока в указанных сечениях
измеряли в двух-трех плоскостях по высоте (радиусу)
и по ширине меридионального сечения сборной
камеры.
Анализ структуры потока во входной части
сборных камер (№ 1—6, 8, 9) показал, что
геометрическая форма поперечного сечения не
оказывает сильного воздействия на изменение
структуры потока за колесом и диффузором в
меридиональной плоскости, но заметно влияет на
неравномерность распределения параметров по
окружности. Для всех исследованных ступеней
качественное распределение статических
давлений по углу 0 на выходе из колеса аналогично
распределению средних по сечению статических
давлений соответствующих сборных камер
(рис. 2). Значения минимальных давлений р
и соответственно максимальных скоростей
находятся в области 360°>9>0°. На выходе из
диффузора наименьшие давления наблюдаются в
зонах, примыкающих к выходному патрубку
камеры. Здесь же имеют место максимальные
скорости и углы потока. С уменьшением коэффициента
Сборная камера
1
2
3
4
5
6
7
8
9
DBH> мм
368
395
432
429
446
480
446
480
410
В, мм
70
85
ПО
100
115
130
135
102
125
/, мм
26,5
36,5
36,5
36,5
36,5
36,5
61,0
32,0
40,5
FK, см»
62,2
69,1
79,2
71,7
76,5
87,0
102,2
71,2
92,1
А
ТЖ
У
I
т
¦*=
Щ
ggg^ i
XI
S
J
О 90 135 180 270 360 В,0
Рис. 2. Распределение по длине камеры статического
Давления /?г-, отнесенного к средней ^величине рср, при
различных значениях коэффициента расхода ф0:
О _ <р0=0,26; ф — фо = 0,23; А— Фо=0,195; В — Фо = 0,12.
расхода ср 0 неравномерность распределения
параметров потока по окружности снижается.
Опыты показали, что наименьшая
неравномерность давления р характерна для сборной камеры
круглой формы поперечного сечения. С
уменьшением значений 7?вн и В увеличивается
неравномерность распределения параметров потока
по окружности как за колесом, так и
диффузором. Увеличение значений RBK и В приводит
к незначительному росту неравномерности
параметров потока.
Эффективность работы сборной камеры и
интенсивность ее влияния на работу
предшествующих элементов ступени определяется характером
течения в ней газа. Анализ распределения
окружной Си, радиальной Сг и осевой Cz
составляющих абсолютной скорости показывает, что
характер течения в них зависит от режима работы
ступени и расположения сечения по углу 6.
Наиболее сложная структура потока во всех
камерах наблюдается в сечениях при 8<180°.
На рис. 3, 4 и 5 приведены графики
изменения составляющих абсолютной скорости CU} Cr
и Сг по ширине и высоте сборных камер №1,
3 и 6, имеющих различную геометрическую
форму. Наибольшая неравномерность изменения
составляющих скорости установлена для камер
№ 1 и 6, что и обусловливает, по-видимому,
более высокие потери энергии в них.

Характер распределения меридиональных
составляющих скорости Сг и Cz в сечениях камер
указывает на наличие в них при всех режимах
работы ступени развитого одностороннего вихря,
вращающегося по часовой стрелке.
Интенсивность вихря существенно зависит от угла входа
потока а4.
На рис. 6 показаны пространственные схемы
движения потока, построенные на основании
эпюр скоростей в меридиональных сечениях
кольцевых камер № 1, 3, 6. Как видно из схем, в
пространстве камер на всех режимах рабрты
наблюдается зона обратного течения, в которой
окружная составляющая скорости Си имеет
противоположное направление.
В камере круглой формы № 3 на режимах
ос4>а* зона обратного течения распространяется
в глубь камеры до сечения 6^180°. С ростом угла
Рис. 3. Распределение составляющих скоростей Си
Cr, Cz по сечениям сборной камеры № 1.
Odj. >OC^ 0/7/77
a I,, ~a.it опт
ocif. *- сс^опт
?
fL
\\\
I'lUJ
•7—
i /
[м
V
1 1
\
в-180° _J
10м/с
&=360°
Юм/с
гЛ
| (Л
L.L
Пи
Of
Ч-
/
)!\
ill
l/i
6 = 90°
--180° J Юм/с
Wm/c
-360°
Рис. 4. Распределение
составляющих скоростей Си,
Сг, Сг по сечениям
сборной камеры № 3.
Рис. 5. Распределение
составляющих скоростей Си,
Cr, Cz по сечениям сборной
камеры № 6.

а* >сс*олт
cCf. ^oc?onm
Рис. 6. Схема картины течения в сборных камерах
№1,3 и 6.
в зона обратного течения уменьшается по
высоте камеры и при значениях 0 = 120-М 80°
сосредоточивается в ее середине. Скорости
обратного течения возрастают по мере приближения
к выходному патрубку. Застойные зоны, в
которых практически нет направленного движения
потока, образуется в основном в нижней части
камеры, вблизи линии раздела потоков. Наличие
зоны обширного обратного течения у выходного
патрубка приводит к образованию на задней
стенке патрубка вихревых зон, возникающих в
результате обтекания кромки патрубка потоком
с отрицательным значением Си. С уменьшением
угла а 4 зона обратного течения и величина
скорости в ней уменьшаются, а линия раздела
потоков смещается к выходному патрубку.
Ослабление интенсивности обратного течения с
уменьшением угла а 4 приводит к уменьшению
вихревой зоны на задней стенке патрубка,
которая при а4<ос* полностью исчезает.
Смешение обратного потока с основным происходит
на участке при ® = ®я(®я — угол начала
языка). На режимах а4<о^ вдоль внутренней
стенки камеры появляется рециркуляционное
течение (без отрицательных значений Си).
Изменение формы поперечного сечения
кольцевой камеры — круглой № 3 на прямоугольную
№ 1 с малым радиусом RBK и шириной В —
заметно сказывается на распределении потоков.
Зона обратного течения увеличивается как по
высоте камеры, так и углу 6. Скорости обратного
течения возрастают, и на задней стенке
патрубка вихревые зоны становятся более
интенсивными (см. рис. 6).
Увеличение радиуса RBn и ширины В также
влияет на течение потока, но слабее. Как видно
из рис. 6, зона обратного течения незначительно
уменьшается по высоте камеры и по углу Э,
скорость обратного потока снижается, что
уменьшает размеры вихревой зоны на задней стенке
выходного патрубка.
Уменьшение а4 в камерах прямоугольной
формы сечения (№ 1, 2, 4, 5, 6) меняет общую
картину течения так же, как и для камеры № 3
круглого сечения.
Основной причиной возникновения обратного
течения является неравномерность статического
давления по окружности, которая возникает
вследствие разности скоростей в сечениях камер.
Вместе с тем формированию зоны обратного
течения во многом способствует существующий на
всех режимах работы градиент давления,
направленный в сторону выходного патрубка из
полости камеры, расположенной при 8^40-f-
-110°.
Распределение осредненного по сечению
статического давления р по длине камеры
показано на рис. 2. Поток, попадающий в полость
камеры у языка Э=9Я (см. рис. 1) сначала
движется в направлении нарастания расхода по
углу 0, а, достигнув зоны с повышенным
давлением и не сумев преодолеть ее, возвращается
в патрубок. Формированию зоны обратного
течения способствует также закрученный характер
течения потока и неравномерность углов и
скоростей на выходе из диффузора.
С уменьшением угла а4 неравномерность
статического давления по длине камеры падает,
это приводит как к сокращению зоны обратного
течения, так и ослаблению интенсивности
вихревого движения.
Анализ и обобщение полученных
экспериментальных данных позволили установить основные
источники потерь в сборных камерах. При
режимах работы а4>а* потери возникают главным
образом при разделении потока на прямой (Си>
>0) и обратный (Си<0), характерный для
первой половины камеры; в результате трения о
стенки при движении закрученного потока; от
смешения потоков, сопровождающегося
образованием вихревых зон на задней стенке патрубка.
С уменьшением угла а4 структура потока
становится более упорядоченной: закрутка и зона
обратного потока уменьшаются, что снижает
вышеуказанные виды потерь. Вместе с тем с
уменьшением а 4 заметно ухудшается условие течения
на поворотном участке кольцевой камеры и уве-
35

личивается относительная доля потерь,
приходящаяся на этот участок.
Изменение структуры потока в камерах
различной геометрической формы сечения и
установление основных источников потерь в них
позволяют обоснованно объяснить причины
различной эффективности камер при одинаковых
режимах работы. При уменьшении значений RBn
и В во всем диапазоне рабочих режимов в связи
с возрастанием зоны обратного течения,
сопротивлением движению закрученного потока и
ухудшением условий течения в патрубке потери
резко увеличиваются.
Исследование течения потока в сборной
камере № 7, расположенной за лопаточным
диффузором, показало, что структура потока в ее
сечениях слабо деформируется с изменением режима
работы. В сечениях камеры при 8=40-М80°
также имеются застойные зоны, зона обратного
течения и односторонний вихрь. Однако их
влияние проявляется гораздо слабее, чем в камере,
расположенной за безлопаточным диффузором.
Структура потока во второй половине камеры
(9=1804-360°) изменяется незначительно в
широком диапазоне значений коэффициента
расхода ф0.
Сопоставление физических картин течения в
кольцевой камере № 9, полученных при окруж-
Р- , 2 & А
ных скоростях и 2=200 и 250 м/с, кеС4 = —— =
D2u2
= 1,5 • 10б и 2 • 105 и соответственно ReM = —— =
=4,8-105 и 6,Ы05 (С4 — абсолютная скорость
на выходе из диффузора; vH, v4 —
кинематическая вязкость на входе в ступень и диффузор)
показало, что изменение скорости и2 слабо
влияет на картину течения потока. Величина
коэффициента потерь ? в режиме а*4=а* и крутизна
характеристики данной камеры изменяются
незначительно.
Исследование структуры потока в сборной
камере № 8, установленной за рабочим колесом
с Рл2=90° и безлопаточным диффузором,
показало, что качественно течение потока аналогично
течению в камере № 3 с рабочим колесом рл2=
=48° и безлопаточном диффузоре.
В результате проведенных исследований
установлено следующее.
— Форма поперечного сечения кольцевой
сборной камеры существенно влияет на
структуру потока и эффективность ее работы. При
увеличении радиального размера сечения
камеры (RK—Rm) и уменьшении осевого
размера В возрастают потери энергии.
Наиболее эффективна круглая поперечная форма
сечения камеры или близкая к ней.
Перспективным является применение кольцевых камер с
сечением, вытянутым вдоль оси машины.
— В кольцевой камере, расположенной за ло-
паточным диффузором, течение потока слабо
зависит от режима работы; поля скоростей в
сечениях камеры остаются подобными при всех
режимах работы ступени.
— В проточной части сборных камер на всех
режимах работы образуется зона обратного
течения. Движение потока вдоль проточной части
камеры на всех режимах происходит по винтовой
линии, что значительно увеличивает длину пути
движения, а следовательно, и долю потерь
трения.
— Потери энергии на входном участке
сечения камеры составляют на оптимальном режиме
работы 20—30% от суммарных потерь.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Д е н Г. Н. Механика потока в центробежных
компрессорах. Л., Машиностроение, 1973.
2. Столярский М. Т. О работе центробежного
нагнетателя с безлопаточным диффузором и боковой
сборной камерой. — Энергомашиностроение, 1964,
№ 3.
3. Столярский М. Т. Результаты исследования
выходных устройств с безлопаточным диффузором
и боковой сборной камерой для нагнетателей
транспорта природного газа и центробежных
компрессоров высокого давления. —Труды ЦКТИ им. И. И.Пол-
зунова, 1967, вып. 77.
4. Шершнева А. Н. О работе нагнетательных
внутренних улиток и кольцевых камер. —
Энергомашиностроение, 1968, № 10.
УДК 62-252.1-932.001.24:[664.859.2:664.9-4041.037
Определение продолжительности замораживания жидких пищевых продуктов
в барабанных аппаратах непрерывного действия
Б. М. МЕНИН, канд. техн. наук В. Б. РЖЕВСКАЯ,
д-р техн. наукг проф. Э. И. ГУЙГО
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
При расчете барабанных морозильных
аппаратов непрерывного действия (АНД) для
замораживания пастообразных пищевых продуктов не-
36

обходимо знать продолжительность
намораживания продукта заданной толщины на
поверхности барабана. Такая задача решена [2, 3]
применительно к льдогенераторам чешуйчатого
льда (температура замораживания 0°С).
Авторами предлагается расчет
продолжительности намораживания пищевых продуктов на
охлаждаемой поверхности барабана с учетом ее
кривизны и термического сопротивления.
При расчете сделаны следующие допущения:
перемещающаяся в процессе вымораживания
воды в продукте поверхность раздела ее фаз,
действительные форма и величина которой не
могут быть определены, является гладкой,
эквидистантной охлаждающей поверхности;
температура поверхности раздела неизменна
в течение всего процесса и равна криоскопиче-
ской температуре продукта;
теплофизические характеристики замерзшего
слоя продукта (ЗСП) и охлаждающей стенки,
определяемые по соответствующим температурам,
неизменны;
процесс затвердевания слоя продукта
обусловлен только передачей тепла путем
теплопроводности.
В соответствии со сделанными допущениями
физическая модель описывается следующими
уравнениями:
dti (г, т)
дх
dt (л т)
дт
rWi(r,x) J_ dhj^xyi
~ ai [ dr* > г dr ] >
¦]¦
r0<r^r0 + R; A)
дЦ (г, т) ( J dt(nx)
дг*
'о + #</-<г0 + Я + ?
при граничных условиях
dt1(r, т) а
дг
= lf tMr'T) — t0], r = rQ
dt (г, т)
dr
dh (r, t)
dr
, r = r0 + R;
B)
C)
D)
t(r,T) = t1(r,x)=T[t)(r,T)], r = r0 + R; E
dt (г, т)
dr
ac(tc+tKl>)+^-^f r = r0 + « + C;
t{r,T)=tK1>, r = r0+R+t).
F)
G)
где/,^, tc, /кр> t0 — температура соответственно ЗСП,
стенки испарителя, свежего
продукта, криоскопическая продукта,
кипения хладагента;
г— радиальная координата;
т— время;
а, ах — коэффициенты
температуропроводности ЗСП и стенки;
г0 — радиус цилиндра испарителя;
R— толщина стенки испарителя;
?— толщина ЗСП;
а0—• коэффициент теплоотдачи от
стенки к хладагенту;
А, X} — коэффициенты
теплопроводности ЗСП и стенки испарителя;
Т — температура наружной
поверхности барабана-испарителя
ас •— коэффициент теплоотдачи от
свежего продукта к ЗСП;
р — плотность ЗСП;
Р — удельная теплота затвердевания
продукта;
N— коэффициент, учитывающий
степень интенсификации процесса
затвердевания в аппаратах
непрерывного действия [2].
Поскольку точного решения данной задачи
найти нельзя, использовали приближенный
метод Л. С. Лейбензона 11 ],^основанный на Замене
истинных температурных кривых их
простейшими аналогами.
Используя методику, изложенную в работе
[3], имеем:
tx = Ci In г + С2; t2 = С3 In r + С4,
где С^, 62» С3) С4"-"
(8'
коэффициенты, рассчитываемые
при решении системы A) — (8).
Решая систему уравнений, полученных при
подстановке уравнения (8) в формулы C), E),
G), находим
*i =
T-t0
1 r° + R ,
In-77— +
к
lnr-f
Г0(*а
toln(r0 + R) + TGj~--\nr
у oao
' . r0 + R X,
ln~7—+ 77Г
(9)
t — -
fep •
In
rj±R_±t
r0 + R
lnr +
+
Г In (r0 + R + i)- tKV In (r, + R)
In
r0 + R +1
r0 + R
A0)
Значение Т определяем при подстановке
уравнений (9) и A0) в выражение D):
Т = ¦
К ln r л. ff~ + A I In 4-
(И)
Решая уравнение F) с учетом формулы A1),
получаем обыкновенное дифференциальное
уравнение с разделяющимися переменными:
37

dx== —
Pi
acN(tc — tup)
X
">о-гД
ini+гт
+—I In-
Rr^i
('+^)['"('
JdC
¦^Rj + irr-77^
' ro^ojl^ h<Zc(tc — tKV){r0 + R)
откуда получаем формулу для расчета
продолжительности тонкослойного намораживания
продукта на поверхности барабана с
заданным радиусом кривизны
РР г A+т])[1пA+г))-Ь?]
¦и
acN(tc-tKV) J A + ц)[1пA+т))+Я]-Л<*Е»
о
A2)
где т]
I
~r0+R
; в = т- in——+--7
Ос(*с-*кр)М'о+Л) '
Числитель и знаменатель подынтегральной
функции уравнения A2) разложим в степенные
ряды, а затем частное от деления полученных
рядов, также в виде степенного ряда,
проинтегрируем.
Ограничившись двумя членами ряда, можем
записать:
В
acN(tc — *кр)
А(\+В)
2(B~-A)*(rQ + R)
В—А
I2
Е-
A3)
При г0->оо (г0>10 см) формула A3) принимает
вид:
РМ
N \acR
«С
Uc — ^кр) + ^l^o ~~ ^кр
^1 (^1^о — ^кр) г
2А,[ас/г(/с-/кр)+Мо—^кр]*
A4)
С помощью формулы A4) можно приближенно
подсчитать продолжительность намораживания
пищевого продукта на плоской стенке. Решение
по этой формуле будет соответствовать
полученному по формуле A5), которая предложена в
работе [21:
91
N
U 0
' ctGtG
In 1
CCntnM
ctctckR + Mi/о
A5)
при условии, когда ^р^О, a0-*-oo, N=2y а
логарифм представлен в виде ряда, где с доста-
Объект
замораживания
Лед
Лед
Рыбный фарш
^^
X
^
"+*.
„ н
«<CQ *
2,326
2,326
1,5
ео
кг/м
a
1000
1000
920
0
jt
0
0
—5
„-«.
«
он
8 CQ
286,6
286,6
10
. Си
счет-
я фо
ла
а а >>
О* к 2
14
15Г21
14
т, с
8,78
8,8
6,46
точной степенью точности ограничиваются
двумя первыми членами.
В рассматриваемом ниже примере показана
возможность применения формулы A4) в
сопоставлении с формулой A5), используемой для
определения продолжительности намораживания
продукта на охлаждающей пластине.
Расчеты проведены при значениях Хг=
= 14,7 Вт/(м2-К), Р=334-103 Дж/кг, г0-^оо, #=
=8.10-3м, t0=— 20°C, a0-^oo, *C=10°C, N=2y
S=l,182 мм.
Значения остальных величин даны в таблице.
Как видно, расчетные величины
продолжительности замораживания воды по формулам
A4) и A5) практически совпадают, а расчет
продолжительности намораживания рыбного
фарша по формуле A4) подтверждает
необходимость учета криоскопической температуры.
Следует отметить, что при снижении
температуры кипения хладагента влияние
криоскопической температуры уменьшается.
Исследования, проведенные в институте Гипро-
рыбфлот (г. Ивангород) по намораживанию
рыбного фарша, фруктовых пюре, подтвердили
предсказанное формулой A4) уменьшение времени
замораживания пасто- и фаРше°бразных
продуктов на 10—20% по сравнению с временем
замораживания воды.
Таким образом, приближенная формула A4)
позволяет установить необходимый режим
работы АНД в зависимости от вида продукта по
его криоскопической температуре.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лейбензон Л. СО динамическом
температурном условии образования складчатости на
поверхности земного шара при охлаждении.— Изв. АН
СССР, ОТН, серия геогр. и геофиз., 1939, № 6.
2. Ржевская В. Б., Степанова Л. А.,
Фомин Н. В. Исследование намораживания
тонких слоев льда в аппаратах непрерывного действия.—
Холодильная техника, 1973, № 5.
3. Ю ш к о в П. П., Ржевская В. Б.
Намораживание слоя льда заданной толщины при натека-
нии жидкости на охлажденную цилиндрическую
поверхность. — Инженерно-физический журнал, 1974,
т. XXVII, № 4.
38

УДК [637.52.002.22:664.87]:531.756
Исследование плотности компонентов готовых блюд
Канд. техн. наун В. П. ЛАТЫШЕВ, М. Н. ГРИЦЫН
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Развитие промышленного производства
замороженных готовых блюд потребовало
всестороннего изучения свойств их компонентов.
Авторами измерена плотность компонентов
ряда готовых блюд (см. таблицу). Компоненты
прошли полную тепловую обработку по
ОСТ 49 107—76 и ТУ 49 407—77. Свиной жир
соответствовал ГОСТ 5.107—68.
Для каждого из ~400 исследованных
компонентов устанавливали содержание ингредиентов:
влаги по ГОСТ 9793—74 и жира по ГОСТ
8756.21—70. Криоскопическую температуру
измеряли на экспериментальной установке ВНИХИ
(рис. 1) при температуре стенок измерительной
ячейки —28°С и массе образца 100—120 г.
Статистические данные о доле влаги ?вл, жира 1т
и криоскопической температуре 7кр с указанием
доверительного интервала при вероятности Р=
= 0,95 приведены в таблице.
На основании пределов колебания содержания
ингредиентов определяли статистически
достоверное количество независимых испытаний. Объ-
Рис. 1. Схема
экспериментальной установки для
измерения криоскопической
температуры:
/ — холодильный агрегат ФАК>
0,7Е; 2 — испаритель; 3 —
термостат U10; 4 — центробежный
насос; 5 — платиновый термометр
сопротивления; 6 — образец; 7 —
измерительная ячейка; 8 — воздух;
9— потенциометр постоянного тока
Р345; 10 — усилитель Ф305.2;
// — переключатель направления
тока П309; 12 — образцовая
катушка сопротивления Р331,
1000 Ом; 13 — магазин
сопротивлений МСР-60М; 14 —
самопишущий миллиамперметр КСУ-4.
Компоненты
готовых блюд
Гуляш
Говядина
Котлеты
Тефтели
Каша гречневая
Каша рисовая
Соус красный
Соус белый
Ткр. К
(±0,2К)
270,8
271,0
270,5
271,2
272,0
272,1
271,4
271,2
?вл' %
(±0,5%)
Р = 0,95
59,0
59,3
56,0
66,1
64,6
65,6
80,3
80,9
«Ж' '°
(±0,8%)
8,6
7,4
9,6
9,9
3,1
4,2
7,5
8,1
Соде
соли
порц
(Ь50
1,0
1,0
1,2
0,8
1,0
1,0
1,1
1,1
TKV<T.
а0
1077,5
1092,2
1040,6
1066,3
1107,2
1113,5
1125,2*
1125,2*
К<373,15
at
0,23
0,22
0,34
0,34
0,49
0,49
1,32*
1,32*
bo
1095,4
1133,4
1073,8
1060,8
1113,4
1088,4
1070,3
1070,3
77,35<Г
bt
0,35
0,37
0,35
0,35 .
0,35
0,35
0,36
0,36
¦ к<гкр
b2
76,5
57,6
61,8
101,0
87,2
118,9
137,4
137,7
b3
0,088
0,086
0,093
0,135
0,092
0,152
0,25
0,25
* Для диапазона 303,15<7\ К< 373,15
39

ем представительной выборки при измерении
плотности по каждому компоненту составлял от
30 до 50 измерений.
Плотность компонентов готовых блюд
исследовали методом гидростатического
взвешивания при атмосферном давлении [1] на
экспериментальной установке (рис. 2). Термостатиро-
вание осуществляли ультра-термостатом U10 и
ультра-криостатом N180 с точностью ±1 К.
В зависимости от рабочего диапазона
температур образцы компонентов взвешивали в
соответствующей жидкости: воде, денатурированном
спирте, R22, R13 и жидком азоте.
Анализ возможных методических ошибок
показал, что примененные жидкости, за
исключением воды, обладают незначительной вязкостью
и малым коэффициентом поверхностного
натяжения, поэтому не наблюдалось уменьшения
чувствительности весов при снижении
температуры жидкости и образования воздушных
пузырьков на поверхности образца.
.Объем нити, погружаемой вместе с образцом
в'жидкость, а также силу сцепления нити и
жидкости учитывали в процессе тарировки
перфорированных и неперфорированных цилиндров без
образцов, поэтому исключалось их влияние на
результат измерений.
Ошибка, вносимая действием аэростатических
и конвективных сил, лежит за пределами
погрешности весов.
Для расчета j плотности компонентов
предварительно определяли температурную
зависимость плотности воды, денатурированного
спирта, R22, R13 и жидкого азота, кипящего при
нормальном давлении. Отклонения полученных
значений от имеющихся опубликованных
данных находятся в пределах погрешности
эксперимента.
Основная причина возможного отклонения
действительных значений от экспериментальных
состоит во взаимодействии открытой
поверхности жидкости с окружающим воздухом, когда
в результате абсорбции, испарения легкой
фракции и конденсации водяных паров возможно
изменение состава жидкости и, следовательно, ее
плотности.
В области положительных температур
экспериментально не обнаружено различия в
плотности дистиллированной воды и
воды,насыщенной воздухом. При отрицательных температурах
плотность льда из дистиллированной воды выше
плотности льда из воды, насыщенной воздухом.
Экспериментальная проверка погрешности
измерений на веществах с хорошо изученной
температурной зависимостью плотности
(дистиллированная вода и лед) показала, что
воспроизводимость результатов измерений составляет
0,4—0,6% при доверительнбй вероятности Р=
=0,95.
Полученные экспериментальные значения
плотности компонентов готовых блюд и свиного
жира приведены на рис. 3.
Интерполяционную зависимость плотности
компонентов готовых блюд от температуры
искали в виде следующих уравнений:
(а0 -аг(Т — ГКр) при Т ^ Гкр,
) A, а)
\b0 — bxT + b2exp[b3(T— Гкр)] при 7^Гкр,
1 A, б)
р — плотность компонента, 77 ^ Г, К < 373,
кг/м3;
Т — температура, К;
7кр — криоскопическая температура, К;
Р =
где
Рис. 2. Схема
экспериментальной установки для исследования
плотности:
1 — коромысло; 2 — весы лабораторные
квадратные ВЛК-500; 3 —
ультра-термостат U10 A94,67 — 373,15 К) или ультра-
криостат N180 G7,35—243,15 К); 4 —
термоста тируемый рабочий объем; 5 —
рабочие спаи хромель-Копелевых
термопар; 6 — переключатель ПМТ-20; 7 —
термостатируемые спаи; 8 — контрольный
ртутный термометр; 9 — сосуд Дьюара
для поддержания температуры 273,15 К;
10 — усилитель Ф305.2; И —
переключатель направления тока П309; 12 —
потенциометр постоянного тока Р345.
2203
ВидА
U 1С
Вид А
N 130
Hh Hh rih rih
В a 63 НЭ 6с
х^
'ИЗ'
¦0-
ВА 5В Б с
<12

р.кг/м5
1100
1050
1000
950
900
850
100 150 200
Рис. 3. Плотность компонентов готовых блюд:
/ — гуляш; 2 — говядина; 3 — котлеты; 4 — тефтели; 5 —
каша гречневая; 6 — каша рисовая; 7 — соус красный; 8 —
соус белый; 9 — вода, насыщенная воздухом, и лед из этой воды;
10 — вода дистиллированная и лед из этой воды; // — вода
дистиллированная L2 ]; 12 — лед из дистиллированной воды
[3]; 13 — жир свиной.
а0, [av b0>
b±, b2, b3 — коэффициенты, определенные методом
наименьших квадратов, значения их
приведены в таблице.
При 7<223 К слагаемое Ь2 ехр [Ь3 (Т— Ткр)]
уравнения A, б) пренебрежимо мало.
Для 95% точек на рис. 3 разброс значений
плотности обычно не превышал 3% при
основных температурах (например, 363, 240, 77 К),
а максимальное отклонение опытных точек от
аппроксимирующей линии не превышало±1,5%,
что позволяет с погрешностью 1,5%
рассчитывать плотность компонентов готовых блюд по
формулам A, а) и A, б).
Экспериментальные значения плотности сви-
250 300 J50 Г, К
ного жира в интервале 273—373 К
аппроксимированы уравнением
65
рж = 928,9-0,148Г+ — - — — — щ . B)
Результаты экспериментального исследования
показывают, что зависимость плотности
компонентов и жира от температуры имеет сложный
характер.
При T>TKV эта зависимость для всех
компонентов удовлетворительно описывается
линейным уравнением и поэтому объемный
коэффициент теплового расширения можно принять
постоянным, т. е. не зависящим от температуры
и положительным по величине.
Из мясных компонентов наиболее плотными
являются гуляш и говядина. Котлеты и тефтели
менее плотные, так как содержат в своем составе
больше воздуха, чем гуляш и говядина.
Плотность компонентов растительного
происхождения определяли для монолитного вещества без
воздушных включений.
41

При Г<Ткр изменению знака коэффициента
расширения в экстремальной точке способствуют
два одновременно протекающих
противоположных процесса: вымерзание влаги и образование
льда, вследствие чего увеличивается объем и
уменьшается плотность; увеличение плотности
всех основных ингредиентов готовых блюд
(переохлажденной воды, льда, жира и сухих
веществ).
При температуре продукта ниже, чем в
экстремальной точке, второй процесс преобладает над
первым и плотность компонентов с понижением
температуры увеличивается.
Данные о плотности компонентов готовых
мясных блюд в диапазоне 73—373 К получены
впервые.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Кириллин В. А., Шейндлин А. Е.
Исследование термодинамических свойств веществ*
М.-Л., Госэнергоиздат, 1963.
2. OCT BKC7283. Плотность воды от 0 до 100°С.
3. Теплофизические свойства веществ.
Справочник/под ред. проф. Н. Б. Варгафтика. М.-Л.,
Госэнергоиздат, 1956.
УДК 536.24:725.355.001.24
Допустимое снижение сопротивления теплопередаче наружных ограждений
холодильников
Канд. техн. наук А. Г. ГИНДОЯН, Б. В. ЛИФАНОВ
ЦНИИпромзданий
В процессе эксплуатации холодильников
происходит почти непрерывное увлажнение
теплоизоляции наружных ограждающих конструкций и
в результате этого снижение их
теплоизоляционных свойств,что затрудняет обеспечение
проектных температур в камерах, вызывает большие
потери холода, преждевременный износ здания
и холодильного оборудования, увеличивает
усушку продуктов и, в конечном счете, ухудшает
экономические показатели предприятия. В
частности, это приводит к сверхнормативным
расходам электроэнергии на выработку холода (до
50—80 кВт-ч на 1 т условной емкости в год),
к необходимости ремонта или замены изоляции
и к увеличению других эксплуатационных
расходов.
Применение пароизоляции не предохраняет,
к сожалению, теплоизоляцию от увлажнения,
а лишь уменьшает скорость увлажнения. В
действующих строительных нормах и правилах
проектирования холодильников (СНиП 11.105—-74)
для всех видов ограждающих конструкций
рекомендуется по существу одинаковый пароизо-
ляционный слой с сопротивлением паропрони-
цанию не менее 4 м2-ч-МПа/кг (независимо от
условий и длительности эксплуатации).
Нормативные документы не регламентируют
допустимого снижения сопротивления
теплопередаче ограждений R0 в процессе эксплуатации.
Теплоизоляция ограждений заменяется или
усиливается не всегда своевременно и обоснованно,
большей частью после полной потери
теплоизоляционных свойств или разрушения
теплоизоляционных и ограждающих конструкций.
В связи с этим возникла необходимость
определить допустимый уровень снижения
сопротивления теплопередаче наружных ограждений и
установить целесообразные сроки восстановления
теплоизоляции. Эта задача рассматривается в
данной статье на основе данных натурных
исследований интенсивности увлажнения теплоизоляции
холодильников в процессе эксплуатации и
соответствующего технико-экономического
анализа.
В результате обобщения данных по
увлажнению основных видов теплоизоляции в
зависимости от длительности эксплуатации
холодильников и изучения закономерности изменения ее
теплопроводности построен график,
представленный на рис. 1. Установлено, что коэффициент
теплопроводности теплоизоляционного слоя
наружных ограждений низкотемпературных камер,
выполненного из пенобетона, торфоплит, а также
древесно-волокнистых плит, фибролита и др.,
в результате влагонакопления в течение 15 лет
может увеличиться по сравнению с расчетными
(проектными) значениями в 2,2—3 раза.
Коэффициент теплопроводности теплоизоляционного
слоя, выполненного из гидрофобных
материалов — минеральной пробки (жестких минерало-
ватных плит на битумном связующем) и
пенопласта ПСВ-С, за тот же период эксплуатации
ограждений увеличивается в 1,3—1,7 раза, т. е.
в значительно меньшей степени.
42

OJM
0,252
0.116
5,
<t
3^
2
/
i____
fln/p/Rop> %
о
W
15
20
25
30
55 г, лет
Рис. 1. Изменение коэффициента теплопроводности
материала теплоизоляции наружных ограждений камер
хранения в процессе эксплуатации:
/ — пенопласт ПСВ-С; 2 — минеральная пробка; 3 — торфо"
плиты; 4 — пенобетон (с пароизоляцией); 5 — пенобетон (без
пароизоляции).
В связи с возрастанием коэффициента
теплопроводности изоляции начальное общее
сопротивление теплопередаче наружных ограждений
низкотемпературных камер через 15 лет снижается
при теплоизоляции из пенобетона и торфоплит
в среднем на 60%, из минеральной пробки —
на 40%, а из пенопласта ПСВ-С—примерно на
20% (рис 2).
Определим допустимое соотношение
фактического и расчетного (проектного) сопротивлений
теплопередаче наружных ограждений #0ф/^ор
для случая, когда увеличение эксплуатационных
расходов, связанных со снижением
теплозащитных свойств ограждений, становится равным
(или больше) приведенным затратам на замену
теплоизоляционного слоя, т. е.
ЭТ>П3, A)
где Эт — эксплуатационные текущие затраты до
восстановления;
П3— приведенные затраты на восстановление
(замену) теплоизоляционных конструкций и их
эксплуатацию.
Эксплуатационные затраты складываются из
следующих основных элементов:
Эт = Зам + Эх + Эу, B)
где Зам — амортизационные отчисления;
Эх — фактические затраты на выработку холода;
Эу — фактические затраты, связанные с усушкой
продукции.
Приведенные затраты на восстановление
теплоизоляционных конструкций и их
эксплуатацию состоят из следующих частей:
Я,
ЕЖ-
{ ~~Т &Х. Н ~Г Эу
C)
где Ек — нормативный коэффициент эффективности
капиталовложений;
80
60
<t0
20
\^/
v^?
\
'
1
1
" 1 1
~
s
i
о
5
10 15 20 25 30 35т,лет
Рис. 2. Относительное сопротивление теплопередаче
наружных ограждений камер хранения с различной
теплоизоляцией в процессе эксплуатации:
/ — пенопласт ПСВ-С; 2 — минеральная пробка; 3 — торфо-
плиты и пенобетон (с пароизоляцией); 4 — пенобетон (без
пароизоляции).
К •— капиталовложения;
Зх. н—нормативные затраты на выработку холода;
Эу. н — нормативные затраты, связанные с усушкой
продукции.
С учетом уравнений B) и C) при замене
теплоизоляционного слоя на равноценный по
амортизационным отчислениям выражение A)
принимает вид:
Эх + Эу = ЕНК + ЭХт н + Эу. н. D)
Равенство D) может быть представлено
следующим образом:
Atn(maCx + WCV)
ЯоФ
+
— -^нСиз^из ( °оР ^к)
Atn (maCx+WCy)
vop
E)
где At — расчетная разность температур, °С;
п — длительность работы холодильной установки
в течение года, ч;
т — коэффициент перевода рабочей холодопроизво-
дительности в стандартную;
а — коэффициент, учитывающий потери холода в
трубопроводах;
Сх—¦ стоимость 1 кВт-ч холода при стандартных
условиях, руб.;
W — удельная усушка продукции, кг/(кВт-ч);
Су—стоимость потерь продукции в результате
усушки, руб/кг;
Сиз — сметная стоимость теплоизоляционной
конструкции, руб/м3;
Яиз — расчетный коэффициент теплопроводности
изоляции, Вт/(м-К);
Rov — расчетное сопротивление теплопередаче
ограждения, м2-К/Вт;
RK — термическое сопротивление конструктивной
части ограждения, м2-К/Вт;
^оф — фактическое (эксплуатационное) сопротивление
теплопередаче ограждения, м2-К/Вт.
Соотношение фактического и проектного со"
противлении теплопередаче ограждений через
выражение E) предстанет в следующем виде:
^оф
Atn (maCx 4- WCy)
Atn (maCx + WCy + EKCll3ktt3R0p (Д0р — Як)
F)
43

С помощью выражения F) и
экспериментальных данных (рис. 2) проанализированы
зависимости величины и срока наступления
допустимого снижения теплового сопротивления
наружных (кирпичных) стен камер хранения
(температура в камерах /к=—20°С) от начального
сопротивления теплопередаче и вида
теплоизоляции.
Величины, входящие в выражение F) и
принятые для анализа, неодинаковые для разных
теплоизоляционных материалов, даны в
таблице. Величины, одинаковые для всех
анализируемых конструкций, приведены ниже:
М = 25°С; RK = 0,65 м2 • К/Вт; п = 8640 ч; т = 2,4;
а = 1,07; Сх = 0,023 руб; №=0,000129 кг/(кВт-ч)
(неупакованные мясопродукты); №=0,000057 кг/(кВт-ч)
(упакованные мясопродукты); Су=1,4 руб/кг;^?н =
.0,15.
Путем подстановки исходных расчетных
данных и различных значений расчетного
(проектного) сопротивления теплопередаче ограждений
камер хранения в выражение F) были получены
предельные, с экономической точки зрения,
значения отношения #0ф/#ор (Рис- 3).
Анализ экспериментальных данных и технико-
экономический анализ позволили сделать
следующие выводы.
— При учете всех возможных
эксплуатационных расходов, в том числе потерь от усушки
мясопродуктов, связанных с увеличением тепло-
притоков, экономически допустимое снижение
сопротивления теплопередаче R 0 наружных
ограждений низкотемпературных камер
холодильников по отношению к проектным (расчетным)
значениям колеблется от 20 до 55%;
экономически допустимое снижение сопротивления
теплопередаче R0 без учета возможных потерь
мясопродуктов от усушки колеблется от 47 до 55%.
Дальнейшее снижение теплозащитных свойств
ограждений в процессе эксплуатации камер
приводит к значительному увеличению приведенных
затрат и к неоправданным потерям холода.
— Интенсивность и допустимая степень
снижения сопротивления теплопередаче
ограждающих конструкций в процессе эксплуатации
холодильников зависят от вида и толщины
теплоизоляции, эффективности пароизоляции,
зависимости коэффициента теплопроводности от
влажности и других факторов.
При недостаточной пароизоляционной защите
сопротивление теплопередаче R0 наружных
ограждающих конструкций камер хранения (/к —
=—20°С) с изоляцией из пенобетона и торфо-
плит предельно снижается уже через 6 лет, из
минеральной пробки — через 14 лет, а из поли-
стирольного пенопласта ПСВ-С—примерно через
40 лет (см. рис. 2 и 3).
Теплоизоляционный
материал
Торфоплиты
Пенобетон
Жесткие минер ал оват-
ные плиты на
битумном связующем
Пенс пласт ПСВ-С

Плотность ма
териала,
Ро, кг/м8
200
400
350
26—35

Расчетный
коэффициент


проводности А,из,
Вт/(м-К)
0,087
0,160
0,081
0,046
Сметная
стоимость

теплоизоляционной
конструк-
ции' Сиз>
руб/м3
85
32
80
100
0ф/п
90
80
70
60
50
W
JO
20
/0
Ору ±
л
- -е
Ш
№*
t
\
\
\\ ^
IV ^
\ \
A i\
\ I \
V \
\
1 \
i N
1
1
I
I
1
1
I
1
\"
1
:
s\t\
\\1
vN
\л
\?а !
О 1,72 5М 5,16 WR0p,M4/Bm
Рис. 3. Предельное относительное сопротивление
^теплопередаче наружных ограждений камер хранениями
различном расчетном сопротивлении:
1а, 16, 1в—торфоплиты и минеральная пробка с учетом
соответственно только расходов на выработку холода, усушки
упакованных мясопродуктов, усушки неупакованных мясопродуктов; 2а,
26, 2в — то же, для пенобетона и пенопласта ПСВ-С.
Предельное (с экономической точки зрения)
снижение R0 ограждений, изолированных
материалами с низкой гидрофобностью (пенобетоном,
торфоплитами), наступает быстрее физического
износа теплоизоляционных конструкций и
значительно ' быстрее установленного срока
службы здания холодильника. Это
объясняется интенсивным влагонакоплением в слое
теплоизоляции, особенно в начальный период
эксплуатации холодильников. В связи с этим
ограждения низкотемпературных камер с
экономической и технической точек зрения целе-
44

сообразно изолировать только гидрофобными
материалами со стабильной теплопроводностью.
— В процессе эксплуатации холодильников
необходимо периодически определять влажность
теплоизоляции. Для основных
теплоизоляционных материалов допускается влажность порядка
10% по объему.
— Теплоизоляцию ограждений действующих
холодильников необходимо заменять при
достижении предельного снижения RQ (за
исключением случаев, когда необходимо заменить
теплоизоляцию раньше вследствие механического
разрушения или усилить ее в случае
недостаточной холодопроизводительности оборудования, а
также при переводе камер на эксплуатацию при
более низкой температуре). Среднее предельное
УДК 637.5'62.039:637.05:537.3.004
Канд. техн. наук Л. В. КУЛИКОВСКАЯ, В. Н. ЗАЙЦЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В последние годы как у нас в стране, так и за
рубежом определилась тенденция к
интенсификации процесса охлаждения мяса путем
снижения температуры воздуха в первой стадии до
—6ч—10°С. Это ведет к сокращению
продолжительности процесса охлаждения,
уменьшению потерь массы и увеличению
производительности камер охлаждения.
Однако, как показали результаты
исследований ряда ученых (В. Марш— 1966 г., Г. Кас-
сенс— 1967 г., К. Тэйлор и др. — 1972 г.),
увеличение скорости охлаждения горяче-пар-
ного мяса приводит к ухудшению его
консистенции. Резкое необратимое сокращение мышечных
волокон парного мяса с высоким значением рН
под воздействием холода получило название
холодовое сжатие.
Механизм воздействия холода на состояние
мышечных волокон при охлаждении изучают
многие исследователи, но до конца он пока не
выяснен.
Обобщая результаты многочисленных
исследований, Ф. Букер [2] указывает, что причинами
жесткости мяса при холодильной обработке
могут быть:
снижение R0 наружных ограждений камер
хранения действующих холодильников составляет
50% (без учета потерь от усушки "продуктов).
— Для вновь проектируемых холодильников
расчет оптимального значения 7?0р ограждений
и требуемого сопротивления паропроницанию
необходимо увязывать с расчетным сроком
службы холодильника и расчетным коэффициентом
теплопроводности материала теплоизоляции таким
образом, чтобы предельное допустимое
соотношение ^оф^ор наступило в конце этого срока.
За расчетный коэффициент теплопроводности
материала теплоизоляции целесообразно принимать
его среднее арифметическое значение из
начальной и конечной (в конце срока эксплуатации)
величины.
задержка созревания — окоченение
начинается только спустя сутки после убоя и созревание
начинается при низкой температуре;
холодовое сжатие — мышцы сокращаются,
если температура снижается с 15 до 0°С до начала
окоченения;
окоченение при размораживании — мыщцы
сокращаются при размораживании, если мясо
замораживали до наступления окоченения.
В настоящее время разработано много способов
размягчения (тендеризации) мяса. Условно их
можно разделить на три группы: механические,
химические и физические.
На предприятиях США, Австралии и Новой
Зеландии все более широко применяется
физический способ размягчения мяса перед его
холодильной обработкой с помощью электрического
тока — электростимуляция. В Новой Зеландии
обработано электротоком уже более миллиона
бараньих туш.
Ряд зарубежных авторов провел исследования
по данной проблеме. Дж. Сэйвелл и др. [4]
исследовали качество мяса в зависимости от
режимов электростимуляции. Туши бычков
обрабатывали электротоком силой 5 А,
напряжением 100 В в течение 84—100 с.
Г. Давей [3] провел исследования на
говяжьих полутушах после убоя и разделки. Он элект-
ростимулировал полутуши током силой 2 А,
Влияние электрического тока на качество
говяжьего мяса при интенсивном охлаждении
45

напряжением 1600 В, частотой 15 Гц,
увеличивая время обработки от 10 с до 10 мин.
Дж. Бендолл [1] обрабатывал говяжьи
полутуши электротоком напряжением 700 В,
частотой 25 Гц в течение 2 мин.
Исследователи использовали различные
способы подвода электротока к обрабатываемому
объекту — с помощью игл, зажимов, дисков
и др.
Приведенные параметры электростимуляции
мяса имеют весьма большой разброс по своим
характеристикам.
Для определения оптимальных режимов
электростимуляции мяса с целью
предотвращения холодового сжатия мышечных волокон при
дальнейшем интенсивном охлаждении и
холодильном хранении ВНИХИ провел серию
экспериментов на Московском мясокомбинате.
Для электростимуляции использовали
лабораторную установку, состоящую из
аппаратурного блока, с помощью которого создавали разные
режимы, и камеры из оргстекла размером 270 X
X 270x500 мм с металлическими зажимами для
подвешивания кусков мяса в вертикальном
положении и подвода к ним электрического тока.
Эксперименты проводили на мышцах Longis-
simus dorsi, Biceps femoris, которые вырезали
из полутуш крупного рогатого скота (молодняк)
I категории упитанности непосредственно после
разделки перед холодильной обработкой.
Мышцу размером 300x50x100 мм с температурой
в толще 37—38°С делили на две части, одну из
которых, опытную, обрабатывали
электрическим током в камере для электростимуляции,
другая служила контролем.
Применяли электрический ток различных
характеристик: постоянный, переменный и
импульсный с прямоугольной формой импульса,
напряжением от 30 до 600 В, частотой от 30 до
500 импульсов в секунду в течение от 5 с до 10 мин.
Опытные образцы после электростимуляции
и контрольные охлаждали в камере при
температуре воздуха —10ч 12°С и скорости движения
1—2 м/с. Часть контрольных образцов
охлаждали медленным способом при температуре
воздуха 4°С и скорости движения 0,5—0,8 м/с.
Все образцы, охлажденные до 4°С в толще
мышц, хранили в камере при температуре
воздуха 4°С.
Качество мяса исследовали по следующим
показателям: величину рН — с помощью рН-мет-
ра 340; усилие среза (у. с.) — на приборе
Большакова — Фомина, а также проводили органо-
лептическую оценку вареного мяса по
9-балльной системе, разработанной ВНИИМПом.
Качество мяса анализировали до
электростимуляции, непосредственно после нее, затем через
каждые 2—3 ч в первые 12 ч и через каждые
24 ч в процессе последующего хранения.
К
к
ран
X
_
к
О)
и
:лаж,
?<;
К
н
о
о
JQ
ч
к
*
о
•*
о
с
с
к
Он
с
к
2
то
н
о
<и
я*
ели ка
н
то
го
то
о
X
сч
t-
00
rt
C-J
о
~*
о
со
со
то I
Хг*
J"?
^w
X
См
то
с^г
%\
f\°
>>"-"
X
а
то
х^
:> s
* а
и и
. ^
>.w
д
См
то
сгг
S_g
J °
>>"-*
X
о.
то
х^-
*8
•" о
u с-
tsJ
>>^
X
а
Гя1
>?2
\ X
о.
Т4
.ca*S
уР«Л
?^
¦ f-1
! К
&
| Эо 'нинэ'Сжви'
-хо BdAiBdauwaj,
°
\ к
1 s
hQ
а"
1 &•
\п
1
О
сГсОиГ
ю ь- со
о сою
ЮЬСО
о о о~
ю о о
CD CD CD
ЮЮЮ
zizzr
сБ^ю cd4
юьсо
СО Ю СО
LO N CD j
О О О 1
CD CD CD
Ю ID LO
О 00 О
CD N N-
O OO О
CONN
ooo
О О ID
ID OO CD
ID ID ID
, -.< 4- S
LO CO —*
CDNN
ID CO —
CDNN
OOO
О О ID
NOOO
ЮСОЮ
CM ^O^
CONN
'N '>
CM -и О
CONN
OOO
ID ID О
COO О»
ID CDID
0.0 Ю~
CD N- CD
О О Ю
CD N- CD
OOO
О О ID
! 00 CM О
ID CD CD
О 00 CM j
CD CD CD
О OO CM
CD CD CD
OOO
О CO CM
CD CD CD
О о ^
77
»s »s
В 3
ж ж
^ "=3 ^
? о о
Я CU См
ь ь н
3 я к
с о о
1 oxx
46

В результате экспериментов установлено, что
постоянный ток практически не оказывает
никакого влияния на течение гликолитических
процессов в мясе при охлаждении. Так, снижение
величины рН опытных и контрольных образцов
мяса было почти одинаковым. Образцы,
подвергнутые интенсивному охлаждению, были по своей
консистенции более жесткими (у. с.=0,68ч-
4-0,78 МПа), чем образцы, охлажденные
медленным способом (у. с.=0,604-0,71 МПа).
Эффект электростимуляции наблюдался лишь
при обработке образцов мышц импульсным
и переменным токами. Оптимальные параметры
тока: сила тока 50—70 мА, напряжение 240—
250 В, частота 40—60 Гц. Оптимальная
продолжительность обработки 2—5 мин. Эти режимы
установлены только . для проведения
экспериментов в лабораторных условиях.
Изменение величины рН мышц контрольных
и опытных образцов в процессе охлаждения и
холодильного хранения показано на рисунке
и в таблице (в таблице приведены также усилия
среза образцов). Из приведенных данных видно,
что величина рН у электростимулированных
образцов мяса падала от значения 6,6 через
45—50 мин после убоя до значения 5,7 через
10 ч, в то время как у контрольных образцов
величина рН к этому периоду составляла 6,0
и только через 22—24 ч после убоя она
достигала значения 5,8.
,Органолептическая оценка мяса показала, что
уже через сутки опытные образцы мяса были
более нежными по консистенции, чем
контрольные. Ухудшения качества мяса и увеличения
потерь сока после электростимуляции не
наблюдалось.
Рн
6,5
6,3
6,1
5,9
5,7
5,5
/2
/
/
i
;
I
I
о
12 18 2<+ 50 56 42
54
60 66 % ч
Изменение величины рН образцов мяса в процессе
охлаждения и холодильного хранения:
/ — контрольный образец; 2 — опытный образец.
Следовательно, гликолитические процессы
говяжьего мяса после убоя можно ускорить в
2—2,5 раза с помощью воздействия
электрического тока и тем самым предотвратить или
значительно уменьшить нежелательное сокращение
мышечных волокон при интенсивном
охлаждении и улучшить консистенцию мяса.
Установлено также, что только переменный и
импульсный электрические токи оказывают
воздействие на течение гликолитических процессов в
мясе.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. В en da ll J. — J. Sci. Food and Agr., 1976,
№ 12.
2. В u с а г F. — Jehnolje mesa, 1977, vol. 18, № 1.
3. D a v e у С. L. — Bull. Inst. Int. Froid, 1976, № 1.
4. Save 11 J. W. — J. Food Sci., 1977, № 3.

В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
УДК 725.355:536.24
К вопросу о тепловлажностных процессах
в камерах холодильников
Д-р техн. наук, проф. Е. С. КУРЫЛЕВ,
д-р техн. наук, проф. Г. Б. ЧИЖОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Редколлегия журнала «Холодильная техника»
обратилась к нам с предложением выступить
в порядке дискуссии о термодинамической
теории тепловлажностных процессов в
камерах холодильников, предложенной проф. В.З.
Жаданом (№6 за 1979 г.).
Автор исходит из произвольной -концепции,
будто поверхность продукта состоит из
чередующихся «сухих» участков, выделяющих при
охлаждении явное тепло, и «влажных»,
выделяющих скрытое тепло, связанное с потерями влаги.
Этим участкам приписывается некая
правильность чередования, способная вызвать их
взаимодействие с воздухом, представленное на рис. 1
статьи, и ведущая к результирующему процессу
cp=const. Оговаривается, что «на пищевые
продукты с монотонной структурой поверхности
термодинам ическая теория тепловлажностных
процессов не распространяется». На такой
концепции строятся все последующие положения
теории, названной автором термодинамической
теорией тепловлажностных процессов.
Произвольность исходной концепции, ее
бездоказательность и, по нашему мнению,
безусловная неправильность делают ошибочными
последующие построения, осуществленные на
ошибочной основе.
Желая использовать данные других
исследователей, автор иногда искажает приводимые ими
сведения и мысли.
Так, ссылаясь на публикацию Б. С. Вейнбер-
га [1], он в начале статьи пишет: «Амплитуда
колебаний температуры продукта при цикличной
работе холодильной машины может достигать
ГС и выше». Указывая на возможность
колебаний температуры воздуха в камере, Б. С. Вейн-
берг сделал допущение, что температура
поверхностных слоев продукта может быть принята
равной температуре воздуха. Такое допущение
понадобилось для построения уравнений
баланса, хотя само по себе оно могло быть
справедливым лишь при а->оо на поверхности
продукта, что очень далеко от условий контакта этой
поверхности со слабо движущимся воздухом
в камере холодильника или в толще штабеля.
Далее, ссылаясь на источник [10, с. 64],
В. 3. Жадан в своей статье пишет: «Коэффициент
испарительной способности мяса средней
упитанности, по данным Д. Г. Рютова, составляет
0,63...». Между тем в литературе [10] нет ни
такого термина, ни числа 0,63. Видимо, это число
В. 3. Жадан получил делением коэффициента
испарения для мороженого мяса средней
упитанности на аналогичный коэффициент для льда,
которые приведены в публикации. Этому
отношению для подкрепления исходной
неправильной концепции произвольно придан
желательный смысл, не только не согласующийся с
мыслями Д. Г. Рютова, но и противоречащий им.
Гораздо логичнее связывать меньший
коэффициент испарения у продуктов по отношению
к воде или льду с неодинаковой прочностью
связи влаги с материалами и наличием
дополнительных сопротивлений (корочка подсыхания
у мяса, кожура у фруктов и т. п.).
Положение рассматриваемой теории о том, что
влага с поверхности продукта испаряется при
отводе тепла от него, справедливо, но неполно.
Испарение происходит также при подводе тепла
к испаряющей поверхности, примером чего
могут служить мокрый термометр психрометра и
почти все процессы тепловой сушки. Такие
явления наиболее типичны для хранения
продуктов в камерах холодильников.
Неясен -смысл следующего утверждения:
«Продукт выступает б роли промежуточного
теплоносителя в передаче к охлаждающим
приборам значительной части тепла, проникающего
через ограждающие конструкции камер». Можно
предположить, что подразумевается
периодическое изменение температуры продукта, о
котором в статье неоднократно говорится, но это
плохо согласуется с рис. 1 и его толкованием.
Можно предположить также, что имеется в виду
подвод тепла от воздуха камеры к поверхности
продукта, испарение влаги в воздух и
последующее образование снеговой «шубы» на холодных
поверхностях, в условиях, близких к
стационарным, но тогда это обычное представление и
не ясно, для чего оно подчеркнуто выделяется.
Все общие выкладки и рассуждения
завершаются формулой C). Формулы D)—G) играют
роль средств расчета, лежащих за пределами
основного принципа. Если бы формула C)
выражала общеизвестную эквивалентность
количества подведенного тепла и испаренной влаги,
она не вызывала бы никаких сомнений с точки

зрения практической применимости. Однако в
ней фигурируют теплоприток к
«вентилирующему» воздуху и тепловлажностная
характеристика процесса при данной температуре в камере,
что значительно усложняет дело. Формула не
сделалась сложнее, но стала менее пригодной.
Для расчета, в сущности, нужно задавать
параметры «вентилирующего» воздуха до и после
контакта со штабелем, но тогда расчет будет
произвольным. Средства для вычисления теп-
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 659850 B1) 2554400/23-06 B2) 13.12.77 2 E1) F
25 В 31/02 E3) 621.574 G2) С. Ю. Берсудский, А. П.
Морозов, А. Ф. Надточаев, А. И. Стрельцов, В. Г. Усен-
ко, В. С. Чесноков G1) Минский завод холодильников
E4) Способ работы герметического холодильного
агрегата, содержащего кожух с мотор-компрессором
внутри, путем сжатия паров смеси высоко- и низкокипяще-
го хладагентов, их сжижения, дросселирования
полученной жидкости, кипения последней при низком
давлении с получением холодильного эффекта и
отсасывания образующихся паров, отличающийся тем, что,
с целью повышения экономичности путем
эффективного охлаждения мотор-компрессора, кипение высоко-
кипящего хладагента осуществляют внутри кожуха.
A1) 662813 B1) 2547886/18-10 B2) 30.11.77 2E1)
G01 F 23/18 E3) 681.128.4 G2) А. С. Щербаков, Е. А.
Воронин, Б. В. Воронин G1) Всесоюзное
научно-производственное объединение по сельскохозяйственному
использованию сточных вод «Прогресс»
E4) РЕЛЕ УРОВНЯ, содержащее источник питания,
чувствительный элемент с постоянным магнитом,
перемещающимся при изменении уровня, и магнитоуправ-
ляемый контакт (геркоц) с обмоткой возбуждения,
намотанной на корпус геркона, отличающееся тем, что,
с целью обеспечения заданного дифференциала в
срабатывании и отпускании при прямом и обратном ходе,
обмотка возбуждения подключена к источнику питания
последовательно с магнитоуправляемым контактом.
ла, подводимого к этому^воздуху,
рекомендуемые в статье, ненадежны и допускают
значительную гибкость, приводящую к разнородным
результатам. Именно поэтому автор получил
ряд соответствий опытов различных
исследователей с выполненными им расчетами, результаты
которых представлены во второй половине статьи.
Выводы статьи справедливы, но не содержат
новизны. Они вовсе не базируются на каких-
либо новых положениях автора.
(И) 663985 B1) 2486428/23-06 B2) 04.05.77 2 E1) F
25 В 5/00; F 25 D 13/04 E3) 621.574 G2) С. Ю.
Берсудский, В. П. Воронов, П. И. Мацель, А. И. Стрельцов,
В. Г. Усенко, В. С. Чесноков G1) Минский завод
холодильников
E4) КОМПРЕССИОННЫЙ ХОЛОДИЛЬНЫЙ
АГРЕГАТ, содержащий последовательно подсоединенные
к всасывающей стороне компрессора низко- и
высокотемпературный испарители с входным и выходным
патрубками каждый, канал, дополнительно соединяющий
патрубки низкотемпературного испарителя, и
капиллярную трубку, введенную внутрь этого канала и
обжатую в нем, отличающийся тем, что, с целью
повышения экономичности путем интенсивного
переохлаждения жидкого хладагента, поступающего в
низкотемпературный испаритель, патрубки
высокотемпературного испарителя также дополнительно соединены
каналом и в него введена капиллярная трубка, обжатая
в нем, как и_в канале низкотемпературного испарителя.
A1)Т663989 B1) 2449120/23-06 B2) 28.01.77 2 E1) F
25 В 25/00; F 25 В 1/00; F 25 В 11/00/; F 25 D 13/00
E3) 621.565.3 G2) Е. Н. Зайченко, А. Н. Моисейчик,
Ю. И. Колотий, В. К. Лемешко, И. П. Стекачев,
И. И. Якименко, А. В. Глатерман G1) Центральный
ордена Трудового Красного Знамени
научно-исследовательский автомобильный и автомоторный институт
и Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
паровую компрессионную холодильную машину с
воздухоохладителем, установленным в холодильной
камере и включенным в систему принудительной
циркуляции воздуха в камере, отличающаяся тем, что, с целью
ускорения процесса охлаждения камеры и получения
в ней более низких температур, установка
дополнительно снабжена турбохолодильной машиной с
теплообменником нагрузки, который расположен в
холодильной камере и включен в систему принудительной
циркуляции воздуха последовательно с
воздухоохладителем.

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.565.92.004.67.006.3
Организация ремонта
компрессионных агрегатов
бытовых холодильников
на заводе
«Мосремэлектробытприбор»
И. Я. КОГАН
Завод «Мосремэлектробытприбор»
Увеличение парка бытовых холодильников,
расширение номенклатуры выпускаемых изделий и
повышение технической сложности вызвали
необходимость технического перевооружения
предприятий по их ремонту путем оснащения
новым высокопроизводительным оборудованием,
механизации и автоматизации
производственных процессов, внедрения прогрессивной
технологии.
В Москве ремонт бытовых холодильников
осуществляет специализированный завод
«Мосремэлектробытприбор» производственного
объединения «Мосгоррембыттехника», цеха и
мастерские которого расположены во всех
районах города. Наибольшая доля в объеме
данного предприятия приходится на ремонт
бытовых холодильников компрессионного типа,
поэтому в вопросе технического
перевооружения особое место занимает реорганизация
подразделений, выполняющих их ремонт.
В 1977 г. завершена реконструкция одного
из самых крупных на заводе цеха № 1, где
внедрена комплексно-механизированная линия по
ремонту холодильных агрегатов.
Технологическая схема внедренного
поточного метода ремонта холодильных агрегатов
показана на рис. 1.
Технология поточного ремонта
предусматривает двухстадийное вакуумирование
холодильных агрегатов; осушку хладагента и масла
перед их заправкой; определение степени
осушки хладагента цветовым индикатором ИВ-7;
сварку узлов холодильного агрегата с помощью
припоя ПСр-29,5; новый метод дефектации и
контроля качества компрессоров прибором
УДП-1; использование новых конструкций
присоединительных устройств для
холодильных агрегатов с патрубками и штуцерами;
регенерацию цеолитовых патронов.
До внедрения комплексно-механизированной
линии на вакуумирование требовалось 40 мин,
теперь эта операция занимает 2—3 мин. Ранее
значительное время затрачивалось на сушку
холодильных агрегатов в сушильных шкафах.
Рис. 1. Технологическая схема поточного метода
ремонта холодильных агрегатов.
Прием\
6ремонт
1 Очистка 1
\от грязи
1
Ыетекта\
Г ция
\Сли0 мае]
\ла и бы-\
yiycK хлад]
[ агента \
Конденсатор
Про дубка и\
шректацит
Ремонт
Проберка

герметичности
Мойна и
продубна
Осушка
\и , \Продубкаи\ 10безжири\\ п „,„„„„.
\Испарител^в[ретщий\ бание ^Осушка
Ремонт
уГПроберка И Мойна и И
щметйчносщ
продубна]
Осушка
Рас пай-
[ка
ктных цзА
лоб 1
Подготоб\
ка и

плектация
пп.Чип I | Пайка
0 * ШОЛиП70-\
у зло о ГМого пат А
Л
\3очистка]
флюса
\Регенера-
шя цеолит*.
уых патронобх
Осушка
Пробер-
\\ка герме\\
1-1 тичнос-1~1
ти
We три не- \
\ние течи \
\Пербое ба-
\кууми/ '
\и заполнение
хладагентом]
\Bmopoe ба
\куумиробаниА\татка\\ рр0§ерка\
\и заполнен ur\ I W r r \
\изаполнением
хладагентов
Пайка
Аппендикса
Щоберка
Сборка
Окраска \Ана плот-\-\нп?г/гп у-улектричес-
I I нпрт/, I тУл и I IA77/7 пппинпг.п
Проверка
duty о и прочности]
[Устране-.
j/уие /лечи]
\Номпрессор\
Статор
Разрезка
кожуха
Детек-
тация
Мойка
Осушка
Лроберкал
герметичу
Сборка
\<омпрессора\
Компрес\\ ДерёкгявА
сор —
Разбор- М
ка
»°*™ Щт/е'А
Сборка
Шрааерка Wf/ff/^H Оеушка
Подкрас-
Оёача
на склад

В настоящее время осушка хладагента и масла
перед заправкой, регенерация цеолитового
патрона, получение глубокого вакуума
@,04 мм рт. ст.) при двухстадийном вакуумиро-
вании, предварительная осушка основных
узлов перед пайкой позволили отказаться от
сушки агрегатов в шкафах.
В применяемой новой технологии ремонтные
работы по замене отдельных узлов (новых или
восстановленных) расчленены на операции —
подготовку, комплектацию и сварку
холодильных агрегатов. Сварщикам не приходится ждать
поступления со склада нового узла и осушки его
в сушильном шкафу. С участка комплектации и
подготовки агрегат поступает
укомплектованным с высушенными узлами. Узлы сваривают
непосредственно на конвейере.
Специфика ремонта холодильных агрегатов
бытовых холодильников заключается в том,
что при большом числе моделей холодильников
и разнообразии дефектов объемы ремонтных
работ невелики и зависят от сезона.
Соотношение дефектов также колеблется. В связи с
этим организовать поток с большим
расчленением операций и с жестким ритмом не
представляется возможным. Наиболее оптимальной для
ремонта холодильных агрегатов является
поточная линия со свободным ритмом, на которой
обрабатывается несколько узлов, закрепленных за
линией по технологическому признаку, без
согласования длительности операций с тактом
выпуска.
Конвейер по ремонту холодильных агрегатов
представляет собой подвесной монорельс из
трубного профиля, который укреплен с помощью
кронштейнов к стенам и колоннам здания,
а также растяжками к перекрытию.
Холодильный агрегат перемещается по монорельсу с
помощью четырехколесной однорядной тележки
в подвешенном на двух грузовых крюках
универсальном контейнере (рис. 2). Контейнер
выполнен в виде легкой сварной конструкции из
тонкостенных труб. На контейнере имеются
крючья для подвески конденсатора, кронштейн
с прижимом для крепления испарителя и
конденсатора, армированный резиной, ложемент
для крепления компрессора.
С грузовой эстакады холодильные агрегаты,
поступающие в ремонт, устанавливают в
контейнеры и подвешивают на тележки, после чего они
перемещаются по монорельсу на участок дефек-
тации (рис. 3), где вначале визуально, а затем
с помощью контрольно-измерительной
аппаратуры (мегометра М503, авометра АВО-5М1,
электроизмерительного щита ЩЭ-59, прибора
УДП-1 для дефектации компрессоров)
определяют неисправность.
С помощью переносного стенда СХ-1
проверяют потребляемую мощность бытовых компрес-
185 ^
435
310
185
650
ш
185
ПГ3?
340
ь
6
о
Рис. 2. Тележка с контейнером:
1 — монорельс; 2 — ролик; 3 — тележка; 4 — контейнер; 5 —
прижим испарителя; 6 — площадка для компрессора.
сионных холодильников, потребляемый ток,
коэффициент рабочего времени, температуру.
Тумблером на стенд подается напряжение 127
или 220 В, контролируемое по вольтметру.
После пуска холодильного агрегата по ваттметру
фиксируют потребляемую мощность, а по
амперметру — потребляемый ток. Коэффициент
рабочего времени определяют по показаниям
счетчика рабочего времени и счетчика общего
времени. Для определения температуры
применена схема моста, одним из плеч которого
является термосопротивление.
После дефектации холодильный агрегат с
дефектной ведомостью направляют по
монорельсу на участок подготовки и комплектации,
где выпускают хладагент и сливают масло,
выпаивают дефектные узлы, комплектуют агрегат
соответствующими узлами (за исключением
цеолитового патрона) с подгонкой мест
сопряжений, сушат новые или восстановленные узлы
(при 100—110°С в течение 30 мин).
Укомплектованные холодильные агрегаты с
заглушёнными патрубками направляют на
участок сварки, где выполняют следующие
операции: регенерацию цеолитовых патронов,
продувку азотом (или сухим воздухом)
холодильного агрегата перед пайкой, пайку всех мест
соединений, зачистку флюса в местах пайки,
проверку агрегата на герметичность.
Для регенерации цеолитовых патронов и
сушки других узлов, например статора
компрессора бытовых холодильников, служит вакуум-
сушильная печь ВП-1, состоящая из двух
камер, присоединенных к магистрали с сухим
воздухом или к баллону с азотом. В печи ВП-1
51

?? 7 CD ??
ш
UE
//N
6 1 U 5 3 2 4 JO 2 ? EC?
J //7
^~7Г
n
Jtf/7 /6
/У /Г
Рис. З. Планировка цеха
капитально-восстановительного ремонта холодильных агрегатов поточным
методом и размещение оборудования:
/ — поступление холодильников в ремонт; // — участок
ремонта шкафов холодильников; /// — участок вакуумирования,
заполнения и контроля; IV — отделение ремонта испарителей и
конденсаторов; V — отделение ремонта компрессоров; VI —
поступление холодильных агрегатов в ремонт; VII — участок де-
фектации; VIII — склад материалов и запасных частей; /X —
окрасочное отделение; X — участок сварки; XI — участок
подготовки и комплектации; XII — участок проверки холодильных
агрегатов на шум; XIII — на склад отремонтированных
холодильных агрегатов; / — электроизмерительный щит; 2 — стенд
проверки холодопроизводительности и расхода электроэнергии;
3 — прибор CX-1; 4 — стенд СТ-1 для проверки и регулировки
терморегуляторов; 5 — стенд проверки мощности и пуска; 6 —
мегометр; 7 — установка для раздачи хладагента; 8 — стенд
вторичного вакуумирования и зарядки хладагентом и маслом;
9 — стенд первичного вакуумирования и зарядки
технологическим хладагентом; 10 — ванна проверки на герметичность; И —
сушильный шкаф; 12 — установка для обкатки компрессоров;
13 — установка для проверки компрессоров на
производительность; 14 — верстак; 15 — пресс ручной; 16 — вакуумная
сушильная установка; 17 — установка для испытания статора на
пробой; 18 — установка для осушки масла; 19 — станок для
сварки кожухов компрессоров; 20 — токарный станок; 21 —
универсальный прибор для дефектации компрессоров УДП-1;
22 — авометр; 23 — стеллаж; 24 — печь для регенерации цео-
литовых патронов; 25 — установка для слива масла и
хладагента; 26— галоидный течеискатель ГТИ-6; 27— эталон-образец
холодильного агрегата; 28 — измеритель шума и вибрации ИШВ-1.
сушат и хранят цеолитовые патроны. Каждая
из двух камер печи может работать с
автоматическим регулированием необходимой
температуры как в режиме сушки, так и в режиме
хранения; в камеру может быть единовременно
загружено 96 цеолитовых патронов в специальной
кассете; схемой печи предусмотрена световая
сигнализация включения электронагревателей
камер; ручная установка датчиков температуры
на милливольтметрах МР-64-03ИП; световая
сигнализация о работе вакуумного насоса;
визуальный контроль за режимом разогрева камер;
измерение степени вакуума в камерах с помощью
мановакуумметров МВПЗ.
Для испытания холодильных [агрегатов на
герметичность используют установку УГ-1.
Она состоит из ванны, заполняемой водой с
температурой 50—60°С, механизма загрузки, на
платформу которого укладывают холодильный
агрегат, и выносного шкафа с электроашш*
ратурой. Платформа поднимается и опускается
с помощью механизма загрузки от
электродвигателя. Горизонтальное перемещение
платформы — ручное, вместе с колонной по
направляющей рейке. Герметичность холодильного
агрегата определяют визуально, при погружении
его" в воду, освещенную электролампами.
Холодильный агрегат, собранный, спаянный
и проверенный на герметичность, поступает на
участок вакуумирования, заполнения и
контроля. Здесь агрегат подвергают первичному
вакуумированию, заполнению технологической
дозой хладагента, вторичному вакуумированию,
заполнению маслом и хладагентом, обкатке с
последующим пережимом патрубка, проверке
холодопроизводительности, пуска и мощности.
Перед вторичным вакуумированием агрегат ком-
лектуют пускозащитным реле.
Для первичного вакуумирования и
заполнения агрегата первой технологической дозой
хладагента служит стенд СФ-1. К нему можно
одновременно подключить два холодильных
агрегата. Стенд позволяет при одновременном ва-
куумировании одного холодильного агрегата
заполнить другой технологической дозой
хладагента. Циклы вакуумирования и заполнения
хладагентом выполняются автоматически. Стенд
оборудован световой сигнализацией об
окончании вакуумирования, выдачи дозы хладагента в
холодильный агрегат и готовности новой дозы-
Визуально можно наблюдать за процессом
выдачи дозы и осушкой хладагента и вручную
регулировать необходимую дозу. Степень
достигнутого вакуума измеряют с помощью
блокировочного вакуумметра сопротивления ВСБ-1, а
давление воздуха и хладагента в системах стенда —
манометрами МОШ-1-100.
Агрегаты вакуумируют и заполняют
хладагентом через технологический патрубок с агрегат-
52

ной полумуфтой или через специальный ключ,
входящий в комплект стенда и присоединяемый
к штуцеру холодильного агрегата. Агрегат ва-
куумируют вакуумным насосом ВН-1-2,
заполняют хладагентом из баллонов с помощью
установки раздачи хладагента РФ-1, воздух или
азот подают из магистрали сжатого воздуха или
баллона со сжатым воздухом или азотом.
При помощи установки для раздачи
хладагента РФ-1 возможно подавать хладагент
одновременно к двум стендам заполнения холодильных
агрегатов. Рабочее давление хладагента
поддерживается автоматически в заданных
пределах с помощью электронагревателей,
индикация работы электродвигателей <— сигнальной
лампочкой. Безопасность эксплуатации
осуществляется автоматически отключением
электродвигателей при открывании двери,
уменьшением давления до 1270 кПа A3 кгс/см2)
с помощью предохранительного клапана.
Вторичное вакуумирование, заполнение
хладагентом и маслом компрессионных агрегатов
бытовых холодильников проводят на стенде СФМ-1.
Стенд может применяться самостоятельно, а на
крупных ремонтных предприятиях —
совместно со стендом СФ-1.
К стенду СФМ-1 можно одновременно
подключить три холодильных агрегата. При этом
одновременно вакуумируют один холодильный
агрегат, заполняют хладагентом второй и
маслом— третий. Циклы вакуумирования,
заполнения хладагентом и маслом выполняются
автоматически. При этом стенд оборудован световой
сигнализацией об окончании вакуумирования,
о зарядке доз хладагента и масла в холодильный
агрегат и готовности новых доз.
Технологический хладон отсасывается из холодильного
агрегата в атмосферу через вентиляционную
систему с помощью соединительного шланга
стенда, имеющего быстродействующую клапанную
муфту. Визуально можно наблюдать за выдачей
доз хладагента и масла и заполнением ресивера
и дозатора хладагентом и маслом и вручную
регулировать необходимые дозы. В стенде
предусмотрены фильтрация и осушка подаваемого
хладагента фильтром-осушителем и визуальная
индикация степени осушки хладагента
индикатором влажности ИВ-7, измерение достигнутого
разрежения блокировочным вакуумметром
сопротивления ВСБ-1 и давления воздуха,
хладагента и масла с помощью манометров
МГИ-1-100.
Холодильный агрегат вакуумируют
вакуумным насосом ВН-1-2, масло подают в
холодильный агрегат насосом РЗ-За. Хладагент подается
в стенд из установки РФ-1, а масло — из
переносной емкости, входящей в комплект стенда.
Питание стенда воздухом осуществляется из
магистрали сжатого воздуха или из баллона со
сжатым воздухом или азотом.
Участок вакуумирования, заполнения и
контроля оборудован также стендом СТ-1 для
проверки и регулировки терморегуляторов АРТ-2
по температурным параметрам. Стенд
представляет собой пульт-стол, внутри которого
расположена ванна с уайт-спиритом. Температуру в
ванне поддерживает холодильный агрегат,
установленный на задней стенке стенда. Для
предварительного контроля температуры в ванне
имеется микроамперметр. Температура в ванне
контролируется по показанию ртутного
термометра с ценой деления 0, ГС. Плавное
регулирование температуры осуществляется мембранным
вентилем. Скорость измерения температур
контролируется визуально по электросекундомеру
П-30 и ртутному термометру. Для учета
влияния барометрического давления на температуру
включения и выключения контактов
терморегуляторов служит барометр. Температурные
режимы испытания устанавливаются в
зависимости от модификаций терморегуляторов.
Световое табло сигнализирует о замыкании и
размыкании контактов терморегуляторов при
достижении заданных температур.
С участка вакуумирования, заполнения и
контроля холодильные агрегаты поступают в
окрасочное отделение (при необходимости), а затем
на участок, где они проверяются на шум
сравнением с образцом-эталоном и на
микрогерметичность — галоидным течеискателем ГТИ-6.
После этого холодильные агрегаты направляют
на склад готовой продукции.
Снятые с холодильных агрегатов на участке
подготовки и комплектации дефектные узлы
поступают в отделения ремонта испарителей и
конденсаторов и ремонта компрессоров, откуда
восстановленные они возвращаются обратно на
участок подготовки и комплектации.
Внедрение поточного метода ремонта
холодильных агрегатов позволило значительно
повысить производительность труда, улучшить
качество и сократить сроки ремонта, снизить
себестоимость ремонтных работ, частично
высвободить производственные площади.
¦#-
53

УДК 62-77:621.57.041
Валоповоротное
приспособление
Э. И. ЧЕРНЯВСКИЙ
Череповецкий металлургический завод
Во время ремонта компрессора приходится
часто проворачивать коленчатый вал для осмотра,
разборки или сборки шатунно-поршневой
группы и пары шатун — коленчатый вал. С этой
целью применяют обычно гайки, крепящие
маховик на валу, которые навертывают при
снятом маховике на резьбовую часть коленчатого
вала, а затем вал проворачивают с помощью
гаечного ключа, надеваемого на гайку. При этом
возникает ряд неудобств, связанных с
небольшой шириной этих гаек и необходимостью
многократно переустанавливать гаечный ключ.
Кроме того, для каждого типа компрессора требуется
свой набор ключей и гаек.
Валоповоротное приспособление для проворачивания
коленчатого вала компрессора:
/ — маховик; 2 — рукоятка.
Автором и рационализатором И. В. Петруш-
ковым предложено специальное валоповоротное
приспособление (см. рисунок), предназначенное
для проворачивания коленчатых валов всех
типов компрессоров, используемых в заводских
установках кондиционирования воздуха, — ФВ6,
ФУ12, ФУ40 и ФУУ80.
Валоповоротное приспособление состоит из
стального маховика 1 и рукоятки 2. Маховик
имеет ступенчатое, состоящее из трех участков,
внутреннее резьбовое отверстие. Участок с
резьбой М33х1,5 навертывают на резьбовой
конец коленчатого вала компрессоров ФУ40
и ФУУ80 до упора в поверхность Л, участок с
резьбой Ml6X1,5 — на резьбовой конец
коленчатого вала компрессора ФВ6 до упора в
поверхность Б, а участок с резьбой М24 X 2 —
на резьбовой конец коленчатого вала
компрессора ФУ 12 до упора в поверхность В. По
окружности маховика равномерно расположены
шесть отверстий диаметром 14 мм для установки
рукоятки 2.
Следует подчеркнуть, что резьба Ml6x1,5
применена на всех модификациях компрессора
ФВ6, резьба М24Х2 — на всех модификациях
компрессора ФУ12, а резьба М33х1,5 — на
всех модификациях компрессоров ФУ40, ФУУ80,
ФУУ25, ФВ20, АВ22, АУ45 и АУУ90.
При работе с валоповоротным
приспособлением маховик надевают на резьбовую часть
коленчатого вала ремонтируемого компрессора
и в одно из шести отверстий маховика
вставляют рукоятку, с помощью которой
проворачивают по часовой стрелке со стороны привода
коленчатый вал компрессора. После
проведенной операции рукоятку по мере надобности
переставляют в другие отверстия маховика.
Валоповоротное приспособление внедрено в
обжимном цехе завода в 1978 г.
Применение одного приспособления для всех
типов сальниковых компрессоров,
эксплуатируемых на заводе, снизило трудовые затраты
при ремонте компрессоров.

ОХРАНА ТРУДА
И ТЕХНИКА
БЕЗОПАСНОСТИ
УДК 62-783:621.57.049:621.564.22
О предупреждении
гидравлических ударов
в аммиачных нагнетательных
коллекторах
С. П. ЗАЙКОВСКИЙ
ПО «Свема»
На крупных холодильных станциях коллекторы,
к которым присоединяют нагнетательные
трубопроводы аммиачных компрессоров, нередко
проектируются с пониженным и участками
(«мешками»). Из этих участков предусматривается
дренаж аммиака перед испытанием или
ремонтом трубопроводов.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 663984 B1) 2504482/23-06 B2) 06.07.77 2 E1)
F 25 В 1/00 E3) 621.574 G2) В. А. Зильберман,
В. Е. Дмитриев
E4) СПОСОБ РАБОТЫ КОМПРЕССИОННОЙ
ХОЛОДИЛЬНОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ СТУПЕНЧАТОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХА, содержащей высоко-,
средне- и низкотемпературную ступени с
конденсатором, охлаждаемым оборотной водой, и
воздухоохладителем в каждой ступени, отличающийся тем, что,
с целью повышения экономичности, собирают влагу,
выделяющуюся в воздухоохладителях высоко- и среД-
нетемпературной ступеней, и смешивают ее с оборотной
водой, подаваемой на охлаждение конденсатора
низкотемпературной ступени.
При низких температурах наружного воздуха
временно отключенные нагнетательные
коллекторы через неплотности арматуры заполняются
аммиаком, который конденсируется и
собирается в «мешках». При быстром открывании
запорного вентиля на конденсаторе газообразный
аммиак под давлением нагнетания устремляется
в коллектор и с силой выталкивает из «мешка»
жидкий аммиак. Происходит гидравлический
удар, в результате разрушается слабое место
коллектора (обычно сварные швы на переходах
с большего диаметра на меньший).
Для предотвращения подобных случаев
необходимо коллектор перед пуском в работу
дренировать и плавно открывать запорный
вентиль на конденсаторе.
В «Правилах и нормах техники безопасности
и промышленной санитарии для проектирования,
строительства и эксплуатации холодильных
станций химических производств» (М., Химия, 1965)
ничего не сказано о дренировании. Рабочие
инструкции по эксплуатации также опускают
этот вопрос. Необходимо Правила дополнить
положением, запрещающим устройство
пониженных участков («мешков») в аммиачных
нагнетательных коллекторах.
Ознакомление обслуживающего персонала с
причинами, вызывающими гидравлический удар
в нагнетательных коллекторах, будет
способствовать безопасной эксплуатации холодильных
станций.
A1) 663990 B1) 2425395/23-06 B2) 01.12.76 2 E1) F
25 В 37/00 621.575 G2) А. И. Богданов, В. Г.
Горшков, Л. И. Запольский, А. В. Попов G1) Сибирский
филиал Производственного объединения по техническому
обслуживанию и энерготехнологическому оборудованию
предприятий химической промышленности
E4) ПЛЕНОЧНЫЙ АБСОРБЕР преимущественно для
бромистолитиевой абсорбционной холодильщщ
установки, содержащий установленные вертикальными
рядами горизонтальные трубы и ороситель для раствора,
размещенный над трубами, отличающийся тем, что,
с целью интенсификации процессов массо- и
теплообмена путем более равномерного орошения поверхности
труб раствором, между оросителем и трубами над
каждым их вертикальным рядом размещены наклонные
лопатки, имеющие одинаковую ширину и одинаковый
угол наклона.
55

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК 542.943-5.006.5
Озонирование камер
при хранении пищевых
продуктов
Е. А. ИЛЬИНА, В. В. КОВАЛЬ, Р. А. КОЗЛОВА,
П. А. КУЗНЕЦОВ, Г. Ф. МАКАРОВА
Росмясомолторг
В настоящее время на распределительных
холодильниках широко применяется
озонирование для санитарной обработки (дезинфекции и
дезодорации) камер и складов, не загруженных
продуктами *. В 1972 г. по инициативе Росмя-
сомолторга были начаты
научно-исследовательские работы по озонированию камер при
холодильном хранении в них различных пищевых
продуктов: твердых сычужных сыров,
колбасных изделий, охлажденного мяса, яиц.
Эти работы проводили Ленинградский
технологический институт холодильной
промышленности, Московский институт народного
хозяйства им. Г. В. Плеханова, Заочный институт
советской торговли, Всесоюзный
научно-исследовательский институт экономики торговли и
систем управления.
Задача исследований состояла в определении
оптимальных режимов озонирования для
каждого вида продукта, при которых подавляется
или прекращается жизнедеятельность
микроорганизмов, вызывающих порчу или снижение
качества, и в то же время не изменяется качество
самого продукта вследствие окислительных
свойств озона.
На сновании этих исследований разработан,
согласован с Министерством здравоохранения
РСФСР и утвержден Министерством торговли
1>СФСР ряд инструкций, в которых даны
рекомендации по озонированию камер,
загруженных охлажденными продуктами: Временная
инструкция по озонированию камер хранения
твердых сычужных сыров; Инструкция по
приемке, хранению, товарной подработке и выпуску
колбасных изделий и копченостей на распреде-
* Санитарная обработка холодильных камер
озонированием/ Е. А. Ильина, В. В. Коваль, Р. А.
Козлова и др.— Холодильная техника, 1979, № 2.
лительных" холодильниках торговли;
Инструкция по приемке, холодильной обработке,
хранению и выпуску остывшего и охлажденного
мяса. Первая инструкция введена в действие в
1975 г., вторая и третья— в 1977 г.
Определяющими параметрами при
озонировании камер, загруженных продуктами,
являются: концентрация озона в воздухе камеры;
продолжительность однократного озонирования
(с момента включения высоковольтного
трансформатора до момента выключения озонатора);
периодичность озонирования.
Конкретные параметры озонирования,
применяемые на холодильниках, в зависимости от
вида хранящегося продукта указаны в таблице.
Необходимая концентрация озона в воздухе
камеры достигается регулированием
производительности озонатора.
При хранении сыров озонирование применяют
в камерах с батарейной, воздушной и смешанной
системами охлаждения при температуре —2-f-
~—4°С и относительной влажности воздуха
85—90%.
Предварительная обработка камер озоном
перед размещением в них сыров и
систематическое их озонирование в процессе хранения
исключают рост поверхностной плесени, которая в
неозонируемых камерах неизбежно появляется
на продукте, в связи с чем сыры подвергают
товарной подработке '¦— протирке и зачистке,
мойке, сушке и парафинированикх Эти операции
требуют значительных затрат труда и
материалов. При озонировании необходимость
товарной подработки сыров отпадает.
Качество сыров в озонируемых камерах
сохраняется в течение сроков, предусмотренных
действующей Инструкцией по приемке,
хранению, обработке и выпуску сыров, а в
неозонируемых камерах установленные сроки хранения
без товарной подработки не выдерживаются.
До внедрения озонирования на холодильниках
при длительном хранении колбасных изделий
применяли только температурный режим
Продукт
Сыры твердые
сычужные
Колбасные изделия
Охлажденное мясо
Яйцо
к ?s
Я" ч">
я и з
нце
она
мер
о со л
^о *
5—7
3—10
8—10
3—6
-S •
ч2 о
лжите
ОДНОК]
зонир
о до
сть
го с
ния
±?о о со
Сяхю
3—4
3—4
4—5
3—5
Периодичность
озонирования
Через 2—3 суток .
Через 2—3 суток
Через сутки
По мере появления
запахов
л

-—7н—9°С. В процессе хранения при такой
температуре колбасы, особенно полукопченые,
замерзают, батоны покрываются ледяной коркой
или слоем инея, нередко на поверхности батонов
появляется и плесень. Поэтому перед отгрузкой
с холодильника колбасы отепляют в специальных
помещениях, а при наличии плесеней <— батоны
протирают, моют и обсушивают. Как для сыров,
так и для колбас операции товарной подработки
связаны с затратами рабочей силы, времени,
энергии и, в отдельных случаях, потерями
массы продукции.
Систематическое озонирование камер дает
возможность вдвое увеличить продолжительность
хранения колбас при температурном режиме
—Зч—6°С. При этом режиме лучше
сохраняется вкус колбас, на 20% по сравнению'с режимом
—7 ч—9°С снижаются нормативные потери
массы, колбасы не подмораживаются, поскольку
криоскопические температуры большинства
полукопченых колбас выше «—6°С; исключается
товарная подработка колбас в процессе хранения
и перед выпуском с холодильника.
Применение озонирования в процессе
хранения охлажденного мяса при температуре воздуха
—ГС и относительной влажности 90—92%
удлиняет сроки его хранения на 3—5 суток.
Наряду с бактерицидным и микоцидным действием
озон оказывает дезодорирующее действие <—
уничтожает в камерах хранения охлажденного
мяса неприятные запахи (сырости, закисания).
Исследованиями по применению озона в
камерах хранения яиц не выявлено существенного
увеличения сроков хранения. Однако для
дезодорации воздуха озон является эффективным
средством — при озонировании полностью
исчезают неприятные запахи, которые нередко
появляются в камерах хранения яиц.
При проведении озонированиягв камерах
хранения сыров, колбасных изделий ,
охлажденного мяса в специальных журналах, формы
которых разработаны для каждого вида
продуктов, регистрируют дату и время озонирования,
время допуска людей в камеру после выключения
озонатора, концентрацию озона в воздухе
камеры (требуемую по инструкции и фактическую),
продолжительность однократного
озонирования; о проведении озонирования в камерах
хранения яиц составляют акты установленной
формы.
В помощь специалистам, осуществляющим
контроль за концентрацией огона в воздухе
камер, Росмясомолторгом разработаны и
направлены на распределительные холодильники
методические указания, в которых описан прибор для
определения концентрации озона, поскольку
специальных газоанализаторов для этой цели
нет; указана последовательность операций и
анализов.
Концентрацию озона контролируют
периодически, 1*—2 раза в месяц, через 2 ч после
включения высоковольтного трансформатора, т. е.
в период установившейся рабочей
концентрации.
Допуск людей в камеры разрешается только
спустя 2 ч после выключения озонатора из сети.
Росмясомолторгом обобщена информация о
применении озонирования на подведомственных
предприятиях за три года A975—1978 гг.).
В числе предприятий, которые с 1975 г.
начали широко применять озонирование при
хранении продуктов, Дагестанский, Горьковский,
Куйбышевский, Тульский хладокомбинаты,
предприятия Ростовской и Краснодарской
контор, холодильники № 12 и 13 Московской
городской конторы Росмясомолторга.
По неполным данным, в системе
Росмясомолторга для озонирования оборудовано 360 камер
емкостью до 800 тыс. т охлажденных продуктов,
из них большую часть составляют сыры.
Качество продукции, хранившейся в
озонируемых камерах, соответствовало требованиям
нормативно-технической документации, а
санитарно-гигиенические условия ее хранения были
несравнимо лучше, чем в неозонируемых
камерах.
Озонирование камер хранения пищевых
продуктов распространяется все шире,
увеличивается потребность в озонаторах. Однако, к
сожалению, в настоящее время предприятия Минхим-
маша прекратили выпуск озонаторов РГО-1.
Не обеспечиваются холодильники и
газоанализаторами для определения концентрации озона.
Необходимо как можно быстрее наладить
производство озонаторов в комплекте с приборами
контроля за содержанием озона. Оперативное
решение этой задачи гарантирует сохранение
качества продуктов, снижение потерь массы при
хранении от возможной порчи и ликвидацию
непроизводительных расходов, связанных с
товарной подработкой продуктов.
57

ХРОНИКА
Больше товаров,
добротных и разных
В г. Риге в конце июня с. г. состоялся восьмой
Всесоюзный семинар журналистов на тему «Производство
товаров народного потребления и задачи печати».
Семинар организован отделами ЦК КПСС, ЦК
Компартии Латвии и редколлегией газеты «Известия».
В работе семинара приняли участие руководители
ряда министерств и ведомств Союза ССР и республик,
журналисты центральных, республиканских, краевых
и областных газет, журналов, радио и телевидения.
Открыл семинар первый секретарь'ЦК Компартии
Латвии А. Э. Восс.
На семинаре с докладами по проблемам повышения
эффективности производства, улучшения качества и
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ
СТРАНАХ
УДК 621.567.59D97.2)
Холодильное
машиностроение НРБ
В год 30-летия СЭВ страны - члены демонстрируют
свои достижения в различных областях науки и
техники. Так, Болгарское торговое представительство
в Москве и «Техноэкспорт» провели 6—7 июня
выставку, посвященную развитию холодильного
машиностроения в Народной Республике Болгарии.
Были представлены герметичные низко-, средне-
и высокотемпературные агрегаты; герметичные и
бессальниковые компрессоры; автономные кондиционеры
с воздушными конденсаторами, устанавливаемыми
отдельно от кондиционера, в частности вне помещения;
средне- и низкотемпературные сборные холодильные
камеры.
На выставке были прочитаны доклады о
конструктивных особенностях и характеристиках оборудования,
которые сопровождались показом диафильмов и
проспектов.
В табл. 1—3 приведены основные технические
характеристики выпускаемого холодильного оборудования.
Кроме низко- и высокотемпературных, в НРБ
изготовляют также среднетемпературные герметичные
компрессоры, работающие на R12 в диапазоне температур
кипения /0=— 30-г-— 10°С.
Герметичные компрессоры изготовляют с
внутренней подвеской и с глушителями на всасывающей и
нагнетательной сторонах.
расширения ассортимента товаров народного
потребления, совершенствования форм торговли и бытового
обслуживания населения выступили министр
электротехнической промышленности СССР А. К. Антонов,
заведующий сектором газет Отдела пропаганды ЦК КПСС
И. А. Зубков, заместитель министра торговли СССР
С. Е. Суру ханов, главный редактор еженедельника
«Экономическая газета» А. Ф. Румянцев, заместитель
министра мясной и молочной промышленности СССР
М. К. Барбашин, заместитель министра пищевой
промышленности СССР В. С. Пененков, заместитель
председателя правления Центросоюза СССР Д. И. Гудков,
представители ведомств и работники печати.
Внимание выступавших было сосредоточено на
дальнейшем повышении роли и действенности печати, радио
и телевидения в осуществлении программы повышения
благосостояния советских людей, в развитии
социалистического соревнования трудящихся за повышение
эффективности производства, улучшение качества
товаров, совершенствование торговли и бытового
обслуживания населения.
Журналисты поделились опытом освещения этой
важной темы в газетах и журналах и ознакомились
с работой передовых предприятий Латвийской ССР.
Таблица 1
Показатели ;
Холодопроизводительность
при работе на R12, кВт
(ккал/ч), при t0~—15°С,
/К=30°С, *П=25°С, *кщ=
= 15°С
Потребляемая мощность на
том же режиме, кВт
Часовой объем, м3/ч
Диаметр цилиндров, мм
Ход поршня, мм
Число цилиндров
Частота вращения, об/мин
Масса, кг
Габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
Бессальниковый компрессор
ААН 1430 1
20,7 A7800)
7,7
63,7
72
60
3
1450
248
870
530
500
ААН 3602
41,3 C5500)
15,0
127.5
72
60
6
1450
285
1040
510
500
В бессальниковых компрессорах применены
подшипники скольжения, алюминиевые поршни и литые
чугунные коленчатые валы. Компрессоры предназначены
для работы на R12 и R22, они имеют подогреватель
масла в картере и тепловую защиту встроенного
электродвигателя, размещенную в обмотке статора.
Компрессор ААН3602 сальниковой модификации
может работать также и на аммиаке.
Автономные кондиционеры шкафного и подоконного
типа предназначены для поддержания заданного
температур но-влажностного режима в жилых и
производственных помещениях.
58

Т а б л и ц ак2
Показатели
Часовой объем, м3/ч
Хладагент
Диапазон температур кипения, °С
Холодопроизводительность, кВт(ккал/ч)
Электродвигатель
Масса нетто, кг
Уровень звуковой мощности, дБ А
Габаритные размеры, мм
диаметр
высота
Долговечность, ч
Герметичные компрессоры
КН2.5;
КНТ2.5
2,5
0,15 A30)
23
50
210
255
КН3.2;
КНТ3.2
КИ4,0;
КНТ4,0
КН4.6;
KHT4.G
КН6,6;
КНТ6.6
Низкотемпературные
3,2 | 4,0 1 4,0 1 6,6
R502
—20-*-— 40
0,21 A8())|0,25 B15)|(),29 B50I0.44 C75)
220-1-50/380-3-50
24 26 28 30
52 62 52 54
216
283 | 283 | 30 ^ 1 304
50000
КВ3.5;
КВТ2.5
2,5
1,3 A120)
23
50
255
К В 2, 2;
КВТ3.2
КВ4.0;
КВТ4.0
КВ4.6;
К ВТ 4 ,6
Высо котемпературные
3,2 | 4,0 | 4,0
R12
-10-:- 10
1,57A350) 1 1,92 A650) | 2,15 A850)
220-1-50/380-3-50
24 26 28
52 53 58
216
283 | 283 | 304
50000
КВ6.6;
КВТ6.6
6,6
3,14 B700)
30
61
304
Примечание. Холодопроизводительность указана для компрессоров типа КН и КНТ при следующих температурах: кипения г0=—40°С, конденсации
^К=50°С, всасывания tKM1=\0°C, окружающей среды t0 с=32°С и переохлаждения tQ=32°C, а для компрессоров типа KB и КВТ при: /0=5°С, /к=55°С,
^kmi= ^о. с~ tu=32 С.
Таблица 3
Показатели
Холодопроизводительность, кВт(ккал/ч), при
температурах, °С
в помещении по сухому термометру
в помещении по влажному термометру
воды, охлаждающей конденсатор
воздуха, охлаждающего конденсатор
Количество рециркуляционного воздуха, м3/ч
Количество свежего воздуха, м3/ч
Мощность вентилятора, Вт
Хладагент
Потребляемая мощность, Вт, в режиме
охлаждения
нагрева (электронагревателями)
Тип компрессора
Число компрессоров
Тип вентилятора
КША 112
10,8 (9300)
27
19
32
—
2000
600
1X550
4300
5500
Tepiv
КША 122
10,1 (8700)
27
19
—
35
2000
600
1X550
R22
этичный КК
2
КША 111Т
10,8 (9300)
27
19
32
—
2000
600
1X550
4300
5400
6,6
Кондиционер
КША 311
33,7 B9000)
27
19
32
—
5600
1680
2X550
КША 31 IT
33,7 B9000)
27
19
32
~
5600
1680
2X550
R12
ШК 28
37,8 C2480)
22
16
16
__ ¦
8000
800
2X3000
10500 2700 —
11000 15500 | —
Бессальниковый КП 127
2
Центробежный
КПА 311
3,8 C300)
27
19
24
—
600
200
—
R22
КПА 411
4,7 D060)
27
19
24
—
600
200
—
Герметичный К К 6,6
1

Табл ица4
Ширина,
мм
2400
*
Длина
2400
3300
4200
5100
6000
Внутренний объем, м3, и
ри
/*=» 2100 мм I Л=з2400мм
1
толщине панелей, мм
60
11,0
15,5
20,0
24,5
29,0
100
10,5
14,5
19,0
23,0
27,5
60
13,0
17,5
22,5
27,5
32,5
100
12,0
16,5
21,5
26,5
31,0
Примечание. Шаг моделей камер по ширине 2400 мм, а по
длине 900 мм.
Температурный диапазон в камерах: среднетемпе-
ратурных — от 2 до 8°С; низкотемпературных — от
—18 до —20°С.
Испарители камер оттаиваются автоматически по
команде реле времени.
Внутренние объемы, м3, камер стандартного
исполнения (см. рисунок) даны в табл. 4.
Выставка в Болгарском торговом представительстве
продемонстрировала возросший технический уровень
холодильной техники НРБ.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
В магазине № 55 Москниги имеется в продаже книга
Постольски Я., Груда 3. ЗАМОРАЖИВАНИЕ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ. Варшава,
1974. Пер. с польск. 608 с, 2 р. 50 к.
В книге отражены достижения в области технологии и техники холодильной
обработки и хранения пищевых продуктов. Авторы привлекли интересный материал о
современном состоянии производства замороженных продуктов в странах мира. Большое
внимание уделено характеристике сырья, способам сохранения его качества и методам
подготовки к замораживанию. Дан глубокий анализ изменений, происходящих в
продуктах при замораживании. Рассмотрено оборудование для замораживания продуктов,
а также упаковочные машины. При описании технологических процессов производства
основных видов быстрозамороженных продуктов (плоды и овощи, мясо и
мясопродукты, молочные продукты, рыба и рыбопродукты) приводятся схемы
механизированных линий. Авторы знакомят читателей с методами контроля при производстве и
хранении быстрозамороженных продуктов, а также способами их транспортировки.
Завершается книга главой о способах размораживания продуктов в условиях производства.
Книга предназначена для инженерно-технических работников, занимающихся
производством быстрозамороженных продуктов, а также может быть полезна студентам
вузов пищевой, мясной, молочной и холодильной промышленности.
Заказы на книгу (без денежных переводов) следует направлять по адресу: 123098,
Москва, Д-98, 2-й Щукинский пр., д. 5. Магазин № 55 Москниги, отдел «Книга —
почтой».
1
и
т
60
100
1^.
80
-*-
120
Схема соединений^ панелей камеры.
Они позволяют регулировать температуру от 18 до
35°С с точностью ±1°С и относительную влажность от
40 до 65% с точностью ±10%. Кондиционеры
снабжены грубыми и тонкими фильтрами, обеспечивающими
задержку частиц размером до 5 ммк.
Кондиционеры типа КША 122 выпускают с
выносным воздушным конденсатором.
Средне- и низкотемпературные сборные
холодильные камеры из стандартных панелей разработаны
с пластмассовым покрытием и теплоизоляцией из
жесткого пенополиуретана.
Панели соединяют при помощи эксцентриковых
механизмов, что обеспечивает достаточную плотность
соединений и быстрый монтаж камер.
60

В МЕЖДУНАРОДНОМ
ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
УДК 536.24@48.82)
Новые исследования в области
теплопередачи
В последнее время опубликованы интересные работы,
посвященные изучению процессов теплопередачи в
области умеренного холода. Некоторые, наиболее
интересные из них, освещены ниже * по аннотациям,
помещенным в Бюллетене МИХ за 1978 г.
При экспериментальном исследовании кипения
хладагентов R12, R22, R502, R13B1 в горизонтальной
трубе [3] в диапазоне тепловых потоков от 2,3 до
23 кВт/м2 и скоростях от 0,04 до 2,5 м/с установлено,
что коэффициенты теплоотдачи для указанных
хладагентов находятся в соотношении 1 : 1,3 : 1,24 : 1,53.
Выявлены три типа зависимости коэффициента
теплоотдачи от массовой скорости хладагента: при малых
скоростях коэффициент теплоотдачи с изменением
скорости меняется незначительно; при средних — он
пропорционален логарифму скорости, а при высоких —
большое влияние на его значение имеет вынужденное
движение жидкости, и в этом случае справедливым
оказывается известное уравнение:
Nu = 0,023 Re0»8Рг0'4,
где No, Re, Рг —критерии Нуссельта, Рейнольдса,
Прандтля.
Зависимость коэффициента теплоотдачи от теплового
потока имеет степенной характер, причем при малых
потоках показатель степени равен 0,1, а при
больших — для зоны развитого кипения он зависит от
температуры и массовой скорости. На теплоотдачу влияют
также температура насыщения и диаметр трубы.
Предложена следующая формула, обобщающая результаты
опытов с точностью 10%:
a=B90-55(a»pH-25d-0-2(ps/pKpH'343.
где В — индивидуальная константа, зависящая от
свойств хладагента;
q — плотность теплового потока;
wp — массовая скорость;
d — диаметр трубы;
Рш и /?кр — давления насыщения и критическое»
В результате изучения теплообмена [1] при
кипении R22 в рефрижераторной судовой установке при
температурах от —46 до —38°С установлена слабая
зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости
жидкости в горизонтальных трубах охлаждающих
батарей. Однако при увеличении тепловой нагрузки и
повышении температуры кипения процесс
интенсифицируется. Заметное влияние на теплообмен оказывают
теплофизические свойства хладагента.
Исследованию кипения свободных от смазочного
масла хладагентов посвящены работы [9, 13]. В
первой описана теплоотдача при испарении аммиака на
затопленном пучке труб в режиме, переходном от сво-
* В предлагаемом кратком обзоре не учтены статьи,
опубликованные в журнале «Холодильная техника».
бодной конвекции к развитому кипению. Во второй —
даны значения местных коэффициентов теплоотдачи
при кипении потока R12 в горизонтальной трубе
испарителя.
Интересна работа [2] по исследованию влияния
электрического поля на теплообмен при кипении R113.
Результаты исследования конденсации перегретых
паров R11 и R113 внутри горизонтальной трубы
длиной 4 м и диаметром 21,4 мм, охлаждаемой водой
изложены в статье [6]. Полученные данные представлены
в виде распределения по сечению и по длине трубы
жидкой и газообразной фаз, температуры и давления
паров, плотности теплового потока и т. д. На основе
обработки экспериментальных данных получены
формулы для подсчета местных коэффициентов
теплопередачи и локальных гидравлических сопротивлений.
Приведены примеры использования этих формул в
инженерной практике.
В статье [11] содержатся сведения о конденсации
R12 внутри гладкой и сребренной с внутренней
стороны труб. Выявлено влияние на теплообмен угла
наклона трубы и отношения диаметра к длине.
В работе [4] предложен метод, с помощью которого
может быть установлен режим течения ггленки
конденсата внутри трубы. Метод основан на корреляции
между числом Фруда и параметром Мартинелли и
подтверждается экспериментальными данными,
относящимися к R12.
В работе [10] описаны результаты исследования
конденсации хладагента R11 в присутствии смазочного
масла и воздуха в широком диапазоне тепловых
потоков, давлений насыщения и концентраций масла и
воздуха в R11. Данные опытов с точностью 20% обобщены
эмпирическим уравнением,
В работах [12, 15] представлены результаты опытов
по интенсификации теплоотдачи при протекании
хладагентов внутри труб. Были измерены коэффициенты
теплоотдачи при конденсации в гладкой трубе, в трубе
со вставленной внутрь гофрированной лентой и в
трубах с внутренним оребрением [15]. Зафиксировано
увеличение коэффициента теплоотдачи от 30 до 150%
по сравнению с гладкой трубой. Полученные уравнения
позволяют с приемлемой точностью рассчитывать как
локальные, так и усредненные коэффициенты
теплоотдачи. В работе [12] описано влияние винтового турбу-
лизатора, установленного на входе в оребренную трубу,
через которую протекал кипящий хладагент R12, на
коэффициент теплопередачи и гидравлическое
сопротивление. Приведены зависимости этих величин от
физических свойств хладагента и скорости потока.
Авторы серии статей [5] использовали ЭВМ для
сравнительного анализа данных, приведенных в ряде
опубликованных за последнее время работ по конденсации
хладагентов. Анализировали данные по теплообмену,
гидравлическим сопротивлениям и режимам течения
при конденсации. Полученные обобщающие
соотношения наилучшим образом отражают реальные процессы.
При изучении потока перегретого пара [14], несущего
капельки недоиспарившейся жидкости (условия для
образования такого потока часто создаются на выходе
из испарителя холодильной машины), использован
метод лазерной голографии. Описана методика
исследования. В результате экспериментов установлены
размеры, количество и распределение частичек жидкости
в паровом потоке, а также характер влияния этих
факторов на его основные характеристики.
Расчету эффективности оребренных поверхностей
при теплообмене с воздухом посвящены две работы
[7, 16]. В первой из них расчетные соотношения
выведены на основе обработки результатов
экспериментального исследования поверхностей различной кон-
61

фигурации, во второй — с помощью метода
электрической аналогии.
В последнее время выпущены две книги по
вопросам теплопередачи. Первая [17] является справочником
для инженеров и включает формулы и
справочные данные по всем основным разделам теплопередачи
(теплопроводность, конвекция, кипение и
конденсация, лучеиспускание), а также по .вопросам,
связанным с теплообменными аппаратами и с гражданским
строительством. В книге [8] рассматривается в
основном теплообмен в процессе кипения (при низких и
высоких давлениях, на плоских поверхностях и трубах,
в пузырьковом и пленочном режимах) и частично при
свободной конвекции.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Внутренний теплообмен при кипении фреона-
22 в аппаратах судовых холодильных установок/
Е. С. Авдеев, В. С. Комаров, Л. М. Яременко
и др. — Рыбное хозяйство, 1976, № 9.
2. Скимбов А. А. Кипение в электрическом поле
с принудительной циркуляцией хладоносителя.—
Изв. АН МССР, серия физико-техн. наук, 1977,
> № 1.
3. Aljarrah M. S., D urn i nil M. — Rev.
Gen. Froid., 1977, 68, № 7, juil-aout.
4. Dunn A., J a m e s R. W. — Refrig Air
Condg., 1977, 80, № 956, Nov.
5. Dunn A., James R. W. — Refrig. Air
Condg., 1977, 80, № 953, Aug, № 954, Sept, Д1Ь 955,
Oct.
9.
10.
11.
12.
F u j i i T. — Refrigeration, 1977, 52, № 596, June.
Gologorski J., G e r 1 а с h - К о 1 a s a Z.,
Zalewski W. — Chlodnictwo, 1977, 12, № 2.
GorenfloD. Warme Ubergang bei Blasensieden,
Filmsieden und einphasiger freier Konvektion in
einem grossen Druckbereich. 1977, Verlag C. F.
Muller, Federal Republic of Germany.
Heimdach P. — Chem. Endg. World, 1977,
12, № 8.
Izumi R. — Refriqeration, 1978, 53, №603,
Ian.
Kroger D. G. — A. I
1977, 73, № 164.
Leone C,Carosella
1977, 21, № 9
K. "
Ch. E. Symp. Ser.
P.-
V., Zanesco
Sept.
Mehrotra R. K., V a r-
Instit. Engrs. mesh. Endg. Div.
— Kalte und Klimatechn., 1977,
A. E. — J. Heat
Condiz. Aria,
13. Pr a k a s h
ma H. K. —
1977, 58, № 1.
14. R eichel t J.
30, № 10, Oct.
15. Royal J. H., В er g-les
Transf., 1978, 100, № 1, Feb.
16. Sa n z P., Dominguez M. — Frya., 1977, 1, № 4,
march.
17. Wong H. Y. Handbook of essential formulae
and data on heat transfer for engineers. 1977, Longman
Group Ltd., Great Britain.
А. С. КРУЗЕ
ВНИИхолодмаш
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
В 1979 г. вышли в свет и поступили в продажу
ПЛАКАТЫ ПО КРУПНЫМ ХОЛОДИЛЬНЫМ УСТАНОВКАМ. III серия. Приборы и
средства автоматизации. Комплект плакатов на 14 листах. Цена комплекта 4 р. 20 к.
Тираж 10000 экз.
Учебные наглядные пособия (плакаты) по крупным холодильным установкам
издаются в трех сериях в течение 1977—1979 гг. (I серия «Схемы холодильных установок»,
II серия «Компрессоры и аппараты»).
В III серии плакатов показаны принцип действия и конструкция различных
автоматических приборов: реле давлений РДЧА-01, реле разности давлений типа РКС, реле
температуры, реле разности температур*, электрических термометров, реле уровня, тер-
морегулирующих вентилей, реле расхода, соленоидных вентилей и приборов
регулирования влажности. Приведены их техническая характеристика, различные схемы
включения приборов защиты холодильных машин AMI 10-2P и АМ220-2Р.
Плакаты предназначены для учащихся техникумов и сети курсового обучения
мясной и холодильной промышленности, а также для механических отделений техникумов
торговли и общественного питания.
Заказы на книгу (без денежных переводов) следует направлять по адресу: 113035,
Москва, М-35, 1-й Кадашевский пер., д. 12. Отдел распространения издательства
«Пищевая промышленность».
$2

РЕФЕРАТЫ
УД1\1628.84.001.24
О выборе поверхностей воздухоохладителей установок
технологического кондиционирования воздуха. ГОГО-
ЛИН А. А., ТИХОМИРОВА Л. Н. «Холодильная
техника», 1979, № 8.
Проведено технико-экономическое сопоставление
различных охлаждающих поверхностей в условиях
технологического кондиционирования воздуха на
предприятиях мясной и молочной промышленности. Даны
рекомендации по снижению осушающей способности
поверхности за счет повышения степени оребрения,
уменьшения коэффициента эффективности Ен и соотношения
наружного и внутреннего теплового сопротивления ?.
Таблиц 3. Иллюстраций 4. Список литературы —б
названий.
УДК 628.84:631.53.026
Система кондиционирования воздуха Национального
хранилища семян. БАРУЛИН Н. Я., АГАРЕВ Е. М.,
ШИШКИН М. Р., ФРАЕР М. С. «Холодильная
техника», 1979, № 8.
Для длительного хранения семян мировой коллекции
сельскохозяйственных растений в контролируемых
условиях при постоянных пониженной температуре и
влажности применена центральная система
кондиционирования воздуха со специальными
автоматизированными рассольными кондиционерами КТР-8 и КТР-10.
Описаны устройство и принцип действия
кондиционеров, система автоматизации, приведены технические
характеристики кондиционеров по результатам
приемочных испытаний, данные эксплуатационных наблюдений.
Иллюстраций 3.
УД КГ621.575.043:621.564.3-9.001.5
Экспериментальное исследование процессов в
генераторе абсорбционной холодильной машины при кипении
водных растворов солей. КОШКИН Н. Н., ТИМО-
ФЕЕВСКИЙ Л. С, ШВЕЦОВ Н. А. «Холодильная
техника», 1979, № 8.
Приведены результаты исследования процессов в
генераторе затопленного и оросительного типов при
кипении водных растворов хлористого кальция — холин-
хлорида и бромистого лития. Дана оценка влияния
гидростатического столба раствора на процесс кипения
в генераторе затопленного типа для обоих растворов.
Сопоставлены интенсивность кипения и величина
неполноты выпаривания растворов.
Таблиц 2. Иллюстраций 5. Список литературы —
7 названий.
УДК 621.575:66-935.4-971
Термодинамическая оценка рекуперации тепла в водо-
аммиачных абсорбционных холодильных машинах.
КАППЕЛЬ А. С, ГОЛИКОВ Ф. Д., ЛЕБЕДЕВ В. Ф.
«Холодильная техника», 1979, № 8.
Приведены результаты термодинамической оценки
теплообменников АХМ в зависимости от температурного
уровня передаваемой энергии. Предложен метод
многоступенчатого дросселирования хладагента в АХМ.
Показана методика расчета водоаммиачной АХМ с
двухступенчатым дросселированием жидкого аммиака.
Иллюстраций 3. Список литературы — 2 названия.
УДК 621.57.041:66-911.3.001.5
Подогрев всасываемого пара в цилиндре поршневого
холодильного компрессора. МЕДОВАР Л. Е.
«Холодильная техника» 1979, №8.
Показано, что на повышение температуры
всасываемого пара в цилиндре решающее влияние оказывает
теплообмен между паром и стенками цилиндра;
суммарное влияние остальных факторов существенно меньше.
Приведен график зависимости коэффициента подогрева
от отношения давлений нагнетания и всасывания.
Таблиц 1. Иллюстраций 1. Список литературы —4
названия.
УДК 621.515.041:621.564.2-94.001.5
Исследование течения потока хладагента в сборных
камерах концевых ступеней холодильных
турбокомпрессоров. МИФТАХОВ А. А., ТАРАБАРИН О. И.
«Холодильная техника», 1979, № 8.
Приведены результаты исследования течения
газообразного хладагента в кольцевых сборных камерах с
различными геометрическими параметрами. Установлена
зависимость характера течения в сечениях камер от
режима работы ступени, формы сечения сборной
камеры и типа предшествующих элементов. Определены
основные источники потерь в сборных камерах и их
зависимость от режима работы ступени.
Таблиц 1. Иллюстраций 6. Список литературы]—
4 названия.
УДК 62-252.1-932.001.24:[664.859.2:664.9-404J.037
Определение продолжительности замораживания
жидких пищевых продуктов в барабанных аппаратах
непрерывного действия. МЕНИН Б. М.,
РЖЕВСКАЯ В. Б., ГУЙГО Э. И. «Холодильная техника»,
1979, № 8.
Дано приближенное определение продолжительности
намораживания слоя пищевого продукта на
охлажденной поверхности барабанного аппарата
непрерывного действия с учетом термического сопротивления
барабана и граничных условий третьего рода со
стороны хладагента и окружающей среды.
Таблиц 1. Список литературы — 3 названия.
УДК 536.24:725.355.001.24
Допустимое снижение сопротивления теплопередаче
наружных ограждений холодильников. ГИНДОЯН А. Г.,
ЛИФАНОВ Б. В. «Холодильная техника», 1979, №8.
На основе данных натурных исследований
интенсивности снижения теплозащитных свойств ограждений
холодильников в процессе эксплуатации и технико-
экономического анализа установлен допустимый
уровень снижения сопротивления теплопередаче и
целесообразные сроки восстановления теплоизоляции.
Содержатся рекомендации по проектированию и
эксплуатации теплоизоляционных конструкций.
Таблиц 1. ллюстраций 3.

УДК 621.565.912.001.12
Определение температуры хладагента при
проектировании морозильных аппаратов. ИОНОВ А. Г.,
ЭРЛИХМАН В. Н., БОГОЛЮБСКИЙ О. К.
«Холодильная техника», 1979, № 8.
Описана методика определения равновесной
температуры кипения хладагента в морозильных аппаратах
циклического действия с периодически изменяющейся
тепловой нагрузкой. Приведен пример расчета
равновесной температуры кипения аммиака для роторного
плиточного морозильного аппарата УРМА.
Таблиц 1. Иллюстраций 3. Список литературы — 5
названий.
УДК 62-77:621.57.041
Валоворотное приспособление. ЧЕРНЯВСКИЙ Э. И.
«Холодильная техника», 1979, № 8.
Предложено специальное валоворотное
приспособление, предназначенное для проворачивания коленчатых
валов всех типов компрессоров, используемых в
заводских установках кондиционирования воздуха, — ФВ6,
ФУ12, ФУ40 и ФУУ80. Применение одного приспособ*
ления для всех типов сальниковых компрессоров,
эксплуатируемых на заводе, снизило трудовые затраты
при ремонте компрессоров.
Иллюстраций К
УДК [637.52.002.22:664.87]:531.756
Исследование плотности компонентов готовых блюд.
ЛАТЫШЕВ В. П., ГРИЦЫН М. Н. «Холодильная
техника», 1979, № 8.
Экспериментально исследована зависимость плотности
компонентов готовых блюд от температуры в диапазоне
73—373 К методом гидростатического взвешивания при
атмосферном давлении. Определено статистическое
содержание влаги и жира в компонентах готовых блюд.
Интерполяционные уравнения, коэффициенты которых
найдены по массиву опытных данных, рекомендуются
для расчетов оборудования и процессов холодильной и
тепловой обработки готовых блюд.
Таблиц 1. Иллюстраций 3. Список литературы — 3
названия.
УДК 637.5'62.039:637.05:537.3.004
Влияние электрического тока на качество говяжьего
мяса при интенсивном охлаждении.
КУЛИКОВСКАЯ Л. В., ЗАЙЦЕВ В. Н. «Холодильная техника»,
1979, № 8.
На лабораторной установке, состоящей из
аппаратурного блока и камеры для обработки кусков мяса
электрическим током, экспериментально определены
оптимальные режимы электростимуляции мяса,
используемой для предотвращения холодового сжатия мышечных
волокон. Исследование качества говяжьего мяса,
подвергнутого электростимуляции, при дальнейшем
интенсивном охлаждении и хранении показало
улучшение его консистенции.
Таблиц 1. Иллюстраций 1. Список литератуоы — 4
названия.
УДК 621.565.92.004.67.006.3
Организация ремонта компрессионных агрегатов
бытовых холодильников на заводе «Мосремэлектробытпри-
бор» . КОГАН И. Я. «Холодильная техника», 1979,
№ 8.
Описана комплексно-механизированная линия по
ремонту компрессионных агрегатов бытовых
холодильников, внедренная на заводе «Мосремэлектробытпри-
бор». Поточная организация ремонта позволила
повысить производительность труда, улучшить качество
и сократить сроки ремонта, снизить себестоимость
ремонтных работ, высвободить производственные
площади.
Иллюстраций 3.
УДК 542.943.5.006.5
Озонирование камер при хранении пищевых продуктов.
ИЛЬИНА Е. А., КОВАЛЬ В. В., КОЗЛОВА Р. А.,
КУЗНЕЦОВ П. А., МАКАРОВА Г. Ф.
«Холодильная техника», 1979, №8.
Определены оптимальные режимы озонирования камер
при хранении следующих видов продуктов: сыров
твердых сычужных, колбасных изделий, охлажденного
мяса, яиц. Озонирование камер при хранении
гарантирует сохранение качества продуктов, снижение потерь,
ликвидацию непроизводительных расходов, связанных
с товарной подработкой продуктов.
Таблиц 1.
На первой странице обложки. Севастопольский холодильник.
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. Кал нинь, 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 06.07.79. Подписано в печать 07.08.79.
Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72 Уч.-изд. л. 7,25
Т-14446 Формат 84X108Vie.
Тираж 14 700 экз. Заказ 1461.
Высокая печать.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12.
Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзнолиграфпрома
Государственного комитета СССР по делам издательств, полиграфии
г. Чехов Московской области
книжной торговли.