Исследование абсорбционной холодильной машины
с использованием раствора метанола и бромистого лития
Э. Р. ГРОСМАН, канд. техн. наук В. Я. ЖУРЛВЛЕНКО
Институт технической теплофизики АН УССР
621.575
Для получения низких температур в
абсорбционных холодильных машинах применяют во-
доаммиачный раствор, обладающий, как
известно, существенными недостатками.
Одним из перспективных растворов для
низкотемпературной абсорбционной холодильной
машины может явиться раствор метанола и
бромистого лития.
Бромистый литий хорошо растворяется в
метаноле, имеет удовлетворительную
абсорбционную емкость, при выпаривании не обладает
собственным давлением. Метанолу
свойственны высокая теплота парообразования, малые
значения удельного веса, теплоемкости и
вязкости, низкая температура замерзания
(—97°С). Кроме того, он не корродирует
металлы.
Некоторые свойства раствора метанола и
бромистого лития СН40—LiBr изучались
ранее. В работе [1] приведена
»lg/?-диаграмма этого раствора (рис. 1). Ряд данных полу-
р, мм. рж ст.
1000
~10-5 0 10 20 30 40 50 60 70 80 30100 ГС
Рис.
1. Теоретический рабочий процесс машины в
— •—- lg р , -диаграмме:
а—б—в — изменение состояния раствора в абсорбере;
в—г — нагрев слабого раствора в теплообменнике;
г—д—е — изменения состояния раствора в генераторе;
е—а—охлаждение крепкого раствора в теплообменнике.
чен Эйкером и др. [2]. Проф. Бадылькесом [3]
рассчитаны основные тепловые показатели
абсорбционных машин, работающих с раствором
CH40—LiBr.
В настоящее время в Институте технической
теплофизики АН УССР проводятся испытания
лабораторной установки (рис. 2), в которой
обеспечивается возможность осуществление
цикла абсорбционной холодильной машины
при различных режимах работы.
Установка работает по обычной схеме; все
аппараты кожухотрубного типа размещены в
раздельных корпусах; теплообменник раствора
типа «труба в трубе». Тепло абсорбции и
конденсации отводится водопроводной водой,
подаваемой из напорного бака.
Генератор обогревается следующим
образом. В нижней части крышки аппарата,
сообщающейся с его трубным пространством,
расположен компактный электронагреватель,
залитый водой, которая кипит при подаче
напряжения на нагреватель и конденсируется
в трубках генератора, отдавая тепло
конденсации раствору. Тепловая нагрузка на
испаритель создается водопроводной водой и регули-
лируется путем изменения температуры и
расхода воды или уровня метанола.
Подача раствора в генератор из абсорбера,
а также рециркуляция раствора в абсорбере
осуществляются при помощи шестереночного
насоса. Во избежание подсоса воздуха через
сальник в его полость подается раствор с
нагнетательной стороны насоса. Всасывающая
полость насоса подсоединена к паровому
пространству абсорбера. Насос установлен ниже
этого аппарата на 600 мм.
Неконденсирующиеся газы удаляются из установки с помощью
ротационных масляных вакуум-насосов.
Регенерированный раствор подается в
абсорбер через гидравлический затвор под
действием разности давлений в аппаратах. Он
смешивается со слабым раствором во всасывающем
патрубке насоса и, таким образом, на
абсорбцию и регенерацию поступает раствор с
одинаковой концентрацией. Уровень раствора в
генераторе и абсорбере поддерживается
постоянным с помощью переливной трубы на линии
выхода крепкого раствора из генератора.
Холодильный агент поступает из конденсатора в
испаритель так же, как и абсорбент, через
гидравлический затвор.
4

В качестве запорной и регулирующей
арматуры использованы мембранные и сильфонные
вентиля, что позволяет добиться хорошей
герметичности системы. Соединения выполнены
главным образом с отбортовкой медной трубы.
В установке предусмотрена возможность
слива раствора абсорбента и холодильного агента
из всех точек системы в ресиверы,
расположенные под основными аппаратами.
Температура раствора на выходе из
генератора поддерживалась автоматически на
заданном уровне ртутным контактным термометром
и промежуточным реле, контакты которого
размыкают электрическую цепь нагревателя.
Такое регулирование в сочетании с ручным
поддерживанием определенной упругости
паров в конденсаторе (изменением расхода и
температуры охлаждающей воды) позволяет
добиться постоянства концентрации раствора
после генератора во времени и избежать
кристаллизации раствора.
Замеры температур узловых точек
осуществлялись ртутными лабораторными
термометрами с ценой деления 0,1°С, расположенными в
гильзах из нержавеющей стали в местах
выхода и входа всех циркуляционных потоков в ап-
Из Водопровода
у
А 5сорбент
•+ ^-Жидкий холодильный агент
-*—^Пары холодильного агента
канализацию
_?. Термометр 0 Манометр
-^-Ротаметр
-О/лаждШщТбода ТШодоноситель_м_аРитпПи \ \ВакУУмметР
—Парогазовая смесь -ж-dm/hum \j
Рис. 2. Схема лабораторной установки:
/ — испаритель; 2 — абсорбер; 3 — конденсатор; 4 — генератор; 5 —
теплообменник; 6 — ресивер холодильного агента; 7 — ресивер
абсорбента; 8 — насос слабого раствора; 9 — напорный бак; 10 — мерный
бак; И — вакуум-насос; 12 — мерный бачок для конденсата.
параты. Упругость паров в аппаратах
замеряли ртутными стеклянными вакуумметрами с
запаянным концом.
Расходы раствора, подаваемого на
абсорбцию и на регенерацию, замеряли стеклянными
ротаметрами, а расходы воды на абсорбер,
конденсатор и испаритель — с помощью
мерного бака.
Давление греющего пара регистрировали
манометром, подключенным к трубному
пространству генератора.
Количество тепла, расходуемого на
регенерацию раствора, вычисляли по расходу
электроэнергии за определенный промежуток
времени, который измеряется счетчиком
однофазного тока, включенным в цепь нагревателя
через трансформатор тока.
Холодопроизводительность установки
рассчитывали как по расходу и разности
температур греющей воды при входе и выходе, так и по
количеству конденсата, накапливающегося
в мерной емкости при закрытом
гидравлическом затворе. Чтобы при этом не изменялся
уровень в испарителе и не нарушалась
стационарность режима во время замера,
холодильный агент подавали в испаритель из ресивера,
который сообщается по паровому
пространству с конденсатором.
Для определения концентраций
и уровней раствора к абсорберу
и генератору присоединяли на
длинных гибких шлангах
цилиндрические сосуды с помещенными
в них ареометра-ми. Перемещая
эти сосуды в вертикальной
плоскости, можно периодически
обновлять в них раствор при
измерениях-
Ввиду отсутствия данных о
плотности раствора СН40—LiBr
предварительно была измерена
эта величина при концентрациях
от 58 до 45% в интервале
температур 20~95°С.
Раствор приготовляли из
метанола и бромистого лития марки
«чистый», при этом соль
предварительно обезвоживали
прокаливанием при 230—250°С.
Растворимость бромистого лития в
метаноле при 25°С составляет 58,8% и
незначительно уменьшается с
понижением температуры (согласно
работе [1] эта величина несколько
выше — 62%).
Испытания подтвердили прин-
5

ципиальную возможность получения
температуры кипения до —15°С при температуре
охлаждающей воды примерно 25°С и греющего
источника 120—130°С.
Установка работала при концентрациях
раствора в абсорбере 47—53%, в генераторе —
53—57%. Зона дегазации поддерживалась
в пределах 3—6%. Температура раствора в
абсорбере изменялась от 20 до 35°С, в
генераторе (на выходе) — от 85 до 95°С. Минимальная
упругость паров метанола, которая была
достигнута в испарителе, составила 7 мм рт. ст.
(темпер-атура насыщения — 19,8°С).
В таблице приведены некоторые показатели
работы установки в трех режимах при
различных температурах кипения в испарителе.
Действительный тепловой коэффициент
машины, по опытным данным, находится в
пределах 0,44—0,48. Ориентировочный расчет,
выполненный на основе полученных нами
экспериментально значений теплоты растворения
для раствора СН40—LiBr при 28°С в рабочем
интервале концентраций, показывает, что в
таких установках тепловой коэффициент должен
быть равен 0,62—0,65 (без учета потерь в
окружающую среду). Заниженное значение
Параметры узловых точек
Испаритель
Упругость паров, мм рт. ст. . .
Температура холодильного
агента при входе, °С
Абсорбер
Температура раствора, °С
при входе
при выходе
Концентрация раствора при
выходе, о/о
Упругость паров, равновесная
раствору при выходе (по
диаграмме), мм рт. cm
Конденсатор
Упругость паров, мм рт. ст. . .
Температура конденсата, °С . .
Генератор
Температура раствора, °С
при входе
при выходе
Концентрация раствора при
выходе, о/0
Упругость паров, находящихся
в равновесии с раствором при
выходе (по диаграмме), мм рт.
cm
Режимы
I
7.0
-18,6
25,5
22,8
52,8
5,7
101,0
20,61
70,2
85,0
57,2
109,0
и
12,5
-11,2
35,4
32,2
51,9
10,9
150,01
28,4
71,2
91,0
55,2
154,0]
ш
19,0
-5,5
33,8
32,0
47,2
16,6
141,5
27,4
72,8
86,5
53,5
147,0
теплового коэффициента лабораторной
установки объясняется существенным влиянием
теплообмена с окружающей средой (что
характерно для малых агрегатов), а также недоре-
куперацией тепла в теплообменнике раствора.
В таблице даны значения упругости паров,
находящихся в равновесии с раствором,
определенные по ——, lg р-диаграмме раствора.
Однако выполненные нами контрольные
измерения параметров для нескольких точек
диаграммы показали, что она нуждается в
уточнении.
Этот вывод подтверждается также тем, что
величина дифференциальной теплоты
растворения, вычисленная с помощью диаграммы по
уравнению Клапейрона — Клаузиуса,
примерно на 30% меньше найденной из эксперимента.
В связи с этим можно предположить, что ли-
/ \ -
нии ? = const в координатах lg/?=/( —
должны проходить под несколько большим
углом к оси абсцисс, чем это указано в данной
диаграмме.
Исследуемый раствор оказывал сильное
коррозионное воздействие на металлы, что,
по-видимому, объясняется присутствием в нем
молекул бромистоводородной кислоты. Уже через
несколько дней работы установки он приобрел
темный цвет под влиянием взвешенных частиц
продуктов коррозии и стал почти непрозрачен.
Однако основные свойства раствора после
пребывания его в аппаратах в течение двух
месяцев не изменились, что свидетельствует о
термической и химической стабильности раствора
в условиях работы холодильной установки.
Тем не менее необходимы дальнейшие
исследования по подбору антикоррозийных
добавок в раствор и конструкционных материалов.
Проведенные испытания показали, что
раствор метанола и бромистого лития может быть
применен в абсорбционных холодильных
установках для получения температур до —15°С
с высоким значением теплового коэффициента.
ЛИТЕРАТУРА
1. Will W. «Z. ges. Kalte-Ind.», Bd. 47, 1940,
S. 65-66.
2. A k e r J. E., Squires R. G., Albright L. F.
«ASHRAE J.^, May, 1965.
3. Бадылькес И. С. Рабочие вещества
холодильных машин. Пищепромиздат, 1952.
6

О тепловой характеристике эжекторной холодильной машины
М. А. СИЛЬМАН—р—
московский завод «Компрессор»
621.572
В эксплуатационных условиях тепловая
нагрузка на эжекторную холодильную машину
может изменяться в широких пределах.
Особенно резко увеличивается тепловая нагрузка,
если пиковые нагрузки значительно
превышают номинальную (расчетную) величину, а
также при выходе из строя или остановке на
ремонт одной из машин, составляющих
холодильную установку и обслуживающих общую
группу потребителей холода. Но и в обычных
условиях тепловая нагрузка не остается строго
постоянной. Ряд вопросов, в частности
влияние тепловой нагрузки и расхода рабочего
пара на величину предельных и срывных
температур охлаждающей воды, а также
взаимосвязь между тепловой нагрузкой, температурой
охлаждающей воды и устойчивостью работы
машины, были рассмотрены нами ранее A, 2].
Ниже изложены результаты исследования
зависимости между температурой кипения и хо-
лодопроизводительностью машин при
повышенных тепловых нагрузках.
В любом случае между тепловой нагрузкой
на машину QH и ее холодопроизводительностыо
Qo устанавливается баланс путем
саморегулирования температуры кипения t0. Таким обра-
*зом, переменные тепловые нагрузки приводят
к работе машины с изменяющейся
температурой кипения t0. Зависимость Qo^=f(t0)
называется тепловой характеристикой. Она
установлена Шумелишским [3] и выражается
формулой
Qo=Qop[i+*(<„-*„„)].
где Q0p и t0p — соответственно расчетные
значения холодопроизводи-
тельности и температуры
кипения;
К — коэффициент прироста холо-
допроизводительности (для
различных машин в
зависимости от конструктивных
особенностей главных
эжекторов К=0,07ч-0,10 -J-
Приведенной формулой описывается
наклонная прямая, проходящая через расчетную
точку (Qop, t0p) с тангенсом угла наклона, рав*
ным К. Иными словами, при повышении
температуры кипения на 1°С Q0 возрастает на 7—
10% от Q0p.
Приведенные рядом авторов [3—5] тепловые
характеристики эжекторных холодильных
машин с расчетной температурой кипения ^0р=
= 5-f-7°C ограничиваются максимальным
значением /0=12-М4°С и имеют описанную выше
прямолинейную форму. Однако в реальных
условиях температура кипения может оказаться
более высокой. В связи с этим нами было
проведено экспериментальное исследование
тепловой характеристики эжекторных холодильных
машин в более широком диапазоне температур
кипения.
Исследование проводилось на действующей
опытной пароводяной эжекторной
холодильной установке с Q0p —70000 ккал/ч при /0р=
= 5°С. В процессе исследований определялись
значения Q0 при /0 = 3-М9°С и при трех
значениях давления конденсации рк D2, 48 и
56 мм рт. ст.). Изменение давления
конденсации достигалось изменением температуры
охлаждающей воды tw\, подававшейся в
конденсатор машины.
В результате испытаний была получена
тепловая характеристика машины (рис. 1),
показывающая, что при температурах кипения,
значительно превышающих расчетные,
прямолинейный характер зависимости нарушается;
начиная с /0=12оС при повышении
температуры кипения рост холодопроизводительности
замедляется. Это явление можно объяснить тем,
Q0,ккал/ч
110000
100000
90000
80000
70000
60000
50000
\/
X *
у
А
А
>-г
•
8 10 12
/4
16 18 t0f°C
Рис. 1. Тепловая характеристика опытной
установки (по данным эксперимента).
7

что при высоких температурах кипения
сечение горловины диффузора эжектора
оказывается недостаточным для прохода всего
количества рабочего и холодного пара. Это
предположение подтверждается как расчетами, так и
экспериментом.
На рис. 2 показано изменение температуры
стенки диффузора по его длине при разных
температурах кипения. Поскольку
температура стенки не точно характеризует температуру
потока, а следовательно, и давление в нем,
полученные зависимости могут быть
использованы только для качественного анализа явления.
При испытаниях применялись медь-констан-
тановые термопары, расположение которых на
диффузоре показано в верхней части рис. 2.
При ^о = 5°С основное повышение давления
происходит за горловиной диффузора. При /0 =
= 11°С в горловине и за ней наблюдается
незначительное повторное расширение с
последующим интенсивным сжатием. При t0=\9,5cC
эжектор оказывается в режиме перегрузки по
расходу, что приводит к перемещению
критического сечения в сходящуюся часть
диффузора. За этим сечением поток вновь ускоряется
и давление его падает. Последующее сжатие
происходит в расширяющейся части
диффузора. Такое промежуточное дополнительное
расширение пара приводит к увеличению
необратимых потерь, а следовательно, к уменьшению
полезной работы пара.
НапраёлетТ
"атома '.\_ ' 7J 7.2т'з тлт.5 \т.7тМг.11 га T^t^Ir~FZ^
tGT.d> °V\
55
50
45
40
35
30
25
20
15
10
О 100 .200 300 400 500 600 700 L§t>
Рис. 2. Зависимость температуры стенки диффузора
г'ст.д от его длины LK при различных температурах
кипения (/?к = 42 мм рт. ст.).
[Z.
г"—"
^*
¦ х>-
— —о—
/
А
&
*г
Щ5°С
к '
*5°С
V
I)
-?\1
//
Л
у
1 /
ч
1
1
х—хЧ
к—А—\
Температура кипения, при которой
нарушается прямолинейная зависимость, не
одинакова для машин различных марок. Это связано
с особенностями конструктивного выполнения
главных эжекторов машины, с выбором
номинальной температуры кипения, а возможно, и
с другими факторами. Однако в любой эжек-
торной холодильной машине с постоянным
сечением горловин диффузоров при
определенной температуре кипения прямолинейность тел-
ловой характеристики нарушается, причем для
машин с 4р=5°С эта температура, очевидно^
находится в диапазоне 11 — 15°С.
Наличием криволинейного участка тепловой
характеристики эжекторных холодильных
машин объясняется наблюдаемая на практике
неустойчивость в поддержании постоянной
температуры кипения при повышенных тепловых
нагрузках.
Рассмотрим с помощью схемы, показанной
на рис. 3, два случая работы машины. В
первом случае режим работы характеризуется
точкой 1, расположенной на прямолинейном
участке (Qob U\), а во втором случае — точкой 2,
на криволинейном участке (Q02, ^02). При
возрастании тепловой нагрузки на величину AQo
точка, определяющая режим работы машины,
перемещается в первом случае в точку Г и
температура кипения возрастает на величину Д^ь
Во втором случае изменение режима работы от
точки 2 к точке 2', вызванное увеличением
тепловой нагрузки на ту же величину Дфо,
приводит к возрастанию температуры кипения на
величину Д^и^А^оь В реальных условиях
тепловая нагрузка на машину непрерывно
изменяется, что при работе в области
криволинейного участка тепловой характеристики
приводит к периодическим колебаниям температуры
кипения в широком диапазоне, существенно
превышающем диапазон колебаний при работе
машины с температурами кипения, близкими
к расчетным.
Рис. 3. Изменение температуры кипения при
колебаниях тепловой нагрузки на машину (для
различных участков тепловой характеристики).
t

Выводы
При температурах кипения, на 6—10°С
превышающих расчетную (номинальную),
прямолинейный характер зависимости Qo=/D)
(тепловой характеристики) эжекторных
холодильных машин нарушается, причем прирост холо-
допроизводительности машины с повышением
температуры кипения замедляется.
Экстраполяция прямолинейной тепловой
характеристики в область температур кипения,
на 6—10°С превышающих расчетную, может
привести к существенной ошибке, связанной с
завышением предполагаемой холодопроизводи-
тельности машины по сравнению с
фактической. Поэтому для определения
действительной тепловой характеристики эжекторной
холодильной машины в области повышенных
температур кипения необходимо проведение
специальных испытаний.
При работе машины с повышенной тепловой
нагрузкой (в зоне криволинейного участка
тепловой характеристики) обеспечение
устойчивой температуры кипения (температуры рабо-
Компрессионные домашние холодильники
испытывают обычно без тепловой нагрузки в
камере. Такая методика облегчает получение
сравнительной характеристики холодильников,
однако показатели их работы заметно
изменяются при помещении в камеру продуктов,
изготовлении льда и открывании двери.
Практика эксплуатации и калорический
расчет показывают, что величина дополнительной
тепловой нагрузки при эксплуатации
колеблется, как правило, в пределах 20—40% от
суммарных притоков тепла в холодильник.
Поэтому получаемые при эксплуатации показатели
работы холодильников не соответствуют
паспортным данным как по расходу
электроэнергии, так и по температурному режиму. .
Чтобы определить влияние тепловой
нагрузки в камере холодильника на основные
показатели его работы, в лаборатории холодильных
шкафов ЛТИХП были проведены испытания
чей воды, выходящей из машины) практически
невозможно из-за неизбежных в реальных
условиях колебаний тепловой нагрузки. В этом
случае вопрос о возможности использования
эжекторной холодильной машины как
генератора холода должен решаться исходя из
конкретных условий с учетом фактических
колебаний тепловой нагрузки и допустимых с точки
зрения потребителей холода колебаний
температуры охлажденной рабочей воды.
ЛИТЕРАТУРА
1. Сильман М. А. Работа судовых эжекторных
холодильных машин при повышенных тепловых
нагрузках. «Судостроение», 1965, № 10.
2. С и л ь м а н М. А. Устойчивость работы
пароводяных эжекторных холодильных машин при повышенных
тепловых нагрузках. «Холодильная техника», 1966, № 9.
3. Шумелишский М. Г. Эжекторные
холодильные машины. Госторгиздат, 1961.
4. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г.
Холодильные машины и аппараты. Госторгиздат, 1960.
5. С т о к к е р В. Ф. Холодильная техника и
кондиционирование воздуха. Машгиз, 1962.
621.565.92
холодильников, выпускаемых разными
заводами.
Программой испытаний предусматривалось
получение характеристик при работе
холодильников без тепловой нагрузки и с
дополнительной тепловой нагрузкой.
* Испытания проводили при автоматическом
поддержании температурного режима в
камере холодильника с различными уставками
терморегулятора. Продукт имитировали
наполненные водой бутылки общим весом 10 кг.
Охлаждение продолжалось в течение 24 ч.
За это время достигался установившийся
режим. Затем часть охлажденных бутылок
общим весом 1 или 2 кг заменяли бутылками с
водой комнатной температуры. Такую замену
проводили периодически через 1, 2 или 3 ч.
При испытании с тепловой нагрузкой от
приготовления льда в холодильник загружали две
Влияние дополнительной тепловой нагрузки в домашнем
холодильнике на его показатели
С. И. СУРЕНКОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
2 Зак. 4526
9

Таблица 1
Часовой
расход энергии,
вт • ч
38,9
39,2
41,7
45,9
51,8
57,3
1 62,0
65,1
68,5
Положение
ручки
терморегулятора
1 ,нор-
[ ма«
.9-
.9»
.9-
,9-
-9*
Коэффициент
рабочего
времени
0,32
0,34
0,36
0,37
0,52
0,55
0,57
0,58
0,59

Температура,
СО
В
СО
S
Ч
и аз
25,0
25,1
25,2
25,2
25,2
25,2
25,4
25,3
25,5
ей
о.
со
S
ее
2,0
5,0
5,6
7,3
0,2
1,8
2,7
3,9
5,4
Приток тепла,
ккал/ч
^3
°8
со «о
о» g
eu cd
а* о,
36,1
31,5
30,8
28,1
39,3
36,8
35,7
33,6
31,6
си
о.
uw
<d ч
s со
НЙ
о ю
7,3
8,6
12,9
4,3
8,6
12,9
17,2
о,
cd
и аз
36,1
35,8
39,4
41,0
39,3
41,1
44,3
46,5
48,8
Удельная
электрическая холо-
допроизводитель-
ность Яэ,
ккалКквт • ч)
928
912
907
895
758
739
731
724
714 1
ванночки объемом по 500 см3, залитые водой
комнатной температуры.
В следующей серии испытаний тепловая
нагрузка создавалась путем открывания двери
холодильника через один или два часа на
30 сек.
Дополнительные тепловые нагрузки
приводят к значительному увеличению
коэффициента рабочего времени и расхода электроэнергии
при эксплуатации холодильника.
Так, например, в зависимости от уставки
терморегулятора при помещении продуктов
в камеру коэффициент рабочего времени
увеличивается на 15—30%, а расход
электроэнергии на 5—15%; при изготовлении льда,
соответственно на 15—40% и 10—30%, при
открывании двери — на 15—35% и на 10—25%.
Количественный учет влияния
дополнительной тепловой нагрузки на работу
холодильника встречает ряд затруднений, поэтому были
проведены испытания с постоянной по времени
тепловой нагрузкой, вносимой в камеру
электронагревателем. Испытания проводили как
при непрерывной, так и при цикличной работе
машины.
В табл. 1 приведены результаты испытания
холодильника «Юрюзань» с постоянной по
времени тепловой нагрузкой в размере 13—55%
от величины притока тепла через стенки
шкафа.
При уставке терморегулятора в положение
«норма» дополнительная тепловая нагрузка в
размере 12,9 ккал/ч приводила к увеличению
расхода электроэнергии на 18% и
коэффициента рабочего времени на 15%, а при уставке
терморегулятора в положение «9» расход
электроэнергии увеличивался на 26%, а коэффици-
*
Табл ица'2
Часовой расход 1
энергии, вт • ч 1
50,0
59,3
67,6
86,5
96,7
Коэффициент рабо- 1
чего времени 1
0,44
0,50
0,59
0,81
1,00
Температура,
°С
я
я
я
со
в
со
3
о
с
со
25,0
25,1
25,2
25,2
25,0
со
о,
со
з
ее
И .
СО
4,0
4,0
4,1
4,0
4,4
Приток тепла, ккал/ч
ез
о»
о
« «
со я
О. 33
еу со
а- ее
33,0
33,2
33,2
33,3
32,4
cd
со
0»
Oi
ed
Я «
hS
О Н
4,3
8,6
12,9
17,2
«
Я
Я
о,
cd
3
з
«5»
33,0
37,5
41,8
46,2
49,6
Удельная электриче-'l
екая холодопроизво-*
дительность Кэ
ккалКквт • ч)
650
632
619
535
515
ент рабочего времени на 12%, при этом в
камере резко повышалась температура.
Значительный интерес представляют
результаты испытаний холодильника, когда в его
камере поддерживается постоянная температура.
Из табл. 2 видно, что тепловая нагрузка до
12,9 ккал/ч при постоянной температуре в
холодильной камере повышает коэффициент
рабочего времени почти в два раза и он
возрастает от 0,44 до 0,81, расход электроэнергии
увеличивается более чем на 70%. Дальнейшее
повышение тепловой нагрузки приводит к
непрерывной работе компрессора (коэффициент
рабочего времени равен единице),
возрастанию температуры в камере при одновременном
увеличении расхода электроэнергии почти
в два раза по сравнению с работой
холодильника без тепловой нагрузки.
При этом экономичность холодильника,
характеризуемая условной величиной удельной
электрической холодопроизводительности /Сэ,
с увеличением коэффициента рабочего
времени снижается. Значение /Сэ определяется как
частное от деления притока тепла на часовой
расход электроэнергии при цикличной
работе.
Проведенные испытания показывают, что
тепловые нагрузки, возникающие в камере
холодильника при эксплуатации, значительно
влияют на его рабочие характеристики. Эти
тепловые нагрузки должны учитываться при
расчете и конструировании машин. Кроме
того, заводам-изготовителям следует проводить
выборочные испытания холодильников с
тепловой нагрузкой, с тем чтобы учесть ее влияние
на основные показатели работы при
составлении паспорта на холодильник и инструкции по
эксплуатации.

К вопросу термодинамики процессов опреснения воды
Доктор техн. наук, проф. А. Г. ТКАЧЕВ, В. Т. ПЛОТНИКОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
551.464.09.66.065.512
В настоящее время большое внимание
уделяется опреснению воды с помощью
компрессионных холодильных машин методами
вымораживания и кристаллогидратным.
Особенностью кристаллогидратного метода является
образование непрочного физико-химического
соединения холодильного агента и воды —
гидрата с теплотой плавления 80—130 ккал/кг воды.
Температура образования гидрата зависит от
свойств гидратообразующего холодильного
агента. Она может быть близка к температуре
окружающей среды.
Принципиальная схема опреснительной
установки, работающей по методам
вымораживания и кристаллогидратному, приведена на
рисунке.
При опреснении воды по указанной схеме
исходная соленая вода после деаэрации,
охлаждения в рекуперативных теплообменниках и
смешения с циркуляционным раствором
подается в кристаллизатор, где в результате
отвода тепла кипящим холодильным агентом,
находящимся в непосредственном контакте с
раствором, образуется лед, или
кристаллогидрат.
В сепараторе кристаллы отделяются от
маточного раствора и промываются пресной
водой, подаваемой из разделителя холодильного
агента и пресной воды. В бесповерхностном
Принципиальная схема опреснительной установки,
работающей по методам вымораживания и
кристаллогидратному:
/ — сепаратор; 2 — конденсатор-плавятель; 3 <и 13—
компрессоры; 4 — конденсатор; 5 и 10 — главный
и вспомогательный рекуперативные теплообменники;
б, 7 и 8 — дегазаторы; 9 — смеситель; // —
кристаллизатор; 12 — переохладитель; 14 —
разделитель холодильного агента и воды.
конденсаторе-плавителе кристаллы плавятся,
конденсируя пары холодильного агента,
отсасываемые компрессором низкой ступени из
кристаллизатора.
Из разделителя пресная вода подается
потребителю, а холодильный агент
дросселируется в кристаллизатор. Часть паров
холодильного агента, не сконденсированного в плавителе,
перекачивается компрессором высокой ступени
в конденсатор и после дросселирования
возвращается в плавитель.
Схемой предусмотрен рекуперативный
теплообмен, а также подача маточного раствора
в конденсатор для уменьшения потерь холода,
дегазация до и после опреснения и
возможность сепарации кристаллов при давлениях,
равных давлению в плавителе или
кристаллизаторе. В последнем случае отмытые
кристаллы отводятся от сепаратора к плавителю в
потоке пресной воды с помощью насоса (на
схеме показано пунктиром).
Большое значение для термодинамической и
технико-экономической эффективности
рассматриваемых опреснительных установок
имеет выбор холодильного агента.
В таблице приведены результаты,
полученные американскими исследователями [1, 2] при
изучении условий образования гидратов, их
структуры, состава и теплоты плавления для
различных холодильных агентов, а также
расчеты энергозатрат и необходимой поверхности
Параметры
Критические
условия
образования
гидрата
Ркр, ата • •
ГКр, °С
Тип структуры
Состав гидрата
(вода и
агент), моли
Теплота
плавления
гидрата или льда,
к кал/кг воды
Общий расход

электроэнергии, % ...
Общая
поверхность тепло-
1 обменника, %
Холодильный агент |
79
100
100
к
о
•8-(м
5,68
5,7
II
17
83,4
\ 102
82,6
я I
1,033
8,69
II
16,8
88,9
91,5
70,8
я
о_
•6-2 1
1,739
10,0
II
16,6
88,7
93,5
66,2
я
о
«•2
2,37
13,09
II
17,2
84,5
89,0
51,7
ЕС 1
§§ 1
1,565
14,73
I
8,89
91,1
86,0
51,5
я
о
1,919
17,88
I
7,98
99,5
78,8
34,2
2*
ti

рекуперативных теплообменников
опреснительных установок, работающих на этих агентах.
Для наглядности данные приводятся в
относительных единицах (в качестве эталона принят
гс-бутановый цикл с образованием льда).
При расчете приняты следующие исходные
параметры [2]:
Производительность установки,
м61сутка 4550
Морская вода
соленость, од0 35
температура, °С 21
Коэффициент извлечения 0,5
Расход промывочной воды, о/0 от
получаемой пресной воды .... 5
Предложенные расчеты приблизительны, так
как из-за отсутствия экспериментальных
данных в них был сделан ряд допущений. Так,
затраты пресной воды на промывку льда и
кристаллогидрата приняты одинаковыми.
Вследствие того что кристаллогидраты способны
физико-химически связывать на своей
поверхности ионы раствора [3, 4], подобное допущение
может существенно изменить приведенные
показатели.
В расчете не учтено влияние растворимости
холодильного агента в воде и оптимальных
параметров технологических процессов на
экономичность опреснения при использовании
различных агентов.
Оптимальный холодильный агент для
опреснительных установок может быть выбран
только на основании исследований.
При расчете термодинамической
эффективности различных схем опреснения степень
совершенства установки определяется
сравнением действительных затрат с затратами
обратимого процесса.
Минимальная работа обратимого процесса
опреснения при температуре окружающей
среды выражается через возрастание энтропии
растворов в процессе
Д?.
min
Г0Д50,
A)
где Т0 — температура окружающей среды,
°К;
А5о — возрастание энтропии растворов.
Возрастание энтропии реальных растворов
при изотермическом разделении определится
изменением активности растворителя и
растворенного вещества [5]:
AS0 = R fS^[(l-5i)lnaBi + Unac,l-
(^
•nj[(l-tj)lnaBf + tj\nacj\}f B)
где R — универсальная газовая
постоянная;
п — число молей;
/, / — конечные и исходные продукты;
g — мольная концентрация;
#в, ас — активности воды и солей в
растворе при температуре
разделения.
Взаимная связь активностей воды и солей в
растворе определяется уравнением Гиббса-
Дюгема:
A—e)rflnaB = 5dlnac. C)
Таким образом, чтобы рассчитать требуемую
для опреснения минимальную работу,
необходимы только данные о зависимости активности
растворителя от концентрации при различных
температурах.
Ниже приводится вывод соотношений,
уточняющих метод Льюиса [6] для расчета
активности воды в солевых растворах. За исходные
данные при расчете приняты результаты крио-
скопических измерений.
Для определения активности воды на крио-
скопической кривой использовано уравнение
Рауля и Клапейрона-Клаузиуса в виде
dlna'= dQ9
в Я(тж-ъу
D)
где ав — активность воды в растворе при
криоскопической температуре Тк;
Н — теплота плавления льда при
криоскопической температуре,
ккал/моль;
Тж — температура плавления чистой
воды при нормальных условиях, °К;
0 — понижение температуры
замерзания раствора,
в = Тж-Тк.
За стандартное состояние принято состояние
чистой воды при криоскопической
температуре.
Теплота плавления льда рассчитывается по
дифференциальному уравнению Кирхгофа
dH А , Н
dTK ^ Тк
E)
Разность теплоемкостей льда и
переохлажденной воды Ас (ккал/моль) при постоянном
давлении можно заменить без ощутимой
погрешности разностью равновесных
теплоемкостей, температурная зависимость которой (в
ограниченном диапазоне) близка квадратичной
параболе
^c = ^A + ^втк + ^cтl+...$ F)
12

где АЛ, АВ, АС — алгебраическая разность
индивидуальных
коэффициентов уравнений
равновесных теплоемкостей льда
и переохлажденной воды.
Совместным интегрированием уравнений D,
5, 6) в пределах от Тт до Тк можно определить
активность воды на криоскопической кривой
:ехр[
In 1 — -
АВП
АА
In 1
+
АВ +
-7-) +
АС Г*
+ 112L —
ьст\
+
где Нп
теплота кристаллизации льда из
чистой воды при нормальных
условиях.
За стандартное состояние принято
состояние чистой воды при криоскопической
температуре.
Активность воды при любой температуре
определяется с помощью уравнения Гиббса-
Дюгема и уравнения, характеризующего
изменение изобарного потенциала при
изотермическом выделении воды из раствора.
Для принятых ранее стандартных состояний
эти уравнения после известных [6]
преобразований приводятся к выражению
d In aB L
dT
RT2
(8)
где ав — активность воды в растворе при
температуре Т;
L — парциальная теплота растворения
при температуре Т, ккал/моль.
Для определения парциальной теплоты
растворения при различных концентрациях и
температурах в рассматриваемой задаче
достаточно использовать упрощенное уравнение
Кирхгофа
d L л-
1?= А^
(9)
где Аср
разность парциальной
теплоемкости воды в растворе и
теплоемкости чистой воды, которую при
постоянной концентрации можно
приближенно аппроксимировать*
уравнением квадратичной параболы
Д ср = Д/С + ШТ + ШГ.+ ..., A0)
где АК, AM, AN — алгебраическая разность
индивидуальных
коэффициентов уравнений
указанных теплоемкостей.
Совместным интегрированием уравнений (8,
9, 10) в пределах температур от Тш—9 до Т
можно определить зависимость активности от
температуры
ав = явехр
А 7/
Г 1,
[ Уж-е
гж-еJ]
А К
и [\
' тж-ь
LM
2
1
(Тж-Ъ)-
-Д/Пп-
A-f(Tx
6)
II-
т
AN
(тж-ву
-1
A1)
G) где LK — парциальная теплота растворения
при криоскопической температуре.
С помощью уравнений G, 11) можно
рассчитать активность воды в растворах различной
концентрации и температуры, по которой
определяется минимальная работа, необходимая
для опреснения, а также составляются (при
наличии необходимых теплофизических
характеристик) эксергетические диаграммы
раствора, аналогичные диаграммам Бродянского [7].
Эти диаграммы позволяют анализировать
эффективность опреснительных процессов.
Однако для источников с различными солевыми
составами и температурами необходим
пересчет диаграмм.
Если холодильный агент и вода несмесимы
(что имеет место в большинстве случаев), то
приведенные для расчета активности воды в
растворе соотношения применимы и при
анализе процессов опреснения вод методом
вымораживания.
Термодинамическая эффективность
действительных процессов опреснения воды может
быть оценена степенью обратимости процессов
установки
2? 2?
2?.
2?_ + 2ЬЕ
A2)
где Е-, Е+
• отведенные и подведенные эк-
сергии;
8Е — потери эксергии.
Процессы в опреснительной установке,
представленной на рисунке, можно
проанализировать с помощью эксергетических диаграмм,
аналитически и комбинированными методами.
Потери и изменения эксергии в отдельных
процессах (сжатие, дросселирование,
теплообмен без массообмеиа) определяются по
существующим методикам [8—11].
При анализе процессов теплообмена
потоков с фазовыми превращениями и массообме-
ном (кристаллизация, плавление и т. д.)
целесообразно использовать эксергетические диа-
13

граммы, так как при аналитическом методе
из-за большого числа переменных сложно
получить интегральные расчетные зависимости,
выраженные через начальные и конечные
параметры потоков.
ЛИТЕРАТУРА
1. Barduhn A. J., Towlson H. Е., Ну Y. С.
-«A. S. Ch. E. Journal^, 1962, № 5.
2. В г i g g s F. A., Barduhn A. J. «Advances in
chemistry Series», 1960, № 38.
3. Jeffery G. A. Dechema Monographien. Bd. 47,
S. 849-861, Berlin, 1963.
4. Медведев И. И. Исследование процессов
опреснения воды получением кристаллогидратов пропана.
Кандидатская диссертация, 1965.
5. Д о д ж Б. Ф., Э ш а й А. М. Опреснение соленых
Конденсация паров внутри горизонтальной
трубки до последнего времени не была
достаточно изучена. И лишь в конце 50-х годов Чэд-
док [1], Кудряшов и Шмеркович [2] дали
приближенное теоретическое решение этой задачи,
использовав метод Нуссельта.
Опытное изучение теплоотдачи для условий
рассматриваемого случая проводили с
холодильными агентами Городинская [3] —
аммиак, Поттэ и Пэтел [4] — чистый фреон-12,
Иоффе [5] — смесь фреона-12 с маслом; с другими
веществами Кутателадзе [6] — водяной пар,
Юсуфова [7] — бензол, толуол и т. д. В
опытах получены различные зависимости a=f(q).
Так, в работах [4, 5] a=Aq~n (показатель
степени при тепловой нагрузке отрицателен), а в
работах [3, 6, 1\ a=Aqn (n — положительное
число).
Значения коэффициентов теплоотдачи при
конденсации, рассчитанные по формулам
разных авторов, отличаются на 300% и более. .
Поэтому целью работы, проведенной на
кафедре теоретических основ тепло- и хладотех-
ники ЛТИХП, было изучение процесса
конденсации фреонов-12, 22 и 142 внутри
горизонтальной трубки. В ЛТИХП была спроектирована и
изготовлена опытная установка, схема которой
показана на рис. 1.
вод. Материалы 137-й национальной конференции АХО,
ИЛ, 1963.
6. Льюис Г. Н., Р е н д а л л Л. М. Химическая
термодинамика. ОНТИ, Ленинград, 1936.
7. Бродянский В. М. Энергетика и экономика
комплексного разделения воздуха. Изд-во
«Металлургия», 1966.
8. И ш к и н И. П., Бродянский В. М.
Термодинамический анализ необратимых низкотемпературных
процессов. ЖТФ, 1952, Т. XXII. Вып. II.
9. Бродянский В. М., И ш к и н И. П.
Термодинамический анализ необратимых процессов в
холодильных установках. «Известия АН СССР», ОТН, 1958, № 5.
10. Бродянский В. М., И ш к и н И. П.
Термодинамический анализ процессов теплообмена в
холодильных установках. «Холодильная техника», 1962, № 3.
И. Медовар Л. Е. Эксергетический к.п.д.
холодильного компрессора, «Холодильная техника», 1963,
№ 1.
Установка представляет собой замкнутый
циркуляционный контур, состоящий из
кипятильника, пароперегревателя, конденсатора
(опытная трубка) и мерной емкости для
конденсата.
Насыщенные пары фреона, образующиеся в
кипятильнике за счет подогрева жидкости
электронагревателем, поступают в
пароперегреватель, а затем в конденсатор. Конденсатор
выполнен по типу «труба в трубе» и
установлен с небольшим уклоном (^1—2°) по ходу
конденсата для уменьшения влияния
движущегося пара на стекающий пленкой и донный
конденсат. Кольцевое пространство конденсатора
разделено поперечными перегородками на три
части длиной 1,1, 0,55 и 0,55 м по ходу воды,
движущейся прямотоком относительно фреона.
Такая конструкция опытной трубки позволяет
получить при соответствующем подключении
охлаждающей воды различные отношения
— E0, 100, 200).
d
Образовавшийся в конденсаторе жидкий
фреон сливается через специально
отградуированную мерную емкость в кипятильник. При
закрытом запорном вентиле конденсат
накапливается в мерной емкости, что позволяет
определить расход фреона.
Экспериментальное исследование теплообмена при конденсации фреонов
внутри горизонтальной трубки
Н. Ф. ЧОПКО
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
536.24.001.5
14

Рис. 1. Схема установки:
1 — вентиль для ваюуумирования и зарядки; 2 — термюшары в сечениях; 3 —
опытная трубка (конденсатор); 4 — смотровое стеклю; 5 — пароперегреватель;
6 — кипятильник; 7 — запорный /вентиль; 8 — мерная емкость; 9 — цапфовое
соединение.
Температуру насыщенного
пара измеряли медь-констан-
тановой термопарой, опу*
щенной в паровую зону
кипятильника, и
контролировали по давлению,
измеряемому образцовым манометром.
Температуру стенки
конденсатора измеряли медь-
константановыми
термопарами, расположенными в
шести сечениях по длине
B,2 м) трубки. В каждом
сечении термопары
располагались на верхней, боковой и
нижней образующей трубки
(см. рис- 1). Среднюю
температуру стенки по диаметру
заделки термопар
вычисляли по формуле
i
Zj ^cp.c Li
-,—, C)
*ст
Вакуумирование и зарядка установки
осуществляются через специальный вентиль.
Для удобства монтажа и демонтажа
установки все ее элементы (кипятильник,
конденсатор и т. д.) соединены друг с другом с
помощью цапфовых уплотнительных соединений.
В торцы трубки заделаны стекла для
визуальных наблюдений.
Вся установка заключена в воздушную тер-
мостатирующую камеру, температура в
которой поддерживалась постоянной и равной
температуре конденсации.
Таким образом, установка позволяет
выявить влияние температуры (давления) конден-
L
сации, отношения —, удельного теплового по-
d
тока на процесс теплообмена при конденсации
внутри трубки.
Коэффициент теплоотдачи при конденсации
определяли по формуле
где /Ср.с — средняя температура по трем
термопарам в сечении;
Li — длина участка трубки, на котором
расположено данное сечение.
Все термопары были предварительно
отградуированы. Максимальное отклонение
показаний отдельных термопар во время градуировки
не превышало 0,0002 мв при заданных
постоянных температурах горячего и холодного спаев.
Для измерения э.д.с. термопар применяли
компенсационную схему с потенциометром Р-306
и нормальным элементом II класса.
Температуру стенки на границе
стенка—конденсат определяли с учетом поправки на
теплопроводность материала стенки %
Qln
tfi
t CT — t +
2nlL
D)
a =
(i)
где q — удельный тепловой поток, вт/м2,
,-f
B)
(F — внутренняя поверхность опытной
трубки, ж2);
8 — разность между температурой
насыщенного пара tK и средней
температурой стенки tCT на границе стенка—
конденсат, °С.
где Q — количество тепла, отведенное в
конденсаторе;
d\ — диаметр заделки термопар;
dBH — внутренний диаметр трубки
конденсатора.
Количество тепла Q находили тремя
независимыми способами.
— По мощности электрогрелки
кипятильника, измеряемой амперметром (класса 0,2) и
вольтметром (класса 0,5),
Qi = /t/.
где /
U
сила тока;
напряжение.
15

— По балансу фреона
Q2 = Оф А /,
где вф — количество жидкого фреона в
мерной емкости в конце каждого
опыта, кг/ч;
А/ — разность энтальпий перегретого
пара /дер.ф и жидкости /ш.ф,
определяемая по температуре и
давлению, дж/кг.
— По балансу охлаждающей воды в
конденсаторе
Уз == ^w^Pw twi
где Gw — расход воды, кг/ч (находили
весовым способом);
ktw — разность температур воды на
выходе /Вых и входе ^вх (измерялась
термопарами);
cPw — теплоемкость воды при р = const,
дж/ (кг - град).
Расхождение всех трех балансов не
превышало, как правило, ±3% и только при малых
нагрузках от 500 до 1500 вт/м2 достигало в
некоторых опытах ±8%.
В качестве основного баланса для
определения удельного теплового потока был принят
первый, более надежный и стабильный во
времени, — по мощности электрогрелки.
Всего было проведено 378 опытов.
Пределы изменения нагрузок, температуры
конденсации,
отношения — указаны
d
табл. 1.
Первые опыты по определению зависимости
a=f(q) проводили с фреоном-12 при
температурах конденсации 20, 30, 40, 50°С и различных
значениях —.
d
Представленные на рис. 2 кривые изменения
коэффициента теплоотдачи в зависимости от
удельного теплового потока, взятые для
сопоставления при ^К = 30°С и разных отношениях
L
—, показывают, что это отношение, а точнее
d
длина трубки L, не оказывает существенного
влияния на процесс конденсации в интервалах
нагрузок, которые могут иметь место в холо-
Та
4 5 6 7 8910*
(I, вт/м
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи от
удельного теплового оотока при /К = 30°С и различных
значениях —.
d
дильной технике. Максимальный разброс
относительно средних значений сопоставимых
коэффициентов теплоотдачи составляет примерно
8% и находится в пределах погрешности
опыта (характерно, что наибольший разброс
приходится на область малых нагрузок — до
1500 вт/м2).
Указанные соображения позволили в
последующих опытах ограничиться двумя
значениями — E0 и 100 — для фреонов-22, 50 и 220—
d
для фреона-142). Для этих фреонов, как это
видно из рис. 2, разброс между значениями а
еще меньше, чем для фреона-12.
На рис. 3 показано влияние температуры
конденсации на коэффициент теплоотдачи для
фреона-12 при — = 100.
Аналогичная зависимость уменьшения а при
возрастании tK при одинаковых нагрузках
была обнаружена для фреонов-22 и 142.
Из сводного графика рис. 4, построенного
для —=50 и 4 = 30°С, видно, что наибольшее
d
значение коэффициента теплоотдачи
наблюдается у фреона-22, наименьшее — у
фреона-12. Интересно, что аппроксимирующие
кривые представляют ломаную линию, причем
блица 1
Холодильный агент
/Е.'С
20—50
30—40
30-50
q, вт/м2
-1 = 50
d
800—10000
800—10000
800—10000
-1 = 100
d
500—10000
500-10000
-^- = 200
d
500—10000
500—10000
вначале а^Л^-0,08, а затем,
начиная с некоторого значения q,
неодинакового для различных фреонов,
a~A2q~°i33. Уменьшение показателя
степени (по абсолютной величине)
при малых удельных тепловых
потоках связано, по-видимому, с
наличием во фреонах неконденсирующихся
примесей.
Известно, что неконденсирующие-
16

i 5 6 7 89103
4 5 6 7 8910*
Рис. З. Зависимость коэффициента теплоотдачи от
удельного теплового потока для ф|реона-A2 (—=100 I внутри
горизонтальной трубки при различных значениях tK:
#20°С; А30°С; О40°С; X 50°С.
ся примеси во время работы установки
накапливаются около поверхности конденсации,
образуя дополнительное термическое
сопротивление, что приводит к снижению а. С ростом q
увеличивается скорость движения фреона внутри
трубки. В результате этого газовый слой около
границы конденсат — пар более интенсивно
перемешивается и, начиная с некоторого
значения тепловой нагрузки, перестает влиять на
коэффициент теплоотдачи при конденсации.
Опыты проводились с технически чистыми
фреонами, чтобы максимально приблизить
процесс конденсации в опытной установке к
процессам, проходящим в конденсаторах
холодильных установок с воздушным охлаждением.
Из табл. 2 [8] видно, что неконденсирующихся
примесей во фреоне-12 примерно в 4 раза
больше, чем во фреоне-22. Следовательно, можно
было ожидать более сильного влияния
примесей посторонних газов на процесс
конденсации фреона-12, чем фреона-22, что
подтверждается опытными данными, приведенными на
рис. 4.
Таблица 2
Холодильный агент
Фреон-12
Фреон-22
Наличие

неконденсирующихся
примесей,
% об.
<0,3
<0,08
гост
8501—57
8502—57
ВТУП 25—57
№
6 7 8 9103
J | I I T**j**Lj ' Т
г у I 1|Ч|" LnTT^^J Lj__LJ
1 1 ГТТМПг
Z 3 4 5 6 7 8 910*
ц, 6т/м2
Рис. 4. Зависимость коэффициента теплоотдачи от
L
удельного теплового потока при ?K = 30°C и— = 50:
d
• — фреон-22; А — фреон-il42; О — фреон-:12.
Выводы
Длина трубки L не влияет на процесс
конденсации.
Коэффициент теплоотдачи при конденсации
уменьшается с увеличением температуры
конденсации и увеличением тепловой нагрузки.
При малых нагрузках (<7 = 500-М600 вт/м2
для фреона-12, # = 500ч-1300 вт/м2 для
фреона-142, <7 = 500-И000 вт/м2 для фреона-22)
сказывается влияние на процесс конденсации
неконденсирующихся примесей,
присутствующих в технически чистых фреонах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Chaddok J. В., «Refrig. Engng», 1957, N° 4.
2. Кудряшов Л. И., Шмеркович В. М. К
теории пленочной конденсации пара, медленно
движущегося внутри горизонтальной трубы. Труды
Куйбышевского авиационного института. Вып. 15, ч. 2, 1963.
3. Городинская С. А. К вопросу обобщения
опытных данных по теплоотдаче при конденсации пара
внутри горизонтальных труб. Изв. КПИ. Т. XVIII, Гос-
техкздат УССР, 1955.
4. Potter. R. С, Pat el S. P. «Refrig. Engng.»,
1956, M 5.
5. Иоффе Д. М. Конденсаторы с воздушным
охлаждением для малых холодильных агрегатов. Госторгиз-
дат, 1958.
6. К у т а т е л а д з е С. С. Теплоотдача при
пленочной конденсации пара внутри горизонтальной трубы. Сб
«Вопросы теплоотдачи и гидравлики двухфазных сред»
Госэнергоиздат, 1961.
7. Юсуфова В. Д. Результаты некоторых
теплотехнических исследований. Труды Энергетического
института АН Азерб. ССР, т. 15, 1962.
8. Бадылькес И. С. Рабочие вещества и
процессы холодильных машин. Госторгиздат, 1962.
3 Зак. 4526

Расчет теплоизоляции охлаждаемых
судовых помещений
Канд. техн. наук А. А. РАБИНЕРСОН
Институт теоретической и экспериментальной
физики
662.998:629.12
Расчет изоляции охлаждаемых судовых
помещений осложняется ее неоднородностью —
наличием «тепловых мостиков» в местах, где
она прорезана элементами конструкции
корпуса или крепежными деталями, и сложной
конфигурацией теплопередающей поверхности
(рис. 1).
Цель расчета — определить тепловой поток
через изоляционную конструкцию и по
возможности температурное поле в ней
(вместо теплового потока обычно определяется
коэффициент теплопередачи к, равный
отношению средней плотности теплового потока к
перепаду температур).
Если принять ряд допущений, задача
сводится к решению двухмерного уравнения Лапласа
дЧ , дЧ
дх* ду*
A)
(l tJ. LiJmJ
pf^-^.p* ,,p:,p, . \.-^a
e
Щ.
щ
'"•¦•¦4*Л
Рис. 1. Основные типовые конструкции изоляции
охлаждаемых помещений:
Изоляция борта: а — без обрешетника и зашивки;
б — с боковым расположением бруса обрешетника;
в — с боковым расположением бруса обрешетника
на сухарях; г — с перпендикулярным набору
расположением бруса; д — с набором, выступающим за
основную изоляцию; е — изоляция стыка переборки
с бортом; ж — изоляция стыка промежуточной
палубы с бортом (с одной стороны риббанд шириной
G). Изоляции без металлических включений: з
—деревянные переборки; и — второе дно на
брусьях-лагах.
со смешанными граничными условиями для
некоторой области (так, на рис. 2 изображена
область для конструкции изолированного
борта рефрижераторного трюма с граничными
условиями третьего рода на наружной и
внутренней границах и четвертого рода — на
боковых) .
Невозможность получения точного
аналитического решения уравнения A) для
большинства неоднородных изоляционных конструкций
заставляет применять разнообразные методы,
которые позволяют полностью или частично
(ограничившись определением к) рассчитать
изоляцию. Эти методы можно разделить натри
группы.
1. Методы приближенного аналитического
решения уравнения A) [1, 2] и др.
2. ^Метод решения уравнения A) на
аналоговой математической машине
(электроинтеграторе) [3—9].
3. Графоаналитические методы —
зональный [10], метод круговых потоков Иоэльсона—
Ниточкина [11], метод условного искажения
изолируемой поверхности Жилинского [11—13],
метод дуговых эллиптических потоков Хетагу-
рова [9], метод разбивки на зоны тока тепла
Нестерова [14]. Все они основаны на
эмпирических или гипотетических схемах
распределения потоков тепла в изоляции.
Несмотря на многочисленность
существующих методов расчета (так, по принятой в
работе [11] классификации их насчитывается 16),
в изданных за последние 10 лет монографиях
и справочниках [9, 11—13] нет четких сведений
о достоверности большинства из них и
рекомендаций, какими из этих методов следует
пользоваться при практических расчетах.
шшгшш22гш2^&Е!шгяЕшг&
?с.нар °hmp
Д -./..:•
<3.
гс.6н ^Вн
Рис.
2. Область и граничные условия для
конструкции изоляции борта:
S — межшпангоутное расстояние; Н — толщина
конструкции; Kb — высота и ширина полки профиля
набора; h\ — толщина слоя изоляции над набором;
с, d — размеры деревянного бруса обрешетника; v —
слой изоляции над брусом; А, Аь Аб —
соответственно толщина стойки и полки профиля и обшивки
борта.

Чтобы решить этот вопрос, необходимо
провести сравнительный анализ всех
существующих методов с точки зрения предъявляемых
к ним требований. Эти требования сводятся к
следующему [15]:
1. Доступность для практических расчетов
на уровне проектной организации.
2. Точность, удовлетворяющая запросам
практики. Она имеет порядок точности
эксперимента, т. е. предельная погрешность
определения k(8k) не более ±10-М5%.
3. Универсальность, т. е. возможность
решить задачу в целом, определив
температурное поле для сложной многокомпонентной
конструкции при различных комбинациях
граничных условий.
Из всех перечисленных методов первому
требованию удовлетворяют систематизированные
в виде таблиц или графиков аналоговые
решения [3—7, 9], а также четыре
графо-аналитических метода — зональный, Иоэльсона —
Ниточкина, Жилинского и Хетагурова.
Рассмотрим выделенные методы с точки
зрения второго требования, оценив их точность.
Для этого нужно, во-первых, иметь
возможность определить величину k весьма точно,
с погрешностью, по крайней мере, на порядок
меньше допустимой. Такую возможность дает
метод программного решения задачи на
электронной вычислительной машине (ЭВМ) по
составленным автором программам [16—18]
(предельная погрешность 6&< 0,5-М,5%). Во-
вторых, следует учесть, что все методы
позволяют оперировать с упрощенной расчетной
моделью и определять для нее коэффициент
теплопередачи &р.м. Влияние ряда факторов,
отличающих расчетную модель от реальной
конструкции, учитывается введением постоянного
поправочного коэффициента Z, так
называемого коэффициента запаса:
k — k 7
B)
Погрешность 8k складывается из
погрешности метода 6&р.м и погрешности, обусловленной
выбором постоянного значения ZFZ),
8? = 5?P.M + 8Z. C)
Оценка точности собственно методов
(определение 6&р.м) проводилась путем сравнения
значений &р.м в широком диапазоне расчетных
размеров с точными программными решениями
для той же расчетной модели [15, 18—20].
Результаты для систематизированных
аналоговых решений (были просчитаны почти все
материалы, опубликованные за последние 20 лет)
следующие: для конструкций изоляции типа
указанной на рис. 1, а, б, в, и — б&р.м< ± 10%
и на рис. 1, д —6&р.м< ±25%.
Остановимся несколько подробнее на
оценке точности графо-аналитических методов.
Несмотря на кажущуюся простоту, неясно, каким
из трех методов — Иоэльсона—Ниточкина,
Жилинского или Хетагурова — следует
пользоваться. Например, для конструкции типа
рис. 3, а при 5=1 м, Я = 0,5 ж, Л = 0,25 ж, 6=0,1 м
значения &р.м отличаются примерно на 75%
(соответственно 0,12, 0,13 и 0,23 ккал/(м2 • ч •
'град). Относительно зонального метода
существуют противоречивые мнения [9, 10].
Ниже вкратце описаны все три метода и
приведены расчетные формулы для
простейшей конструкции изоляции, прорезанной
только бесконечно теплопроводным набором
(величина &р.м для такой конструкции обозначена
?те ). Графическая интерпретация методов
дана на рис. 3. Общеизвестные формулы
зонального метода, а также довольно сложные
формулы метода Хетагурова [9] не приводятся.
Метод круговых потоков [21], рис. 3, а.
Конструкция разбивается на три зоны. В зонах /
и III, а также в зоне // ниже полки профиля
поток не искажен (справедливы зависимости
для плоской стенки). В зоне // выше полки
набора линиями тока являются дуги круга с
максимальным радиусом г=—. Поток находится
суммированием по зонам /, II, III.
5
^НЩ)
ШШ:
А
h_v:
"в
я
mm\
Чн
ш
ш
и
ж
ш
II
\=±ж\
1
~'\ \\
п У
1ы
2
Яэл' Ь
2м
2
frV-Л с
1 Ъ&#Ш
^vv<~:A>.vi/-vA:? V -• ''1
Рис. 3. Расчетные схемы графо-аналитических
методов (вверху — расчетная модель):
а — круговых потоков Иоэльсона-Ниточкина;
б — условного искажения изолируемой поверхности
Жилинского;
в — дуговых эллиптических потоков Хетагурова;
г — замена метода Иоэльсона-Ниточкина условным
искажением изолируемой поверхности;
<?чи и <7эл — соответственно потоки тепла через
«частично искаженную» и «эллиптическую» зоны.
3*
19

После преобразований
k ==Щ± + ±ЫК + *
S \ Aj it At Я
D)
Жилинокий дополнил уравнение D) для слу-
о ^ 4А , ,
чая S< \-о
S \ Ai л
•(S-ft) + A,
А,
D,«)
Метой условного искажения изолируемой
поверхности [12], рис. 3, б. Влияние набора
заменяется эквивалентным трапециевидным
вырезом глубиной h с углом при вершине 45°. Во
всех трех зонах линии тока перпендикулярны
наружной обшивке.
После преобразований
k ==Wi, + 21n-g-+ S-2*-M E)
s Ui *i я / w
и при S<2/z + 6
* =
Аиз
s
s—*
-A,
^-+21n
At
A!
E, a)
Метод дуговых эллиптических потоков [9],
рис. 3, в. Конструкция разбивается на три
зоны — две «эллиптических» (справа и слева от
профиля), линиями тока в которых считаются
дуги эллипса с определенным соотношением
полуосей, и «частично искаженную» зону.
Формулй предложены для 10 разнообразных
конструкций [9].
На рис. 4 приведены графики ?оо=ср(а), где
f =°'25;
0,5; 0,75
а = — , для значении
ht
(конструкция включает только набор),
вычисленные с помощью этих методов и
полученные на ЭВМ (обозначения по рис. 2).
В диапазоне размеров
— =0,25-5-1; — =0,01-7-0,5;
S S
скольких, довольно узких диапазонах
расчетных размеров. Для такой конструкции
погрешность 6&р.м примерно вдвое больше
приведенной выше и достигает ±10-^-20%.
Для конструкции типа рис. 1, и — второе
дно рефрижераторного трюма на деревянных
лагах — формула, предложенная Жилинским
на основе его метода, дает значения 6&рм
порядка 15—20%.
Зональный метод. Этот метод, непригодный
для конструкций типа рис. 1, а, б, в, г, д, е, ж,
для конструкции типа рис. 1, и дает значения
А'р.м с погрешностью не более —3% (для
конструкций типа рис. 1, и, з это подтверждено
в работе [5] при ~-<5). Подробная проверка
показала, что зональный метод дает хорошее
приближение для конструкций типа рис. 1, и,
целиком прорезанных зоной из инородного
материала, независимо от ее ширины и
характера материалов. В диапазоне отношения
коэффициентов теплопроводностиAl =1-М03 по-
грешность значений &р.м не превышает —5%.
Подведем итоги оценки точности.
1. Систематизированные аналоговые
решения дают возможность определять &р.м для
конструкций типа рис. 1, а, б, в, з с
погрешностью ±10% и типа рис. 1,C — с погрешностью
±25%.
2. Метод условного искажения изолируемой
поверхности наиболее точен по сравнению с
остальными графо-аналитическими методами и
дает возможность определять &р.м для
конструкций без бруса (&оо) с погрешностью —Зч-
+ 11%, для конструкций с брусом — с
погрешностью 15-7-20%.
3. Для конструкций типа рис. I, и, з
наилучшее приближение дает зональный метод —
погрешность не более —5%.
Метод условного искажения изолируемой
поверхности можно уточнить. Выражения для
koo, выведенные на основании методов Иоэльсо-
на—Ниточкина и Жилинского, простым
преобразованием приводятся к виду
А
1-т-Э величина б&р.м состав- k = -~^-
ляет по методу Жилинского от —3 до
+ 11%, по методу Иоэльсона—Ниточкина от
—3 до —16%, по-методуХетагурова — от 75%
и более, т.е. последний неверно отражает
характер зависимости, не исключая, однако,
совпадения в отдельных точках.
Для более сложной конструкции изоляции—
с набором и брусом обрешетника (тдоа
рис. 1, б, в) — проверялся лишь метод
Жилинского, дающий наилучшее приближение для
простой конструкции. Метод проверяли в не-
ь_
при S<2A + b
X,
?+2A(,"f-i)]'F>
k =
i+2AH
S — b
2Ahl
+ 1
. F, a)
Как видно, выражения F) и F, а)
отличаются лишь величиной постоянного
коэффициента A (/4=arctg ф, рис. 3, г, если применять
графическую интерпретацию метода
условного искажения). По методу
Иоэльсона—Ниточкина Л = 0,64, Жилинского — Л = 1.
20

Рис. 4. Оценка точности графо-анали-
тических методов:
а, б — полосовые профили; в —
тавровый профиль;
ф — программное решение;
? — метод Иоэльсона-Ниточкина;
О — метод Жилинского;
X — метод Хетагурова.
Если представить А =<р[//,— ,5, ?), можно
по выражениям F), F, а) найти сколь угодно
точное приближение для &«>* Для
практических расчетов достаточно принять
f <2,
А = 1,15 при а
А = 1 при a = 2-f-4,
А = 0,87 при а > 4.
G)
Погрешность определения k«> по формулам
F), F, а) с учетом уравнений G) не
превышает —2~ + 4%.
Метод расчета конструкций изоляции типа
рис. 1, а, б, в, г. Уточнение метода
Жилинского позволяет предложить метод расчета
четырех типовых конструкций изоляции. Он
заключается в следующем. Определяют величину
&р.м в виде
k
р.м '
; ^оо Фб.
(8)
причем &оо находят по формуле F) с учетом
уравнений G); г|>б—поправочный коэффициент,
учитывающий влияние бруса обрешетника. Он
определен для трех конструкций (рис. 1, б, в,
г) как среднее по предельным значениям -фб,
приведенным Нестеровым [14]:
21

Конструкция
Боковое расположение бруса (рис. 1,6) . .1,22
Боковое расположение бруса на сухарях
(рис. 1,в) 1,15
Перпендикулярное набору расположение
бруса (рис. 1,г) 1,05
Без бруса (рис. \,а) 1,0
Погрешность определения &р.м по уравнению
(8) составляет ±10%, т. е. предложенный
метод равноточен систематизированным
аналоговым решениям.
Перейдем к оценке погрешности 6Z- В
практике расчетов коэффициент запаса Z обычно
принимается равным 1,2 [9, 12]. Это значение
предложено как поправка к методу круговых
потоков, определенная по испытаниям
нескольких рефрижераторных судов [21]. При этом
считается, что погрешность Ыг положительна.
Реальная конструкция отличается от
расчетной модели в основном следующим:
набор имеет конечную теплопроводность;
изоляция прорезана швами, заполненными
клеем с более высокой теплопроводностью;
конструкция прорезана крепежными
деталями—шпильками, гвоздями, крючьями для
крепления батарей;
в изоляции могут быть различные дефекты—
полости, в которых образуются конвективные
токи, неровности;
влажность изоляционного материала может
не соответствовать расчетной.
При учете первого из перечисленных
факторов значение k уменьшится, а остальных —
увеличится. Допустимую величину влажности
изоляции следует учитывать соответствующим
выбором расчетного значения Яиз, а
возможность увлажнения должна быть устранена
рациональной гидроизоляцией.
Величину погрешности 6Z оценивали
следующим образом [15]. Величину Z представляли
в виде произведения .
где 2Х — поправка на конечную
теплопроводность набора;
гш — поправка на влияние швов;
zr — поправка на наличие гвоздей
зашивки изоляции;
2пр — поправка на наличие полостей (на
«продуваемость» изоляции) и
прочих дефектов.
Первые две величины определены путем
программного решения [15]:
гх = 0,84 ~-1 *» 0,92 -т- ± 8°/0
22
И
гш = 1,05 -Ы,15= 1,1 ±5<7о,
величина гГ — по аналоговым решениям Хета-
гурова [9]
zr= 1,02 4-1,12= 1,07 ±5%,
величина гпр принята ориентировочно равной
1,1. При этом
Z= 0,92 • 1,1 • 1,07 ¦ 1,1 = 1,19 ± 18°/0.
Таким образом, хотя величина Z,
полученная путем грубой оценки, близка к обычно
принимаемой, предельная погрешность 6Z
достигает ±18%. Так как наименьшее значение
б&р.м (систематизированные аналоговые
решения или предложенный метод) составляет
± 10%, можно заключить, что при определении
k по уравнению B) погрешность составляет
±25-f-30%, не гарантируя, как принято
считать, положительного запаса.
Итак, ни один из рассмотренных методов,
включая предложенный, не удовлетворяет,
строго говоря, второму требованию. Ими
можно пользоваться лишь для ориентировочных
расчетов в стадии эскизного проектирования.
Оценка точности позволяет сделать вывод,
кажущийся неграмотным с точки зрения
инженерной практики: погрешность метода F&р.м),
оперирующего с упрощенной расчетной
моделью, не должна превышать 1—2%. Второй
путь достижения приемлемой точности —
приближение расчетной модели к действительной
конструкции (уменьшение 6Z).
Что касается универсальности, то все
методы ограничены, во-первых, определением
величины k, температурное поле остается
неизвестным. Систематизированные аналоговые
решения позволяют рассчитывать конструкции
типа рис. 1, а, б, в, д, и. в некотором диапазоне
расчетных размеров, как правило, достаточном
для практических целей. Метод условного
искажения изолируемой поверхности позволяет
рассчитывать конструкции типа рис. 1, а и с
весьма малой точностью — типа рис. 1, б, в.
Предложенный уточненный метод позволяет
рассчитывать конструкции типа рис. \,а,б, в, г.
При этом конструкция состоит не более чем
из двух материалов — изоляции и дерева,
отношение коэффициентов теплопроводности
которых всегда постоянно и равно трем.
Зональным методом можно рассчитывать
конструкции типа рис. 1, и, з. Граничные условия
обычно задаются так: первого рода на наружной и
внутренней границах и второго — и а боковых.
Этим вопрос об универсальности
существующих методов исчерпывается. Ни один из них
не позволяет рассчитать какую-либо новую,
отличающуюся от типовой конструкцию, состоя-

щую из нескольких разнородных материалов,
например изоляцию корпуса судна из
пластмассы.
Единственный метод, удовлетворяющий всем
трем требованиям, — это метод программного
решения задачи на ЭВМ, которое может
осуществляться путем заказов в вычислительных
центрах. Текст программ и рабочая
инструкция приведены в работах [16, 17].
Что касается доступности метода,
применение его не требует специальной
квалификации, нужно лишь задать информацию о
конструкции, закодировав ее машинными
словами. При небольшой тренировке с этой работой
легко справляется лаборант. Существенно, что
при этом контроль за правильностью решения
остается в руках заказчика в отличие от
заказа индивидуального решения на аналоговой
машине (последнее, кроме того, имеет и ряд
других недостатков по сравнению с
программным). Поэтому представляется
целесообразным на окончательной стадии проектирования
произвести программный расчет нескольких
предварительных вариантов, рассчитанных
одним из выделенных выше методов, с целью
уточнения значений k и выбора оптимального
варианта.
Выводы
Анализ существующих методов расчета
позволяет рекомендовать для практического
применения следующие:
а) для расчета конструкций типа указанных
на рис. 1, а, б, в, д, и — систематизированные
в.виде таблиц или графиков аналоговые
решения [3—6, 9] (в работе [11] дан подробный
обзор);
б) для расчета конструкций типа указанных
на рис. 1, а — метод условного искажения
изолируемой поверхности Жилинского [11];
в) для расчета конструкций типа указанных
на рис. 1, а, б, в, г — предложенный метод,
основанный на уточнении известных методов и
результатах аналоговых решений;
г) для расчета конструкций типа указанных
на рис. 1, и, з — зональный метод с
поправочным коэффициентом 1,05. Остальные методы
либо слишком сложны, либо не обеспечивают
достоверного результата.
Все выделенные методы расчета оперируют
с упрощенной расчетной моделью и позволяют
определить величину k с погрешностью не
менее ±25-7-30%. Ими следует пользоваться
в стадии эскизного (проектирования для при-
кидочных расчетов.
В стадии рабочего проектирования следует
произвести программный расчет нескольких
предварительных вариантов [16—17].
Программное решение должно быть принято для
расчета конструкций типа указанных на
рис. 1, е, ж, а также более сложных
конструкций, не показанных на рис. 1.
Рекомендованные методы могут
применяться также и для расчета разнообразных
несудовых изоляционных конструкций —
холодильников, автомобилей и
вагонов-рефрижераторов, элементов установок глубокого
охлаждения и т. п.
ЛИТЕРАТУРА
1. Амосов СИ. Ослабление изолирующего слоя
врезами. НИИС, 1932.
2. Стефанович В. В. Диссертация. Одесса, 1964.
3. Мицевич А. Т. Отчет ВНИРО, М., 1958.
4. Н е с т е р о в Ю. Ф. Графики для расчета судовой
изоляции. «Судостроение», 1958, № 7.
5. Нестеров Ю. Ф. Исследование судовой
изоляции, состоящей из материала с близкими
коэффициентами теплопроводности. «Судостроение», 1965, № 12.
6. Стефанович В. В. Расчет изоляции второго
дна рефрижераторных трюмов, «Судостроение», 1963,
№ 8.
7. Стефанович В. В. Определение ширины риб-
банда на пиллерсах. «Судостроение», 1964, № 8.
8. Ткачев А. Г. Применение метода ЭТА к
расчету судовой изоляции. «Судостроение», 1937, № 7.
9. Хетагуров М. Г. Изоляция судовых
холодильных помещений. Изд-во «Морской транспорт», 1961.
10. Зайцев В. П. и др. Рыбопромышленные
рефрижераторные суда. Судпромгиз, 1957.
11. Жилин ский К. Я. Теплоизоляция судовых
рефрижераторных помещений. Изд-во «Судостроение»,
1966.
12. Жилин ский К. Я. Судовая теплоизоляция.
Изд-во «Судпромгиз», 1962.
13. Жилинский К. Я., Pay ш О. И. Справочник
по судовой теплоизоляции. Судпромгиз, 1963.
1*4. Нестеров Ю. Ф. Расчет судовой изоляции по
зонам тока тепла. «Судостроение», 1963, № 7.
15. Рабинерсон А. А. Диссертация. М., 1965.
16. Рабинерсон А. А. Отчет ИТЭФ, №303,
М., 1964.
17. Рабинерсон А. А. Отчет ИТЭФ, № 366,
М., 1965.
18. Рабинерсон А. А. Приближенное численное
решение уравнения Лапласа для неоднородной стенки
на ЭВМ. «Технология судостроения», 1965, № 3.
19. Р а б и н ер со н А. А. О точности графо-анали-
тических методов расчета судовой изоляции.
«Технология судостроения», 1965, № 4.
20. Р а б и н е р с о н А. А. Теплопроводность
неоднородной стенки. Сб. «Тепло- и массоперенос», т. 6,
Минск, 1966.
21. Ниточкин А. Е. Расчет изоляции
рефрижераторных судов. «Холодильное дело», 1930, № 3.
*

Каскадная установка для сжижения углекислого газа
и производства сухого льда
Ю. Е. ТАЛЯНКЕР О. Н. КОНСТАНТИНОВА
московский завод «Компрессор» Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
621.594
Московским заводом «Компрессор» разрабо- Опытный образец установки проходил испыта-
тана установка УЖС для получения сжижен- ния в лаборатории сухого льда ВНИХИ
ного углекислого газа и сухого льда, выпол- в 1963—1966 гг.
ненная по каскадной схеме среднего давления.
Рис. 1. Принципиальная схема установки УЖС:
1 — конденсатор; 2 — промежуточный сосуд для аммиака; 3 — отделитель жидкости; 4 — фильтр; 5 —
осушитель-вымораживатель; 6—конденсатор-испаритель; 7 — ресивер сжиженного углекислого газа; 8 —
промежуточный сосуд; 9 — льдогенераторы! 10 — переохладитель; 11 — насос; 12 — теплообменник; 13 — тзла-
гоотделитель; 14 — коллектор наполнительной станции; 15 — углекислотно-аммиачный компрессор; 16 —
теплообменник; 17 — ресивер для аммиака.
24

Верхним каскадом установки является
двухступенчатый аммиачный цикл, а нижним —
двухступенчатый углекислотный цикл.
Принципиальная схема установки показана
на рис. 1.
Углекислый газ сжимается в вертикальных
цилиндрах компрессора в две ступени,
охлаждается водой в промежуточных
холодильниках Т1 и Т2 типа «труба в трубе», после
чего поступает во влагоотделители объемного
типа 10УВ и 32УВ, в которых отделяется
капельная влага, выпадающая из сжатого газа
в результате охлаждения.
Влагосодержание углекислого газа после
влагоотделителя первой ступени снижается с
16—18 до 4—5 г/кг, а после второй ступени—до
1—2 г/кг. С таким влагосодержанием при
давлении 12—15 кгс/см2 и температуре 25—30°С
газ поступает в два поочередно работающих
кожухотрубных углекислотных вымораживате-
ля, в которых кипящим аммиаком
охлаждается до температуры, близкой к температуре
сжижения.
За счет вымораживания влаги происходит
дальнейшее осушение газа до точки росы
—20°С, что соответствует влагосодержанию
около 0,4 г/кг. Без переключения выморажива-
тель может работать до 20 ч, при этом
вымораживаемая влага выпадает в межтрубном
пространстве в виде снега на наружной
поверхности теплообменных труб. Если условно
принять, что влага выпадает равномерно, то за
20 ч работы толщина слоя снега составит
0,7 мм.
После переключения газ проходит через вы-
мораживатель в противоположном
направлении. При этом первый по ходу выморажива-
тель под действием теплого газа и в
результате прекращения отсоса из него аммиака
оттаивает, а влага из углекислого газа
вымораживается во втором вымораживателе за счет
кипения аммиака в трубном пространстве.
Углекислый газ сжижается в межтрубном
пространстве кожухотрубного конденсатора-
испарителя КИ, наклоненного под углом 7°
в сторону выходного углекислотного патрубка,
и сливается в ресивер 0,4РВ. При
необходимости накапливать сжиженный углекислый газ
используют ресивер большей емкости.
Из ресивера сжиженный углекислый газ
поступает через регулирующий вентиль в
промежуточный сосуд УСП2. В результате
дросселирования сжиженного углекислого газа с 12—
15 до 9—10 кгс/см2 в промежуточном - сосуде
образуются пары, отсасываемые второй
ступенью компрессора через регулирующий
вентиль. Из промежуточного сосуда сжиженный
газ поступает в формы, в которых образуются
блоки сухого льда.
Использование промежуточного сосуда для
понижения давления сжиженного газа
несколько повышает эффективность работы
установки, однако основное назначение
промежуточного сосуда — получение оптимального
давления перед ледоформами. При давлении ниже
9 кгс/см2 уменьшается плотность льда, а выше
10 кгс/см2 — удлиняется период
намораживания блоков.
Сжиженный углекислый газ разливается из
ресивера в баллоны высокого давления с
помощью плунжерного кислородного
компрессора КН-4 (изготовитель завод «Респиратор»
в Орехово-Зуеве), работающего в качестве
насоса. С целью устранения парообразования
сжиженного газа при всасывании в насос
сжиженный газ переохлаждается кипящим
аммиаком в теплообменнике ТЗ типа «труба в
трубе». Баллон емкостью 40 л наполняется
сжиженным газом B5 кг) за 8—11 мин.
Аммиачная система выполнена по
общепринятой двухступенчатой схеме промышленных
холодильных установок с аммиачным
промежуточным сосудом марки 40ПСз, в котором
имеется змеевик для переохлаждения жидкого
аммиака.
Технические характеристики аппаратов
установки приведены в табл. 1.
Все аппараты, кроме углекислотных
промежуточных холодильников, изготовлены из
углеродистой стали. Промежуточные
холодильники Т1 и Т2 выполнены из легированной
стали Х18Н9Т, так как эксплуатация показала,
что срок службы этих аппаратов из
углеродистой стали во многих случаях составляет всего
2—3 года (наблюдается интенсивная коррозия
в среде влажного углекислого газа, который,
растворяясь в воде, образует слабую угольную
кислоту).
Если установка предназначена для выпуска
сварочного сжиженного углекислого газа 1-го
сорта по ГОСТу 8050—64 с точкой росы
—34°С, то необходимо отрегулировать
давление углекислого газа перед компрессором
таким образом, чтобы температура сжижения
газа была ниже —34°С, что соответствует
давлению 12,7 кгс/см2.
Углекислотно-аммиачный компрессор 2УАП
(рис. 2) выполнен на прямоугольной крейц-
копфной базе типа 2П с максимальным
усилием по штоку 2 т. Вертикально на базе
установлены два углекислотных цилиндра простого
действия, сжимающих углекислый газ в две
ступени. Горизонтально установлены два
таких же цилиндра для сжатия аммиака. Все
цилиндры отлиты из серого чугуна, имеют
полости водяного охлаждения. Поршни
дифференциальные, алюминиевые, с графитовыми уплот-
нительными кольцами из непропитанного анти-
4 Зак. 4526
25

Таблица 1
Аппараты
Холодильник
I ступени
II ступени
Влагоотделитель
I ступени
II ступени
Вымораживатель
Конденсатор-испаритель
Ресивер (углекислотный)
Промежуточный сосуд углекислотный
Форма для сухого льда
Конденсатор
Ресивер аммиачный (линейный) . . .
Промежуточный сосуд аммиачный . .
Отделитель жидкости
Ресивер аммиачный (дренажный) . .
фрикционного графита АО-1500 ТУ № 603-58.
Кольца прижимаются к зеркалу цилиндра
сжимаемым газом. Уплотнительные кольца
сальника также графитовые. Установленное на
штоке маслоотражательное кольцо
предотвращает попадание масла из рамы компрессора по
штоку в сальник на графитовые кольца.
Рис. 2. Углекислотно-аммиачный компрессор
2УАП.
26
Марка
Т1
Т2
10УВ
32УВ
ВУ
КИ
0,4РВ
УСП2
СЛФ
20КТГ
0,4РВ
40ПСз
ОЖГ70
0,75РД
so 3
—
219
219
273
426
426
426
! 400
512
426
426
426
600
Й-
So»
—
0,032
0,032
0,072
0,112
0,40
0,43
0,034
0,32
0,40
0,27
0,20
0,75
5 *
1:1
5 о о
°оо^
1.6
0,975
,
7,26
9,0
—
—
—
20,0
—
1,38
—
—
Диам
теши
менн
1 труб
25
25
—
25
25
—
—
—
25
—
25
—
—
Высота (длина)
аппарата, мм
1127x1512
1585x1400
1340
1340
3250
2000
3400
3300
1185
2900
3400
2460
1630
3000
5
О)
Ш
117
71
65
64
355
635
364
360
242
1110
364
374
240
440
I
Благодаря использованию графитовых уп-
лотнительных колец исключается смазка
цилиндров, а следовательно, попадание масла в
сжимаемый газ. При работе без масла
улучшается теплопередача в теплообмениых
аппаратах установки и повышается надежность
работы приборов автоматического
регулирования.
Применение графитовых колец устраняет
износ цилиндров и штоков.
Надежная герметичность уплотнения штока
аммиачных цилиндров достигается
герметизацией фонаря цилиндров и использованием мас-
лосъемника в качестве второго сальника, для
чего в маслосъемнике наряду с парой
чугунных колец установлено спрессованное из смеси
порошка фторопласта-4 и железных опилок
уплотнительное кольцо.
На цилиндрах первой ступени установлены
ленточные клапаны серийных аммиачных
компрессоров типа АО-1200, второй ступени —
кольцевые клапаны с точечными пружинами.
Привод компрессора непосредственный,
через резиновую муфту.
Для проверки работоспособности
графитовых поршневых колец компрессор длительное
время испытывали на воздухе, углекислом газе
и аммиаке: вертикальные цилиндры в течение
500 ч — на воздухе, а затем около 1700 ч —
на углекислом газе; горизонтальные
цилиндры — на аммиаке в течение 2000 ч.
Износ колец определяли по весу и
изменению размеров. На износ колец влияло
изменение положения их сегментов относительно
зеркала цилиндра после переборки для
проведения обмеров. С увеличением интервалов
между обмерами со 100 до 400 и 800 ч
существенно повысилась стабильность замеров.

Техническая характеристика установки
УЖС
Производительность1, кг/ч
по сжиженному газу .... 270
по сухому льду ПО
Потребляемая мощность на валу
компрессора, кет Не более
49
Расход охлаждающей воды,мъ\ч 14
Содержание водяных паров в
сжиженном газе по точке росы,
°С Не более
—26
Давление сжижения газа, кгс/см? Не выше
15
Скорость вращения вала
компрессора, об/мин 720
Число ступеней сжатия
углекислого газа 2
аммиака 2
Диаметры цилиндров, мм
первой ступени 250
второй ступени 130
Ход поршня, мм 125
Вес, кг
компрессора 2400
аппаратов 6242
1 При температуре газа на входе в установку 30°С,
давлении 1 кгс\см2 и температуре конденсации
аммиака 35°С.
Испытания показали, что при
продолжительных интервалах между замерами износ колец
на I ступени не превышает 0,2 мк/ч, или 0,2 мм
за 1000 ч, а на II ступени — 0,3 мк/ч, или
0,3 мм за 1000 ч.
Основной критерий работоспособности
графитовых поршневых уплотнений — их
радиальный износ. Срок службы колец определяли
по влиянию суммарного зазора в стыках
колец, возрастающего пропорционально
радиальному износу, на производительность
компрессора (табл. 2). При этом проверяли
возможность работы компрессора в течение года без
разборки, полагая, что продолжительность
работы углекислотного компрессора за год
составляет 6000 ч. Кроме того, было принято, что
все кольца на поршне изнашиваются
одинаково; величина износа взята максимальная,
характерная для первых со стороны сжатия
колец.
Таблица 2
Показатели
Радиальный износ, мм
I ступень
II ступень
Суммарный абсолютный зазор в
стыках, мм
I ступень
II ступень
Суммарный относительный зазор в
стыках
I ступень
Производительность, о/0
Срок службы, ч\
3000 | 6000
0,6
0,9
4
6
0,016/)
0,046D
95
1,2
1,8
8
12
0,032D
0,092D
84
Однако износ последующих колец
значительно меньше, поэтому в эксплуатации произ*
водительность компрессора будет снижаться
меньше, чем в ходе испытаний (см. табл. 2).
Полученные результаты показывают, что срок
службы графитовых поршневых уплотнений
компрессора 2УАП не менее 6000 ч.
Производительность компрессора за этот период
будет снижаться не более чем на 16%.
Теплопроводность и температуропроводность изоляционных материалов
•Д. М. ДУДНИК, А. Н. СТЕПАНЕНКО"
Одесский технологический институт пищевой и холодильной промышленности
662.998:536.2
При выборе теплоизоляционного материала
для ограждающих конструкций учитывают
комплекс теплофизических свойств, которые
позволяют дать оценку его качества и
определить области применения.
Одними из основных свойств
теплоизоляционных материалов являются теплопроводность
и температуропроводность. «
Коэффициент теплопроводности
характеризует теплозащитные свойства материала в
условиях стационарного теплового режима и
зависит от природы, структуры, температуры,
объемного веса и влажности материала.
Коэффициент температуропроводности
характеризует способность материала изменять
температуру с той или иной скоростью при не-
4*
27

Материал
ПС-4
1 ПСБ
Мипора
ПЭ-5
ФП-7
ФФ
ФК-20
Самозатухающий жесткий
пенополиуретан (рецептура ОТИПХП)
Жесткий пенополиуретан III (рецептура
ВНИИСС)
Жесткий пенополиуретан III с фреоном
(рецептура ВНИИСС)
Жесткий пенополиуретан напыленный
(рецептура ВНИИСС)
Жесткий пенополиуретан на простых
полиэфирах (рецептура ВНИИСС)
Эластичный пенополиуретан
Пробка натуральная
Экспанзит
Экспанзит марки А
Жесткие минераловатные плиты на
битумной связке
Пеностекло
Торфоплита
* В скобках указан объемный вес ма
** Значения взяты из работы В. Л. L
риалов". Госэнергоиздат, 1958.
*** В скобках указаны температуры г
Объемный вес, кг\мъ
45-55
20
12,5
60
80—110A65—185)*
275 B25)
170-180A60)
60—85 D5—50)
50-70 D5)
47
70—80
50
40
175 A45)
330 B00)
350
325—360
170A30—150)
160
Средняя
температура
опыта, °С
0
20
0
20
0
20
0
20
0E)***
20 B6)
0
20 B4)
0E)
20 B4)
0
20
1 0
20
0
20
0
20
0
20
0
20
0
20
0
20
0
20
0E)
20 B4)
0
20
0
20
Коэффициент
теплопроводности,
ккалЦм • ч • град)
0,0350
0,0370
0,0330
0,0350
0,0310
0,0332
0,0280
0,0300
0,0344
0,0375
0,0386
0,0430
0,0405
0,0430
0,0325
0,0344
1 0,0340
0,0363
0,0250
0,0278
0,0350
0,0364
0,0330—0,0350
0,0356—0,0370
0,0350
0,0372
0,0426
0,0437
0,0500
0,0535
0,0520
0,0543
0,0460
0,0470
0,0550
0,0595
0,0430
0,0490
Коэффициент

температуропроводности,
м*1(ч . 10*)
24,50
25,60
43,50
44,10
51,00**
51,30**
6,30
7,60
8,00
7,50
6,60
1 7,00
7,10
25,90
27,00
1 19,50
20,20
10,00
12,00
13,50
13,65
14,5—18
16—19,1
—
5,40
5,50
4,67
4,86
—
5,80
5,37
18,40
19,10
6,90
8,00
териалов при определении коэффициентов температуропроводности.
Левелькова „Теплофиаические характеристики изоляционных мате-
1ри определении коэффициентов температуропроводности.

стационарном тепловом режиме. Он является
определяющей характеристикой в тех случаях,
когда на одной из поверхностей конструкции
необходимо предотвратить колебания
температуры при значительных и резких колебаниях ее
на другой поверхности.
Из большого числа существующих
методов определения коэффициентов
теплопроводности и температуропроводности
материалов нами были использованы соответственно
методы бикалориметра симметричного типа и
акалориметра, основанные на регулярном
тепловом режиме [1 и 2]. Прибор и
измерительная схема простой конструкции и
удовлетворительной точности.
Сущность измерения заключается в
определении скорости охлаждения (нагревания)
предварительно нагретой (охлажденной) системы
тел или тела при условии, что коэффициент
теплоотдачи равен бесконечности.
Испытания проводили в среде мелкоколотого
льда, залитого дистиллированной водой, и в
специальном водяном термостате с двумя
механическими мешалками, температура в
котором автоматически поддерживалась
электрическими грелками с точностью ±0,1°С. Чтобы
предотвратить увлажнение образцов, их
помещали в герметичные латунные оболочки.
Перед испытанием образцы выдерживали
при комнатной температуре в течение
нескольких суток. Образцы взвешивали до и после
испытания. Изменение температуры эталона или
образца определяли дифференциальными
медь-константановыми термопара ми
диаметром 0,1 мм.
Максимальное отклонение величины
скорости охлаждения (нагревания) не
превышало 2%,
Среднюю температуру испытаний находили
по формулам [3]:
В современных камерах для охлаждения по-
лутуш крупного рогатого скота процесс
термической обработки ведется при температуре
—i~—3°C в потоке воздуха, движущегося со
скоростью 1—3 м/сек. В этих условиях
полутуши охлаждаются быстро, за 12—16 ч [1—3].
при нагревании образца
1 ср == * т.ж ^~*»
при охлаждении образца
где Ттт — температура термостатной
жидкости, °К.
Среднюю логарифмическую разность
температур 0 определяли по формуле
с ен — вк
2,3 lg-=-
где 9Н и Эк — разность температур
соответственно в начале и в конце
прямолинейного участка графика.
Полученные результаты испытаний приведены
в таблице.
Были испытаны газонаполненные
пластмассы на полистирольной, мочевино-формальдегид-
ной, фенол-формальдегидной и полиуретановой
основах. Для сравнения ставили опыты с
широко распространенными в холодильной технике
теплоизоляционными материалами —
натуральной пробкой, экспанзитом, минераловат-
ными плитами на битумной связке,
пеностеклом и торфоплитами.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кондратьев Г. М. Регулярный тепловой
режим. Гостехиздат, 1954.
2. Кондратьев Г. М. Тепловые измерения. Маш-
гиз, 1957.
3. Д у д н и к Д. М. Теплофизические исследования
при низких температурах методом регулярного режима.
Сб. аспирантских работ ОТИПХП. Т. I, 1963.
637.513.82
Как известно, при быстром охлаждении
увеличивается съем мяса с 1 м2 площади камеры,
уменьшается естественная убыль, улучшается
товарный вид мяса.
Однако интенсификация процесса
охлаждения путем увеличения скорости движения воз-
Камеры с воздушно-радиационной системой интенсивного охлаждения мяса
——-———-——-—— Канд. техн. наук Н. А. ГЕРАСИМОВ, Б. Н. МАЛЕВАННЫЙ ————————¦
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
29

где
духа при снижении его температуры — не
единственное решение. При этом нужно иметь
в виду, что в камерах с воздушной системой
охлаждения такой способ интенсификации
приводит к увеличению потребляемой
мощности как за счет вентиляторов
воздухоохладителей, так и в результате возрастания тепловой
нагрузки на компрессоры.
Кроме того, при скорости циркуляции
воздуха, превышающей 2 м/сек, возможно
увеличение естественной убыли мяса при охлаждении
в связи с возрастанием скорости усушки,
которое не всегда компенсируется сокращением
времени термической обработки.
На кафедре холодильных установок ЛТИХП
в течение ряда лет изучается использование
радиационной составляющей теплообмена [4] при
замораживании и охлаждении полутуш мяса в
камерах холодильников при мясокомбинатах.
Коэффициент теплоотдачи от бедренной
части полутуши мяса за счет радиационного
теплообмена может быть определен по
общеизвестной зависимости Стефана—Больцмана:
% 100 ) \ 100 ) /1Ч
:<?о8п<Р- j \ '—, A)
Со — постоянная "абсолютно черного тела,
равная 4,96 ккал/(м2° <*-°К4);
8П — приведенная степень черноты
системы «полутуша — охлаждаемая
поверхность», величина которой
может быть найдена из выражения
" *п = - . B)
—+ —-1
в котором
8i — степень черноты поверхности
полутуши (si=0,90, согласно опытным
данным, полученным Шмидтом);
82 — степень черноты охлаждаемой
поверхности (82=0,95), покрытой
снегом [5];
ср — коэффициент облученности (ф=0,80)
бедренной части полутуши [4];
Гп.б = 273 + /М, °К;
Гб = 273 + /б, °К;
^п.б — температура поверхности бедра
(средняя за цикл охлаждения), °С;
te — температура поверхности
охлаждающей батареи, °С.
Опыты, проведенные в камере интенсивного
охлаждения на Ленинградском мясокомбинате,
показали, что средняя температура поверхности
бедра за цикл охлаждения составляет
^п.б=5ч-7°С, а температура поверхности
батарей с учетом термического сопротивления
снеговой шубы, толщина которой незначительна
при ежесуточном оттаивании, с достаточной
точностью может быть принята равной
*e = <o + 2-7-3°Cf
где U — температура кипения аммиака в
батареях, поддерживаемая на уровне —15-т-
-;—17°С.
Тогда, подставив численные значения
исходных величин в формулу A), можно
определить значение коэффициента теплоотдачи
за счет радиации:
279 V /261 \4
о, = 4,96 • 0,85 • 0,80-
100
100
6 —(—12)
= 2,7 ккалЦм2 • ч • град). C)
В данном случае получено среднее значение
коэффициента теплоотдачи радиацией за цикл
охлаждения. Коэффициент теплоотдачи
радиацией изменяется в процессе охлаждения,
достигая максимального значения в начале его,
когда температурный напор велик, и
постепенно снижаясь по мере уменьшения перепада
температур.
При исследовании теплообмена в процессе
охлаждения мяса ряд авторов [1, 2, 6]
принимали форму полутуши мяса тождественной
форме простых геометрических тел.
Бедренная часть, как наиболее толстая
часть полутуши, служит определяющим
параметром процесса и, как показали
исследования [2 и 4], для ее моделирования лучшей
формой является шар. Поэтому нами был
разработан метод определения коэффициента
теплоотдачи с помощью шарового
альфа-калориметра, позволяющего оценить с достаточной
точностью и относительную картину
теплообмена при различных способах охлаждения.
Если рассматривать бедренную часть
полутуши как шар с эквивалентным диаметром
6=0,22—0,25 м, то коэффициент теплоотдачи
за счет конвекции, вычисленный по
критериальному уравнению для шара [5] при
скорости воздуха в зоне бедра w=\fi MJceK, будет
равен ак=12,0 ккал1(м2*ч-град).
При оценке численных значений тепловых
потоков от поверхности бедренной части
полутуши мяса для условий режима, полученного
при испытании опытной камеры охлаждения
мяса на Ленинградском мясокомбинате,
величина теплового потока составит
конвекцией
<7к = *к (*п.б ~ Q = 12 [6 - (- 3)] =
= 108,0 ккал/(м2 • я\ D)
30

где tB — температура воздуха в верхней части
камеры, °С;
радиацией
Яш = ", {U - *б) = 2,7 [6 - (- 12)] -
= 48,5 ккал1(м* • ч). E)
Характеристика опытной камеры
Площадь, м2 260
Длина подвесных- путей, пог. м . . 212
Емкость, т 50
Поверхность, м2:
межрядных батарей 680
воздухоохладителей 740
Производительность, ml сутки . . . 100
Вес металла холодильного
оборудования камеры, т 12
Отношение потоков будет равно
iL^lhL. юо = 45°/о.
<7к 108,0
Конвективный и радиационный тепловые
потоки от поверхности бедра полутуши
изменяются в процессе охлаждения в зависимости
от температуры поверхности мяса.
Таким образом, в камерах с
воздушно-радиационной системой радиационный тепловой
поток может составлять примерно 40—45%
конвективного. Использование радиационного
потока для охлаждения мяса связано только с
рациональным размещением охлаждающих
батарей и не требует дополнительных
энергетических затрат.
Использование радиационной составляющей
теплообмена целесообразно еще и потому, что
при этом снижается естественная убыль мяса
в процессе термической обработки.
Теоретические предпосылки Рютова [7],
получившие подтверждение в
экспериментальных работах по замораживанию [2] и
охлаждению [8] мяса с применением радиационных
приборов, показывают, что величина
естественной убыли уменьшается с возрастанием
двучлена 1 + —.
Использование радиационного теплообмена
было предложено Герасимовым [4] и
осуществлено в конструкции интенсивной мясоморозил-
ки с воздушно-радиационной системой (автор-
IIГ^
Плавниковая ёатарея
кг " вП
\(а
4-в
«
1 у |
W^!
-' Г Чъ
1 L vs:
KL || т
<q !¦! 1 1
—1- - ... .
J&-**25*2,5
1 Dj i
' 4000 \
6 ПН
fTTfmtm^
~ХЗ
Рис. 1. Принципиальная схема устройства опытной камеры интенсивного охлаждения мяса на
Ленинградском мясокомбинате (с плавниковыми батареями радиационного типа и сребренными-
воздухоохладителями) :
J — воздухоохладитель; 2 — межрядная радиационная батарея; 3 — вентилятор; 4 — ложный
потолок; 5 — железобетонный дек; 6 — крепление батарей; 7 — засасывающее окно.
31

Рис. 2. Общий вид камеры с
воздушно-радиационной системой для быстрого охлаждения мяса.
ское свидетельство № 104276), которая
получила дальнейшее развитие при
решении задачи интенсификации процессов
охлаждения мяса. На Ленинградском
мясокомбинате была оборудована разработанная авторами
совместно с инженером М. С. Гробером (Лен-
гипропищепром) камера с
воздушно-радиационной системой для быстрого охлаждения
мяса.
Схема устройства опытной камеры
приведена на рис. 1, общий вид — на рис. 2.
Между рядами подвесных путей в верхней,
самой теплонапряженной зоне камеры, в зоне
расположения бедренной части полутуши,
размещены межрядные радиационные
батареи высотой 1400 мм.
На бетонном потолочном поддоне
установлены четыре воздухоохладителя,
изготовленных из оребренных труб (диаметр труб 38 мм,
высота ребра 30 мм, шаг ребра 30 мм).
Воздухоохладитель обслуживается вентилятором
МЦ-8 производительностью 20 тыс. м3/ч.
Воздух, всасываемый из камеры через окно,
направляется в охлаждающие секции
воздухоохладителя и затем в канал-воздуховод, образо-
Секция панельной дат ар да (F= 0,83 мг%
IHI
/
чго г*:
1
Ш

!
•"
ТППРОПГ
1
11
\
ы
J I
Рис. 3. Камера интенсивного охлаждения мяса на Волгоградском мясокомбинате (с панельными батареями
радиационного типа и пристенными воздухоохладителями):/ — ©оздухоохладители; 2 — межрядная радиационная
батарея; 3 — ложный потолок; 4 — подвесной путь; 5 — места крепления батарей; 6 — всасывающее окно;
7 — поддон.

ванный поддоном и подшивкой ложного
потолка, выполненной из пластика.
Выходя из плоских сопел-щелей (см. рис. 1),
расположенных вдоль ниток подвесных путей,
холодный воздух обдувает бедренную часть
полутуши.
Серия теплотехнических испытаний,
проведенных кафедрой холодильных установок
ЛТИХП совместно с лабораторией новой
технологии Ленинградского мясокомбината,
показала, что в опытной камере была решена
главная задача: продолжительность процесса
охлаждения полутуш весом 75—85 кг от
начальной температуры 39°С до конечной 4°С
сократилась вдвое и составила 12—14 ч вместо
28—32 ч, как это было в камерах,
оборудованных спрейдеками.
Скорость воздуха в сечении сопла 4,8—
5,0 м/сек, скорость его в зоне бедра 1,6—
1,8 м/сек.
Величина естественной убыли в процессе
охлаждения составила 1,05—1,10% вместо 1,40ч-
— 1,74% [6], как это предусмотрено нормами
для камер охлаждения мяса на
мясокомбинатах-
Камеры с воздушно-радиационной системой
для охлаждения мяса получили дальнейшее
совершенствование в варианте, разработанном
для Волгоградского мясокомбината, где они
функционируют с 1966 г. Схематический план
и размеры такой камеры представлены на
рис. 3.
Межрядные радиационные приборы
охлаждения в камерах выполнены из элементов,
которые московский завод «Компрессор»
применяет для панельных испарителей. Батареи
получаются компактными, они хорошо
вписываются в верхнюю зону камеры.
Воздухоохладители, выполненные из ореб-
ренных труб, установлены вместо мокрых
воздухоохладителей.
Бедренная часть обдувается холодным
воздухом, подаваемым в камеру через щели
ложного потолка.
Первый год эксплуатации новых камер с
воздушно-радиационной системой на
Волгоградском мясокомбинате полностью оправдал
наши расчеты, а внедрение их позволило
удвоить производительность существующих
камер охлаждения мяса.
Выводы
Камеры с воздушно-радиационной системой
позволяют интенсифицировать процесс
охлаждения полутуш мяса крупного рогатого скота.
Продолжительность процесса охлаждения при
температуре воздуха —2-.—3°С, скорости его
в зоне бедра 1,6 м/сек и проектной
загрузке камеры полутушами весом 80—85 кг
равна 12—14 ч.
В камерах, оборудованных межрядными
радиационными батареями, доля тепла,
передаваемого от бедренной части охлаждаемой
полутуши мяса путем радиации, составляет 35—
40% от количества тепла, передаваемого
конвекцией, и не требует дополнительных
энергетических затрат.
Применение межрядных радиационных
батарей в камерах охлаждения позволяет
сократить величину естественной убыли на 25—
30% по сравнению с нормативной.
Стоимость удельных затрат на
оборудование камер с воздушно-радиационной системой
и стоимость охлаждения мяса в этих камерах,
по данным проведенных испытаний и
сопоставлений, значительно ниже, чем для
существующих современных камер охлаждения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Головкин Н. А., Чиж о в Г. Б. Холодильная
технология пищевых продуктов. Госторгиздат, 1963.
2. Герасимов Н. А. Интенсификация камерных
мясоморозилок. Диссертация. Ленинград, 1955.
3. Ш е ф ф е р А. П., С а а т ч а н А. К. Техника и
технология быстрого охлаждения мяса за рубежом. ЦИНТИ
пищевой промышленности, 1964.
4. Герасимов Н. А. Труды ЛТИХП, № 14, 1956.
5. Кутателадзе С. С, Боришанский В. Н.
Справочник по теплопередаче. Госэнергоиздат, 1959.
6. Ш е ф ф е р А. П. Быстрое охлаждение мяса.
«Холодильная техника», 1966, № 3.
7. Рютов Д. Г. Влагообмен в камерах хранения
замороженных продуктов. «Холодильная техника», 1954,
№ 3.
8. Nielsen H., Petersen H. «Kulde», 1959,
№ 4.
*

Хранение птицы при температуре, близкой к криоскопической
Доктор техн. наук, проф. Н. А. ГОЛОВКИН, О. С. ШАГАН, Л. А. КОРЖЕМАНОВА, Ж. В. СМИРНОВА
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
637.54.137.1.004.4
Положительные результаты, полученные при
исследовании изменений, происходящих в
мясе крупного рогатого скота в процессе
хранения при температуре, близкой к
криоскопической [1], послужили основанием для
проведения аналогичных исследований мяса птицы.
Изучались изменения, происходящие в белых
и красных мышцах кур в процессе хранения
при —2°С. В качестве показателей были
приняты изменения сульфгидрильных групп (SH-
групп) [2] и водоудерживающей способности
[3], достаточно четко характеризующие механо-
химические процессы.
Туужи кур непосредственно после убоя и
взятия проб помещали на 2 ч в холодильные
прилавки с температурой —18-Ь—20°С для
охлаждения и подмораживания. По
достижении в толще мышц температуры 0ч—0,5°С
тушки упаковывали в фольгу и помещали
в холодильные прилавки с температурой —2°С,
где хранили в течение 21—26 суток.
Параллельно исследовали изменения в
белых и красных мышцах при 2°С.
Данные одного из опытов представлены на
рис. 1 и 2,
На рис. 1 показаны изменения
водоудерживающей способности, на рис. 2 — изменения
SH-групп для белых и красных мышц кур
в процессе хранения при —2°С.
Изменения при —2°С и +2°С однотипны, с
той лишь разницей, что при —2°С они
замедлены.
Скорость биохимических процессов, как
видно из рисунков, в красных мышцах несколько
выше, чем в белых. Относительно высокий
уровень гликогена в белых мышцах и более
интенсивный распад его в послеубойный период
[4, 5] способствуют поддержанию высокого
уровня АТФ за счет синтеза ее в процессе гли-
когенолиза, а это в свою очередь приводит
к более позднему развитию окоченения.
При 2°С для белых мышц максимум
окоченения наблюдается к 24-му часу, для
красных — к 6-му часу хранения. При —2°С эта
разница в сроках несколько сглаживается,
вероятно, вследствие меньшей глубины
окоченения и общего замедления скорости
биохимических процессов.
Так, уменьшение водоудерживающей
способности (см. рис. 1), характеризующее
нарастание процесса окоченения, происходит на
третьи сутки хранения для белой мышцы и на
вторые для красной. В дальнейшем водоудер-
живающая способность мышечной ткани
увеличивается, что выражается в уменьшении
отделения сока при центрифугировании.
В процессе развития окоченения,
сопровождающегося блокировкой SH-групп миозина и
^5
!
1
А
'¦
1 1 /
' /
' /
1'/
\.
К4"
V о
о
>'
/
^-«
\
^>
ч.
3 6 9 12 15
Продолжительность хранения, сутки
1г
i
«о-
л
VH
«*о—
/
/
f
Г\
ч
\
*о^
о-
13
21
6 9 12 15 18
Продолжительность хранения, сутки
21
Рис. 1. Изменения водоудерживающей способности
мышечной ткани кур в процессе хранения при —2°С:
—-— белая мышца; красная мышца
Рис. 2. Изменение SH-групп мышечной ткани кур в
процессе хранения при —2°С:
белая мышца; красная мышца.
34

понижением их реакционной способности,
в красных мышцах наблюдается непрерывное
уменьшение SH-групп вплоть до вторых суток
хранения (см. рис. 2), что соответствует
максимуму окоченения. В период расслабления
мышечной ткани происходит высвобождение
SH-групп. Уменьшение количества
определяемых свободных SH-групп в конце хранения
можно объяснить частичным переходом SH-
rpynn в SS-группы (дисульфидные группы).
В белых мышцах в начале хранения
несколько увеличивается содержание свободно
реагирующих SH-групп, а после двух суток
хранения оно уменьшается и становится
минимальным на третьи сутки.
Таким образом, состояние окоченения,
характеризуемое минимумом значения водоудер-
живающей способности, на вторые сутки для
красной и третьи для белой мышцы в процессе
хранения при —2°С хорошо согласуется с из-
SS
К сведению авторов!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи' печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для
разделов «Обмен опытом», «Консультация» — 7 стр. машинописного текста, число рисунков
не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются в статью разборчиво, с указанием прописных и
строчных букв и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита.
4. В списке литературы к статье приводятся: фамилия и инициалы автора,
название книги, статьи, реферата, диссертации, а также издательствю, год издания (или
название журнала, номер его и год выпуска).
5. Рисунки к статье прилагаются в одном экземпляре, фотографии — в двух.
Чертежи и схемы выполняются четко карандашом или тушью, согласно правилам
черчения. Представляемые светокопии должны быть ясными. Долустимый наибольший
размер чертежа 407X576 мм.
|П|ОДрисуночные подписи печатаются на отдельной странице и прилагаются к
статье.
6. Одновременно со статьей необходимо представлять рефераты. В них излагается
существо статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее результаты.
Таблицы, графики, схемы, цифровые данные и т. д. допустимы лишь в том случае, если
обобщают материал статьи и (сокращают текст реферата. Формулы приводятся только
тогда, когда они необходимы дли понимания реферата, при этом изменение принятых
в статье обозначений не допускается. Объем реферата не должен превышать 3Д
страницы машинописного текста, отпечатанного через два интервала.
7. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Редакция
журнала «Холодильная техника».
менением SH-групп для обеих мышц в эти же
сроки.
К 21-м суткам хранения водоудерживающая
способность красных и белых мышц
увеличивается. При органолептической оценке
отмечается хороший вкус и аромат бульона и мяса
кур после 21—26 дней хранения при —2°С,
свойственные обычной охлажденной птице
после семисуточного хранения при 2°С.
ЛИТЕРАТУРА
1. Головкин Н. А., Н о з д р у н к о в а И. Р.,
Шагай О. С. Переохлажденное мясо. ЦИНТИпищепром,
1966.
2. Б а е в А. А., Б и л у ш и В., П о г л а з о в Б. Ф.
Биохимия. Т. 23. Вып. 2. Изд-во «Наука», 1958.
3. WierbickiE., Kunkle E., Desthera-
ge F. S. «Food Technology», 1953, vol. 2, p. 69-73.
4. Силаев М. П. Радиобиология, т. 2, вып. 3, стр.
387. АН СССР, 1962.
5. Павловский П. Е., Григорьева М. П.
«Известия вузов. Пищевая технология», 1965, № 2,
стр. 61.

ОБМЕН ОПЫТОМ
621.57.042—19
Повышение надежности сальников
ручных запорных вентилей
на рис. 1. В нижнюю часть камеры сальника
укладывается поднабивочное кольцо из латуни
ЛС59-1 (ГОСТ 1019—47), затем кольцо из
фторопласта-4 (ТУМ810—59), три набивочных
кольца из шнура квадратного сечения 3x3 мм
из материала ФУМ-В и еще одно кольцо из
фторопласта-4. Все кольца прижимаются
буксой сальника.
При этом деформируется верхнее кольцо из
фторопласта-4, и материал ФУМ-В,
обладающий повышенной текучестью, вытекает в
кольцевой зазор между буксой сальника и крышкой
вентиля.
Как показала практика, весь запас (около
5 мм) сальника на поджатие расходовался в
период монтажа, наладки и испытания
холодильных машин на заводе-изготовителе. Перед
отправлением в эксплуатацию требовалась
подбивка сальника.
В результате длительных поисков
конструкция сальника была несколько изменена.
Для предохранения верхнего сальникового
кольца от повреждения буксой сверху было
поставлено поднабивочное (направляющее)
кольцо (рис. 2) из латуни, изготовленное по
3-му классу точности. Чтобы обеспечить
возможность восстановления сальниковой
набивки без разбора вентиля, в верхнем
направляющем кольце сверлятся два отверстия
диаметром 1,2—1,5 мм. Через них в случае
использования всего запаса на поджатие сальника
можно вытащить кольцо из камеры,
произвести поднабивку сальника и вновь все собрать.
После применения ручных запорных
вентилей с сальниками измененной конструкции
(рис. 3) на заводе не было ни одного случая
течи сальников в период испытания и наладки
холодильных установок (ежемесячно
используется около 450 вентилей).
Предлагаемая конструкция сальника
повышает его надежность и
долговечность, позволяет сэкономить значительное
количество фреона при эксплуатации
холодильных машин.
А. Ф. ИРДЕЕВ — Брянский машиностроительный завод
В сальниках ручных запорных вентилей
диаметром условного прохода 10 и 15 мм
и др. (ВТУ 770—55 и ТУ 1501—64),
применяемых на фреоновых холодильных установках,
часто наблюдается утечка фреона. Для
устранения утечки необходимо поджать
сальниковую набивку вентиля.
Однако имеющийся запас хода буксы для
поджатия набивки быстро используется, и
чтобы устранить утечку фреона по сальнику,
приходится разбирать
вентиль и перебивать
сальник. Это особенно
характерно для вентилей
с фторопластовым
уплотняющим
материалом ФУМ-В (МРТУ—6
М870—62) в качестве
сальниковой набивки.
Сальник
конструкции, рекомендуемой ТУ
1501—64, представлен
Рйс. 1. Конструкция
сальника по ТУ 1501—64:
1 — набивка ФУМ-В;
2 — букса; 3 — кольца
из фторопласта-4; 4 —
поднабивочное кольцо.
ЪфНг
Рис 2. Направляющее
кольцо из латуни.
Рис. 3. Новая
конструкция сальника:
/ — л одна бив очные
кольца; 2 — букса; 3 —
кольца из фторопласта-4;
4 — набивка ФУМ-В.

Ультразвуковое лужение полупроводниковых
термоэлементов-
621.565.83
Ультразвук находит широкое применение
для пайки и лужения металлов и сплавов,
которые трудно паять обычными способами.
Надежность ультразвукового лужения
экспериментально проверена на многих материалах:
титане, рубине, керамике, кварце, ферритах К
Существующая технология коммутации
полупроводниковых охлаждающих приборов
трудоемка и создает на слое коммутации
значительные переходные электрические и
тепловые сопротивления.
Чтобы исследовать возможность лужения
полупроводниковых материалов ЕНгТез—Bi2Se3
и Bi2Te3—Sb2Te3 ультразвуком в ванне, была
собрана специальная установка (рис. 1).
4 3
Рис. 1. Схема установки для лужения термоэлементов
с помощью ультразвука:
/ — ультразвуковой генератор УЗГ-ilO; 2 —
ультразвуковой преобразователь типа ПМС-6М; 3 —
электрический нагреватель; 4 — ванна для ультразвукового
лужения; 5 — регулятор напряжения типа РНО-250-2.
Ультразвуковой преобразователь ПМС-бМв
верхней части имеет трансформатор упругих
колебаний — квадратную диафрагму
размером 300X300 мм. В центре диафрагмы
сделано отверстие с резьбой для жесткого
крепления ванны.
Ванна для ультразвукового лужения
полупроводников (рис. 2) изготовлена из чистого
никеля. Для разогрева припоя и поддержания
необходимой температуры в ванне служит
нагреватель, изготовленный из нихромовой
проволоки диаметром 0,4 мм с сопротивлением
40 ом.
Рис. 2. Ванна для
ультразвукового лужения
полупроводников.
1 И. Г. X о р б е н к о. Ультразвук в машиностроении.
Изд-во «Машиностроение», 1966. Е. А. Ко лен к о.
Термоэлектрические охлаждающие приборы. Изд. АН
СССР, 1963.
\М18х/,5\
Температура припоя регулируется с
помощью регулятора напряжения типа
РНО-250-2. В зависимости от состава припоя
напряжение изменялось от 40 до 70 в. Для
уменьшения потерь тепла нагреватель
обмотан асбестовым шнуром.
Лужение проводилось оловом и
легкоплавкими сплавами при температуре плавления
95°С, 140°С и припоем ПОС-50.
На ультразвуковом генераторе
устанавливались следующие параметры: ток подмагничи-
вания 14 а, ток анода 6 а, напряжение анода
6,3 в, напряжение выхода 155 в.
Залуживание полупроводниковых
термоэлементов размером 0,6—1 см2 занимало доли
секунды. Толщина полуды 0,15—0,3 мм была
достаточной для дальнейшей пайки простым
паяльником. Механическая прочность на
разрыв 22—30 кг/см2.
Были проведены испытания на
вибропрочность в течение 3 ч при частоте 50 гц,
ускорении 15 g и амплитуде колебаний 1,5 мм.
Никаких изменений на слое коммутации после виб-
37

рационных испытаний не замечено.
Электрические переходные сопротивления на
коммутации незначительны.
Температурный перепад в слое олова
измеряли по методике, изложенной в работе
В. С. Миллера «Контактный теплообмен в
элементах высокотемпературных машин» (Науко-
ва Думка, 1966). При тепловом потоке
1 вт/см2 он составлял 0,12—0,15°С.
Микроанализ, проведенный с помощью
МИМ-8М, показал наличие четкой грани
между полудой и полупроводником. Структура
припоя мелкозернистая, плотная. Это
увеличивает прочность сцепления припоя с
термоэлементом.
На основе полученных результатов можно
сделать вывод, что в ряде термоэлектрических
приборов целесообразно применять лужение
термоэлементов в ванне с помощью
ультразвука.
Е. Л. МАЛЫГИН — Воронежский политехнический
институт
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Уплотнительные материалы для фреоновых и аммиачных
холодильных установок
В настоящее время в качестве уплотнитель-
ных материалов в холодильных установках
используются: паронит обыкновенный (ГОСТ
481—58) и специальный УВ-10 (ТУ МХП
1369/50 р) для уплотнения разъемных
соединений, работающих в среде холодильных
агентов (аммиака и фреонов); резины группы 3
марок 3109 и 3063 (ТУ МХП 1166—58),
группы 7 (ТУ МХП 233—Н), графит различных
марок, войлок (ГОСТ 1481—52) для
изготовления сальниковых колец; резина морозостойкая
средней твердости (ГОСТ 7338—58) для
прокладок -крышек кожухотрубных аппаратов;
медь МЗ (ГОСТ 859—41) для прокладок под
пробки, тройники и другие детали малых
фреоновых компрессоров; картон прокладочный
(ГОСТ 9347—60).
В Ленинградском филиале
научно-исследовательского института резиновой
промышленности (ЛФ НИИРП) проведена большая
работа по изучению влияния аммиачных и масло-
фреоновых смесей на стойкость резин
различных марок. Проверено влияние типа каучука,
на основе которого изготовлена резина, и
дозировки наполнителей на набухание и изменение
физико-механических показателей резин.
Создать универсальный уплотнительный
материал, пригодный для ряда агрессивных сред,
очень трудно, так как влияние различных
холодильных агентов на один и тот же материал
неодинаково. Степень воздействия
холодильного агента и масла на уплотнительный материал
зависит от рабочей температуры среды и
физического состояния холодильного агента. Так,
набухание резин в газообразном фреоне
меньше, чем в жидком.
В холодильных установках, где резиновые
уплотнения имеют контакт с аммиаком и
маслами ХА, веретенным 2, веретенным АУ,
следует применять резины на основе нитрильных
и стирольных каучуков.
Для работы в аммиаке с примесями масел
рекомендуются резины И-2057 по ВТУ
ИРПЛ—6—32—66 и ИРП-1068 по МРТУ
38—5—204—65. Обе резины допускается
применять в диапазоне температур от —40 до
+ 40°С для жидкой фазы и от —40 до +145°С
для паровой фазы.
Для работы в аммиаке с примесями масел
рекомендуются резины И-2057 и ИРП-1068,
для работы в маслах с примесями аммиака —
только резина ИРП-1068.
Испытания показали, что у резин,
находящихся в сжатом состоянии, агрессивное
действие аммиака проявляется в большей
степени, чем у резин в свободном состоянии.
В таблице даны рекомендуемые марки резин
для изготовления уплотнительных прокладок,
работающих в маслофреоновых смесях в
интервале температур —40-f- + 180°C.
Всесоюзный научно-исследовательский и
конструкторско-технологический институт
асбестовых технических изделий (ВНИИАТИ)
проводил на Ярославском заводе холодильных
машин эксплуатационные испытания новых
прокладочных материалов в средах
холодильных агентов. Испытания показали, что для
изготовления уплотнительных прокладок на
аммиачных и фреоновых холодильных установках
предпочтительно применять парониты марок
9-38-56, СП-11 и 12-62-63.
¦38

Рабочая среда
Фреон-12, масло ХФ-12
Фреон-22, масло
ХФ-22С
Фреон-142, масло
ХФ-22С
Фреон-13, масло
ФМ-5-6-АП
Физическое
состояние среды — фазы
Жидкая
Паровая
Жидкая
Паровая
Паровая
Жидкая
Паровая
Жидкая
Паровая
Жидкая
Паровая
Жидкая
Паровая
Жидкая
Паровая
Интервал
температуры, °С
__40~+60
—40-т-+180
—40-=-+60
—40 н-+180
—20 н-+180
-40-Е-+60
40 : +180
—40 ^+60
_40~+180
—40 ч- +60
—40 ч-+180
—40 ч-+60
_40ч-+180
—70 ч-+90
—70 ч-+90
Марка резины
Н 0-68-1
ИРП-2022
ИРП-1225
ИРП-1375
ИРП-1376
ИРП-1375
ИРП-1376
Технические условия
МРТУ 38—5—1166—64
ВТУ ИРП—Л—6—13—64
МРТУ 6-07—6031—64 1
ВТУ 38-5—121—66
ВТУ 38—5—123—66
ВТУ 38—5—121—66
ВТУ 38—5—123—66
ИРП-1332 I ВТР—30131
ИРП-1333
ВТР—30132 1
На работу холодильного компрессора
оказывает большое влияние герметичность
сальника вала. Кольца сальниковых уплотнений
компрессоров изготовляются из графита
различных марок (например, АГ-Б83-1500 ТУМЭЗ
№ 607—59) и алюминия.
В процессе работы компрессора трущиеся
поверхности колец истираются и частицы
графита и алюминия со смазкой создают
абразивную смесь, вызывающую износ вала. В
последнее время все большее применение
находит новый антифрикционный материал —
фторопласт-4 (ТУМ 162—54).
Фторопласт-4 используется для изготовления
различных уплотнительных деталей —
прокладок, сальниковых колец, манжет, сёдел
клапанов и др. Относительная мягкость его
(твердость по Бринеллю 3—4 кг/мм2) может быть
использована при установке прокладок на
необработанных или плохо обработанных
фланцах, так как в процессе сборки и затяжки
фланцевого соединения фторопласт-4
заполняет все неровности и обеспечивает надежную
герметичность соединения. Применение
фторопласта-4 ограничивают его низкие
физико-механические свойства — мягкость и малая
теплопроводность.
Во Всесоюзном научно-исследовательском
институте холодильной промышленности
(ВНИХИ) были проведены опыты по
повышению механической прочности фторопласта-4
путем введения различных наполнителей.
Наиболее твердым оказался состав из 70%
фторопласта-4 и 30% железного порошка, названный
феррофторопластом. Проверка работы
сальниковых колец из феррофторопласта в аммиач-
но-углекислотном компрессоре 2АУП дала
хорошие результаты.
В арматуре, работающей на фреоне и
аммиаке при температуре от —70 до +150°С и
давлении до 40 кгс/см2, применяется асбесто-
графито-цинковая набивка (в виде
прессованных колец). Некоторые запорные вентили
выпускаются с баббитовой заливкой клапанов.
На московском заводе «Компрессор»
проведены испытания вентилей, у которых
баббитовая заливка была заменена резиновым уплот-
нительным элементом (резина марки 1068
ТУ 233—54 р. гр. Ув). Надежность работы
таких вентилей оказалась намного выше.
Е. И. АНДРАЧНИКОВ, Е. Б. МАКАРЕВИЧ —
Московский специализированный комбинат
холодильного оборудования
39

КОНСУЛЬТАЦИЯ
О свойствах аммиака
621.564.22
В советской и зарубежной литературе
систематически освещаются способы повышения
безопасности при использовании аммиака.
Действие аммиака на организм человека
характеризуется следующими показателями (все
обозначения в мг/м3):
Предельно допустимая концентрация в
рабочей зоне 20
Порог восприятия обонянием 35
Концентрация
раздражающая горло 300
раздражающая глаза 500
вызывающая неудержимый кашель . 1200
максимально допустимая без
ограничения времени . . 70
вредно действующая при длительном
пребывании 100
безвредная при кратковременном
C—5 мин) пребывании 200—350
Смертельный исход при воздействии в
течение от 30 мин до 1 ч . Д. 1500—2700
Немедленное смертельное действие . . . 3500—7000
При отравлении аммиаком активизируется
туберкулезный процесс, возможны параличи и
глухота. ¦
Наиболее опасное осложнение —
моментальная остановка дыхания при выдохе (реже
вдохе) вследствие спазмы голосовой щели.
Жидкий аммиак, как "едкая щелочь, дает
тяжелые ожоги кожи. Особенно опасно
попадание в глаза даже одной капли аммиака.
Помимо возможного прободения роговицы,
хрусталика и стекловидного тела, ожог глаз
аммиаком часто приводит к полной слепоте.
Для определения концентрации аммиака в
помещении применяют переносный
универсальный газоанализатор УГ-2, разработанный
Ленинградским научно-исследовательским
институтом охраны труда. Принцип действия
прибора основан на измерении длины
окрашенной части индикаторного порошка,
находящегося в трубке, сквозь которую
просасывается исследуемый воздух в определенном
объеме. Прибор ^Г-2 изготовляет Черкасский
завод химических реактивов. С помощью
прибора можно определять присутствие аммиака
в воздухе в количестве от 30 до 300 жг/ж3.
Решающее значение для обеспечения
безопасности имеют газоанализаторы,
автоматически отключающие холодильное
оборудование при одновременном пуске
аварийной вентиляции. В новых правилах техники
безопасности на аммиачных холодильных
установках эти требования предусмотрены.
В качестве индивидуальных средств
защиты в обычных эксплуатационных условиях
наиболее удобны фильтрующие противогазы
марки К с защитным действием при 7600 мг/мг в
течение 200 мин.
Применяемый в ряде случаев противогаз КД
оказывает защитное действие при
концентрации всего лишь 2300 мг/м3 в течение 240 мин.
В аварийных условиях при высоких
концентрациях аммиака и снижении содержания
кислорода в воздухе до 16% любой фильтрующий
противогаз бесполезен, поскольку такая
концентрация для дыхания недостаточна.
В этих условиях обязательно применение
кислородных изолирующих приборов. Прибор
КИП-5 и усовершенствованный прибор КИП-8
ранцевого типа обеспечивают работу без
смены кислородного баллона в течение часа.
До оказания квалифицированной
медицинской помощи пострадавшему следует дать для
вдыхания кислород, запас которого должен
быть обязательно предусмотрен в машинных
отделениях (о первой доврачебной помощи
см. новые Правила техники безопасности на
аммиачных холодильных установках).
Аммиак пожароопасен и взрывоопасен. Если
в воздухе содержится свыше 11 % аммиака,
начинается его горение. Взрывоопасные
концентрации находятся в пределах от 16 до 26,8%.
При нагревании смеси до 100°С границы
взрывоопасных концентраций расширяются от 14,5
до 29,5%. Наиболее сильный взрыв дает смесь
воздуха с 22% аммиака.
Для взрывоопасной смеси аммиака с
воздухом в отличие от других газов характерно
медленное нарастание величины наибольшего
давления.
Новейшие работы американских ученых
дополняют имеющиеся данные по этому
вопросу. Установлено, что при температуре 24°С и
давлении 1,0 кгс/см2 границы концентраций
воспламенения смеси аммиака с воздухом
лежат в пределах 15,3—25,7% (объемных).
Имеющиеся данные показывают, что
аммиак, обычно трудно воспламеняемый и медленно

горящий, при повышении давления,
температуры и особенно содержания кислорода в
окружающем воздухе может превратиться в
очень опасный источник взрыва.
Известна величина минимальной
концентрации кислорода — 1:2,5%, при которой
воспламенение аммиака не зависит от его
концентрации.
Опасность взрыва возникает при смешении
аммиака с продуктами разложения смазочных
масел и разложении самого аммиака, которое
происходит при на1реве до температуры выше
250°С.
Причиной пожаров на холодильниках может
быть зогорание электродвигателей и искрение
пускателя. Поэтому особые меры
предосторожности требуются при проведении электро- и
газосварочных работ.
Электрооборудование аммиачных
холодильных установок выбирается согласно разделу
VII. 3 «Правил устройства электроустановок».
Стационарные светильники должны быть
пыленепроницаемого исполнения.
Общие рекомендации, выполнение которых
позволит обеспечить безопасность
обслуживающего персонала аммиачных холодильных
установок, по нашему мнению, должна
сводиться к следующему.
— Необходимо выполнение требований
санитарных норм к концентрации аммиака в
воздухе помещений аммиачных установок.
— Следует возобновить выпуск
специального противоаммиачного противогаза марки К.
Запасные комплекты противогазов должны
•храниться как внутри, так и снаружи
помещений установок.
— При работе в аварийных условиях
необходимо, чтобы было не менее двух комплектов
кислородных изолирующих приборов.
— Следует разработать метод быстрого
определения степени отработанности
фильтрующих противоаммиачных противогазов
подобно тому, как это сделано для противосеро-
водородных противогазов.
— При эксплуатации необходимо
тщательно удалять из системы неконденсирующиеся
газы и смазочные масла. Вакуумирование
холодильной системы особенно опасно при ее
негерметичности, когда возможно
проникновение в систему воздуха и образование
взрывоопасных концентраций.
— Аммиачные установки должны иметь
пожарные краны, обеспечивающие орошение
помещения не менее чем двумя струями (СНиП
П—Г. 2—62 п. 3. 18). Пожарные краны
должны иметь рукава с распыливающими воду
стволами (РВС). Эти универсальные стволы,
кроме тушения пожара, дают возможность
быстро осаждать и смывать аммиак. В полу
помещений установок необходимо
предусмотреть водостоки.
— Аммиачные установки должны быть
снабжены приборами, включающими
аварийную вентиляцию при возникновении в любом
пункте помещения концентрации паров,
превышающей допустимые нормы.
— В схеме управления аммиачной
установки следует предусматривать блокировку,
исключающую пуск аммиачного компрессора без
предварительного включения вентиляции для
обдува контактных колец.
— Учитывая способность спецодежды
поглощать пары аммиака, в помещении аммиачной
установки нельзя курить или выполнять
какие-либо работы с применением открытого
пламени.
Н. А. КЯО — ЛТИХП
Вниманию подписчиков!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал «Холодильная
техника» на 1968 г. с первого номера, могут подписаться в местных
отделениях связи и пунктах подписки «Союзпечать» с любого
последующего номера журнала и на любой срок в пределах
календарного года.
Недостающие номера журнала редакция может выслать
подписчикам наложенным платежом по их письменным заказам-
Адрес редакции: Москва, И-434г ул. Костякова, 12.
*
41

= КРИТИКА =
И БИБЛИОГРАФИЯ
Диссертации в области холодильной техники и технологии
за 1964-1966 гг.
Публикуемый ниже список диссертационных работ в
области холодильной техники, технологии и других
смежных специальностей, защищенных на соискание
ученых степеней доктора и кандидата наук, может
представить интерес для научных сотрудников и
специалистов-холодильщиков, работающих в различных
отраслях народного хозяйства.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА
Диссертации на соискание ученой степени доктора
технических наук
Основы теории, расчета и проектирования
холодильных турбоагрегатов. Чистяков Ф. М. М., 1964,
323 л. Библиогр.: л. 313—323.
Защищена в Московском высшем техническом
училище им. Н. Э. Баумана 7/VI 1965 г.; утв. 2/Х 1965 г.
Холодильный аппарат для непрямого контактного
замораживания продуктов в блоках. (Исследования,
изобретение и внедрение в производство). Доклад о
научных работах, представленных на соискание ученой
степени. Шеффер А. П., Л., 1961. 31 с. с чертежами.
Список работ автора: с. 28—29 A7 названий).
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; у*в. 11/VI 1966 г.
Научные, основы конструирования и расчета
оборудования для кондиционирования воздуха. Доклад об
опубликованных научных работах, представленных для
защиты диссертации. К а р п и с Е. Е. М., 1962. 56 с.
Список работ автора: с. 52—54 C7 названий).
Защищена в Академии строительства и архитектуры
СССР 17/IV 1962 г.; утв. 24/Х 1964 г.
Исследование процессов теплообмена в динамической
изоляции и возможность применения динамической
изоляции в холодильных установках. Кошкин Н. Н. Л.,
1964. 275 л. с илл. Библиогр.: л. 270—275.
Защищена в Ленинградском политехническом
институте им. М. И. Калинина 16/VI 1964 г.; утв. 3/ХИ 1966 г.
Диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук
Экспериментальное исследование рабочих процессов
холодильного компрессора и пути уменьшения
энергетических и объемных потерь. Шмыгля А. А. Одесса,
1966. 193 л. с илл. Библиогр.: л. 188—193.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности; утв. 30/V
1966 г.
Исследование и конструирование эжекторных
холодильных машин. Ш у м е л и ш с к и й М. Г. М., 1964.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 12/И 1965 г.
Вопросы измерения переменных давлений в рабочих
полостях холодильных машин. А г а р е в Е. М. М.,
1966.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 30/ХН 1966 г.
Исследование процесса наполнения поршневого
детандера высокого давления. Штейн Л. Л.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 17/VI 1966 г.
Исследование вихревого аффекта. Гуляев А. И.
М., 1965. 104 л. с илл. Библиогр.: л. 101—104.
Защищена в Институте физических проблем
Академии наук СССР; утв. 18/1 1966 г.
Исследование теплообмена в камерах с панельной
системой охлаждения. Мнацаканов Г. К. Одесса,
1966. 229 л. с илл. Библиогр.: л. 196—204.
Защищена в Одесском технологическом институте
пищевой и холодильной промышленности; утв. 20/VI
Исследование работы водоиспарительной системы
предварительного охлаждения воздуха по внешним
параметрам. Пупцев С. А. Л., 1965, 254 л. с илл.
Библиогр.: л. 204—211.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 10/ХП 1965 г.
Исследование бессмазочных поршневых уплотнений
из металлопластовых материалов для поршневых
компрессоров и холодильных газовых машин. К а р а г v-
сов И. X.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 14/Х 1966 г.
Исследование основных параметров процесса
холодной сварки алюминия прокаткой применительно к
производству листовых изделий с каналами (трубчатых
панелей). Кир па И. Г. М., 1965. 120 л., 66 л. илл.
Библиогр.: л. 116—120.
Защищена в Московском вечернем металлургическом
институте; утв. 16/ХП 1965 г.
Исследование процесса адсорбционной очистки
аргона от примеси кислорода на синтетических цеолитах.
Головко Г. А.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 18/XI 1966 г.
Некоторые вопросы расчета судовой теплоизоляции.
Рабинерсон А. А.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 17/VI 1966 г.
ТЕРМОДИНАМИКА, ТЕПЛОПЕРЕДАЧА
Диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук
Исследование теплопроводности жидких фреонов.
Цветков О. Б. Л., 1965 г. 171 л. с илл. Библиогр.:
. л. 160—166.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 10/ХП 1965 г.
Исследование теплообмена при кипении смесей
фреон — фреон, фреон — масло. Иванов О. П.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 14/Х 1966 г.
42

Исследование процесса конденсации углекислого
газа условно чистого и из смеси с азотом на
вертикальной одиночной трубе. П и м е н о в а Т. Ф. М., 1965.
113 л., 87 л. илл. Библиогр.: л. 108—ИЗ.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 27/V 1966 г.
Исследование термодинамических свойств двуокиси
углерода в широкой области температур и давлений с
учетом термической диссоциации. К о т л я р е в-
ский П. А. Одесса, 1966. 178 л., 78 л., 8 л. диаграмм.
Библиогр.: л. 169—178.
Защищена в Одесском технологическом институте
им. М. В. Ломоносова; утв. 27/V 1966 г.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Диссертации на соискание ученой степени доктора
технических наук
Технология мяса и мясопродуктов. Учебное пособие
для высших учебных заведений пищевой
промышленности. Соколов А. А. М., Пищепромиздат, 1960. 672 с.
с илл. Библиогр.: с. 664—669.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности 1/Ш 1962 г.; утв.
15/1 1966 г.
Исследование процессов термической обработки вин
с целью установления и обоснования рациональных
режимов. Кишковский 3. Н. М., 1965. 235 л., 48 л.
илл. Библиогр.: л. 201—235.
Защищена в Московском технологическом институте
пищевой промышленности 25/V 1966 г.; утв. 26/XI 1966 г.
Диссертация на соискание ученой степени кандидата
технических наук
Охлаждение пищевых продуктов. Алямов-
ский И. Г. Л., 1964. 166 л., 5 л. илл. Библиогр.:
л. 151—166.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 29/ХП 1964 г.
Механо-химические процессы, происходящие в мясе
при температурах, близких к криоскопическим. Нозд-
рункова И. Р. Л., 1965. 180 л., 32 л., 38 л. илл.
Библиогр.: л. 147—170.
' Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 27/V 1966 г.
Экспериментальные и аналитические исследования
температурно-влажностного режима в промышленных
сушильных и дефростационных установках колбасного
производства. Бражников А. М. М., 1965. 163 л. с
илл. Библиогр.: л. 155—163.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. 16/ХП 1965 г.
Содержание и методы сохранения витамина А в
тихоокеанском рыбном сырье. Д о л б и ш Г. А.
Владивосток, 1965. 164 л., 9 л. илл. Библиогр.: л. 149—164.
Защищена в Дальневосточном филиале Сибирского
отделения Академии наук СССР; утв. 10/VI 1965 г.
Фазовые изменения молочного жира при
низкотемпературной обработке сливок в маслоделии. М а л я р о-
в а Е. М. Л., 1966. 180 л., 52 л. илл. Библиогр.: л.
167—180
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 16/ХП 1966 г.
Подмосковный мягкий сыр холодного созревания.
К о с т ю н и н а А. М. М., 1965. 200 л., 39 л., 20 л. илл.
Библиогр.: л. 174—200.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. ЗО/ХП 1965 г.
Исследование сублимационной сушки говяжьего
мяса в кусках при высокотемпературном радиационном
энергоподводе с целью интенсификации процесса. Я у-
ш е в а Э. Ф., М., 1965. 202 л., 52 л. илл. Библиогр.: л.
165—171.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. 2/VI 1966 г.
Исследование изменений свойств говяжьего мяса
сублимационной сушки в зависимости от его влагосодержа-
ния, температуры и продолжительности хранения.
Алехина Л. Т. М., 1966. 207 л., 45 л. илл. Библиогр.:
л. 189—207.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. 22/IX 1966 г.
Исследование влияния условий замораживания и
режима сублимационной сушки на интенсивность процесса
и качественные показатели свиного мяса. Беке Д. М.,
1966. 154 л. с илл.; 21 л. илл. Библиогр.: л. 142—154.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. 24/XI 1966 г.
Исследование технологического режима
сублимационной сушки творога. Алексеев Н. Г. Л., 1966.
205 л., 48 л. илл. Библиогр.: л. 145—159.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности; утв. 30/ХИ 1966 г.
Исследование и автоматизация процесса
сублимационной сушки термолабильного материала при
энергоподводе от светлых излучателей. Камовников Б. П.
М., 1966. 214 л., 45 л. илл. Библиогр.: л. 160—166.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. 9/VI 1966 г.
Диссертация на соискание ученой степени кандидата
биологических наук
Изучение микробиологических процессов в сырах
унифицированной формы при созревании и холодильном
хранении. Моисеева Е. Л. М., 1965. 175 л., 63 л.,
27 л. илл. Библиогр.: л. 153—168.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности; утв. 24/Ш 1966 г.
**
Список диссертаций, защищенных до 1962 г.,
приведен в Библиографическом справочнике докторских и
кандидатских диссертаций по холодильной технике за
1936—1962 гг. (Д. Н. Прилуцкий, Госторгиздат, 1963).
Список диссертаций, защищенных в 1962—1963 гг.,
опубликован в журнале «Холодильная техника», 1965,
№ 1, а диссертаций, защищенных в 1963—1965 гг.,— в
журнале «Холодильная техника», 1966, № 3.
Д. Н. ПРИЛУЦКИЙ
*

ХРОНИКА
il
К 60-летию Дмитрия Георгиевича Рютова
6 ноября 1967 г. исполнилось 60 лет канд. техн. наук
Дмитрию Георгиевичу Рютову — одному из наиболее
авторитетных советских технологов-холодильщиков.
Д. Г. Рютов начал работу в холодильной
промышленности сразу после окончания в 1931 г. Московского
института народного хозяйства им. Г. В. Плеханова
сначала в Гипромясо, а с 1933 г. во ВНИХИ.
Основные направления научной деятельности
Д. Г. Рютова посвящены физическим основам
технологии холодильной обработки (охлаждение и
замораживание) и хранения пищевых продуктов.
Д. Г. Рютовым исследованы теория и практика
замораживания мяса, изложенные в книге «Быстрое
замораживание мяса» (авторы Д. А. Христодуло и Д. Г.
Рютов). Материалы этих исследований во многом
определили теоретические основы замораживания и широко
используются как научными, так и
инженерно-техническими работниками при конструировании и
проектировании аппаратов для замораживания пищевых
продуктов.
Развитием этого направления являются исследования
Д. Г. Рютова по разработке методов измерения
влажности воздуха в камерах с низкими температурами и
определению тепловых показателей пищевых продуктов.
Изучение влажностного режима в камерах
холодильников позволило Д. Г. Рютову научно разработать
мероприятия по борьбе с потерями влаги продуктами при
холодильной обработке и хранении.
Глубокие теоретические исследования теплофизиче-
ских вопросов при хранении замороженных продуктов
в дальнейшем были использованы Д. Г. Рютовым в
работах инженерного характера (новая система
охлаждения камер распределительных холодильников и
проектирование холодильника с теплозащитной рубашкой).
6 ноября 1967 г. исполнилось 60 лет руководителю
лаборатории домашних холодильников ВНИХИ канд.
техн. наук Борису Самойловичу Вейнбергу.
Окончив в 1931 г. МВТУ им. Баумана, Борис Самой-
лович вначале работал конструктором на московском
заводе «Компрессор» по созданию первых
отечественных прямоточных компрессоров, а затем в различных
проектно-конструкторских организациях по
холодильному машиностроению, в частности по освоению
компрессионных домашних холодильников.
В 1939 г. Борис Самойлович переходит на
педагогическую работу в МВТУ им. Баумана, на кафедру
холодильных и компрессорных машин; а в 1961 г. — во
ВНИХИ.
Б. С. Вейнберг — один из наиболее
квалифицированных и эрудированных специалистов в области
холодильного машиностроения. Им опубликовано свыше 50
работ по различным вопросам холодильной техники.
Широко известны созданные коллективами ученых с его
Результаты исследований Дмитрия Георгиевича
опубликованы в книгах, статьях и обсуждались в ряде
научных докладов на всесоюзных и международных
научных конференциях, симпозиумах и совещаниях.
Наряду с исследовательской деятельностью Дмитрий
Георгиевич начиная с 1942 г. выполняет большую
организационную научную работу.
В 1950—1956 гг. он был директором Всесоюзного
научно-исследовательского института мясной
промышленности, в 1956—1967 гг. — заместителем директора по
научной части ВНИХИ. В настоящее время он является
начальником технологического отдела ВНИХИ.
Дмитрий Георгиевич не раз представлял советскую
науку на международных конгрессах и симпозиумах, он
неоднократно избирался в руководящие органы
международной организации по холоду.
В 1967 г. он избран почетным членом
Международного института холода.
В течение многих лет Дмитрий Георгиевич
принимает активное участие в работе журнала «Холодильная
техника», сначала как член редколлегии, а с 1956 г. —
как заместитель главного редактора. Он является
членом холодильной секции технического совета
Министерства мясной и молочной промышленности СССР,
членом правления Всесоюзной секции холодильщиков
НТО пищевой промышленности, членом методического
совета Центрального правления общества «Знание».
Многолетняя плодотворная деятельность Д. Г.
Рютова отмечена правительственными наградами: двумя
орденами «Знак Почета» и двумя медалями.
Редколлегия журнала «Холодильная техника»
поздравляет Дмитрия Георгиевича со славным юбилеем,
желает ему хорошего здоровья и новых успехов в
научной деятельности.
участием учебник «Холодильные машины и аппараты»
и энциклопедические справочники «Машиностроение» и
«Холодильная техника», служащие настольными книгами
специалистов-холодильщиков. Книгой Б. С. Вейнберга
«Поршневые компрессоры холодильных машин»,
выдержавшей два издания, пользуются в ряде вузов как
учебным пособием.
Б. С. Вейнберг с 1931 г. активно участвовал в работе
правления Всесоюзного научно-технического общества
холодильщиков, а в настоящее время состоит членом
правления Всесоюзной секции холодильщиков НТО
пищевой промышленности. Он входит в состав
редакционной коллегии журнала «Холодильная техника», в
котором опубликовано 35 его статей.
Редакционная коллегия журнала «Холодильная
техника» сердечно поздравляет Бориса Самойловича с
60-летием и желает ему доброго здоровья и
дальнейших творческих успехов.
К 60-летию Бориса Самойловича Вейнберга
44

Заседание Ученого совета ВНИХИ
24 ноября 1967 г. во ВНИХИ под
председательством директора института Ш. Н. Кобула-
швили состоялось заседание Ученого совета,
посвященное 60-летию со дня рождения и 35-
летию научной и общественной деятельности
начальника технологического отдела канд.
техн. наук Д. Г. Рютова и руководителя
лаборатории домашних холодильников канд. техн.
наук Б. С. Вейнберга. В заседании приняли
участие 150 человек.
После вступительного слова Ш. Н. Кобула-
швили, давшего высокую оценку научной
деятельности юбиляров, Д. Г. Рютов и Б. С. Вейн-
берг в кратких сообщениях осветили основные
этапы развития холодильной технологии и
холодильного машиностроения в СССР.
С приветствиями в адрес юбиляров
выступили от Министерства мясной и молочной про-
В Минске состоялось расширенное заседание секции
мясной промышленности Научно-технического совета
Министерства мясной и молочной промышленности СССР
по рациональному использованию мясных ресурсов в
промышленности и торговле.
Заседание секции было организовано Министерством
мясной и молочной промышленности СССР,
Центральным научно-исследовательским институтом информации
и технико-экономических исследований мясной и
молочной промышленности.
В работе секции приняли участие 70 человек:
специалисты министерств и ведомств мясной и молочной
промышленности СССР и союзных республик,
Министерства торговли СССР, научно-исследовательских институтов
и лабораторий, Госинспекции по качеству, предприятий
мясной промышленности, а также работники торговой
сети.
Заседание секции открыл заместитель министра
мясной и молочной промышленности БССР А. П. Яковлев.
Доклад «О рациональном использовании ресурсов
мясной промышленности» сделал заместитель
начальника Главного управления косной промышленности
Минмясомолпрома СССР В. Г. Асланов.
мышленности СССР член коллегии Е. Г. Биру-
ля, от Министерства торговли РСФСР член
коллегии В. Я. Кокорев, от Министерства
мясной и молочной промышленности РСФСР член
коллегии С. М. Бобылев, от Министерства
рыбного хозяйства СССР член коллегии В. П.
Зайцев.
От НТО пищевой промышленности
юбиляров поздравил заместитель председателя
Центрального правления НТО А. И. Сергеев.
С сердечными поздравлениями и
пожеланиями дальнейших успехов в работе выступили
более 60 представителей главных управлений
министерств и ведомств, предприятий
холодильной промышленности и машиностроения,
издательств, научно-исследовательских, учебных и
проектных институтов.
Были заслушаны сообщения об опыте
промышленной разделки охлажденной говядины первой категории
на сортовые отрубы по схемам ВНИИМПа и Киевского
мясокомбината и их экономической эффективности,
автотранспортировке охлажденного мяса, хранении его на
распределительных холодильниках, хранении сортовых
отрубов из охлажденной говядины в упаковках из
полимерных материалов и их микробиологической
характеристике при хранении.
С докладами выступили специалисты Главного
управления мясной промышленности, ВНИИМПа, Киевского
мясокомбината и ВНИХИ.
Участники со>вещания посетили Минский
мясокомбинат, где ознакомились с разделкой охлажденной
говядины первой категории на сортовые отрубы по схемам
ВНИИМПа и Киевского мясокомбината.
На расширенном заседании секции было принято
развернутое решение, которым, в частности,
рекомендовано разделку говядины первой категории на сортовые
отрубы в дальнейшем производить по схеме ВНИИМПа
как научно обоснованной и отвечающей современному
уровню стандартов международного рынка.
Расширенное заседание секции мясной промышленности
*

В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Доклады советских специалистов на XII Международном
конгрессе по холоду
На конгресс от Советского Союза было представлено
27 докладов. Ниже приводятся их краткие резюме.
Некоторые доклады намечено поместить на страницах
нашего журнала. Полный текст всех докладов будет
опубликован в Трудах конгресса, которые выпустит
Международный институт холода в 1968 г.
КОМИССИЯ 1
Улучшение использования тепла в
теплоэлектроцентралях путем
применения обращенного цикла
абсорбционных машин
Б. М. Ьлиер — Астраханский технический институт
рыбной промышленности и хозяйства.
В СССР широко распространены ТЭЦ, в которых
горячая вода для теплофикации получается путем
промежуточного отбора пара из турбин. Для сезонной
теплофикации (.в зимнее время) автором предлагается
режим работы ТЭЦ с использованием разности
температур конденсации и окружающей среды. Теплофикация
осуществляется с помощью водоаммиачной
абсорбционной машины, работающей по обращенному циклу, т. е.
по принципу повышающего трансформатора тепла. При
наличии одноступенчатого повышающего
трансформатора количество трансформируемого тепла может
достигать 50% тепла конденсации паровых турбин. В
предложенной системе дефлегматор охлаждается жидким
аммиаком, направляемым в испаритель. Предусмотрен
также отбор части крепкого горячего раствора для
подогрева паров, идущих в абсорбер.
Многоступенчатые детандеры в циклах
сжижения азота, водорода и г е, д и я
И. П. Усюкин — Московский, институт химического
машиностроения.
Производство сжиженных газов требует больших
расходов электроэнергии и очень сложного компрессорного
оборудования.
Разработан многоступенчатый цикл
низкотемпературного сжижения газа, при этом используется каскад тур-
бодетандеров, работающих во всех температурных
диапазонах. Предложены схемы процессов, конструкции тур-
бодетандеров. Даны эксплуатационные показатели
установок для производства сжиженного газа.
Благодаря применению многоступенчатого цикла
низкотемпературного сжижения газа обеспечивается
большая производительность в одной установке, надежность
эксплуатации, максимальная экономия электроэнергии,
при этом не требуется сложного оборудования.
КОМИССИЯ2 ~*
Новые электронные приборы для
исследования холодильных
компрессоров
Е. М. Агарев, В. К. Лемешко, Л. Е. Медовар,
И. А, Павлова — Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности.
Во ВНИХИ разработаны и освоены новые
электронные приборы: электронный индикатор давления с
малогабаритными пьезокерамичеокими датчиками и
отметчиками равных давлений, прибор для записи
быстроменяющихся температур в рабочих полостях машин с
малоинерционным термометром сопротивления, прибор Для
регистрации движения пластин клапанов.
Метрологическая оценка указанных приборов
производится на специальных стендах.
Предельные погрешности: индикатора давления при
измерении процесса всасывания 0,1 атм, а остальных
процессов — 0,5 атм; прибора для измерения
быстроменяющихся температур при перепаде температур
до 100°С и скорости изменения до 10000 град/сек —
5°С; прибора для измерения хода пластин клапана —
0,2 мм.
Особенность указанных приборов заключается в том,
что результатом их измерений являются функциональные
зависимости (осциллограммы) определяемых
параметров от угла поворота вала машины. Эти зависимости
получаются в безразмерном виде.
Разработаны новые способы определения масштаба
осциллограмм давлений поршневых машин.
Термодинамические таблицы и
i, \g р-л и а г р а м м а фреон а-12В1
И. С. Бадылькес — Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности.
Бромированные фреоны физиологически безвредны,,
не взрывоопасны и даже используются в качестве
наиболее эффективных огнегасящих средств.
В низкотемпературных установках практическое
применение получил только фреон-13В1 (CF3Br).
Значительный интерес представляет фреон-12В1
(CFgClBr), термодинамические свойства которого мало
изучены.
На основании проведенного исследования с помощью
разработанной автором теории термодинамического
подобия и опорных опытных значений установлено, что
фреон-12В1 может эффективно использоваться в
центробежных компрессорах для широкого диапазона рабочих
температур при минимальной холодопроизводительности
в одном агрегате около 300000 ккал/ч. Особенно
заманчивы перспективы применения фреона-12В1 с целью
совмещения функций теплового насоса в осенне-зимний
период и холодильной машины для кондиционирования
воздуха в летнее время, а также использования этого-
фреона на предприятиях, одновременно потребляющих
холод и горячую воду.
Обобщение данных по теплоотдаче
при кипении фреонов на трубах
Г. Н. Данилова — Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности.
На основании собственных и имеющихся в
литературе опытных данных о кипении фреонов на одиночной
трубе найдена зависимость для коэффициентов
теплоотдачи вида
где с — величина, определяемая физическими
свойствами фреона;
f(p) — функция, характеризующая влияние
давления;
q — тепловая нагрузка;
Rz — высота неровностей поверхности трубы, мкм>

8м — коэффициент, учитывающий влияние
смазочного масла.
Коэффициент теплоотдачи можно (представить в виде
где г п и еор — коэффициенты, отражающие
влияние компоновки труб и оребрения. Данные о
влиянии оребрения противоречивы: в некоторых работах
б0р = 1, в других е0р>1.
Для фреона-12 получены величины еп=/(А^ т),
которые могут быть рекомендованы для расчетов (т —
число труб по вертикали, At — температурный напор).
Исследование теплообмена излучением
и контактной теплопроводи ос т ь ю
в в а к у у м н 0-м ногослойной изоляции
М. Г. Каганер, М. Г. Великанова — Всесоюзный
научно-исследовательский и конструкторский институт
кислородного машиностроения.
Исследованы различные текстуры вакуумно-много-
слойной теплоизоляции с целью определения доли тепла,
переносимой излучением и теплопроводностью
изолирующих прокладок. Количество тепла, переносимое
излучением, определено по зависимости теплового потока
или кажущегося коэффициента теплопроводности от
температуры теплой граничной стенки, а также от числа
прокладок между экранами (при различном числе
экранов в пакете). Вычисленные по этим зависимосшм
значения степени черноты экранов согласуются с
непосредственными измерениями этой величины. Установлено, что
контактная теплопроводность в изолирующих
прокладках составляет для лучших текстур небольшую часть от
общей теплопроводности многослойной изоляции, а
основное количество тепла переносится излучением.
Изучена также зависимость теплопроводности
некоторых текстур от плотности укладки, что позволяет
определить оптимальную плотность и перенос тепла
контактной теплопроводностью.
Использование численных методов
для расчета процесса охлаждения
Л. И. Логинов — Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности.
При помощи метода конечных разностей исследуется
процесс ступенчатого охлаждения мяса. Дается решение
уравнения теплопроводности в критериальном виде и
выводятся формулы для определения температуры во
внутренних точках и точках, расположенных на
поверхности шара. Полученные результаты используются для
исследования процесса охлаждения мяса. Приведены
таблицы для вычисления продолжительности
охлаждения.
О выборе рациональной методики
определения удельного объема паров
холодильных агент он
И. И. Перелыитейн — Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности.
В настоящее время возможности теории Для
описания сжимаемости реальных газов и жидкостей
ограниченны. Единственным способом получения высокоточных
(до 0,1%) значений является проведение
экспериментальных работ. Однако полученные из опыта данные
необходимо представить аналитически в виде уравнения
состояния. Поэтому проведение эксперимента
необходимо согласовать с методикой обработки опытных данных
для получения уравнения состояния. При этом в
методике обработки опытных данных следует по возможности
учесть качественные выводы теории уравнения
состояния. т%
Наиболее рациональной методикой составления
уравнения состояния холодильных агентов является
методика выделения элементарных функций по имеющимся
изотермам. Для этого необходимо располагать
непосредственно опытными данными по изотермам, что
позволяет надежно выделить второй и третий вириальные
коэффициенты, а также определить высшие эмпирические
коэффициенты.
С учетом требований методики обработки опытных
данных рекомендуется соответствующая организация
эксперимента с применением пьезометра переменного
объема в интервале температур от —35 до +200°С и
пьезометра постоянного объема в области температур от
—150 до 0°С.
КОМИССИЯ 3
Основные положения параметрического
ряда холодильных турбокомпрессоров
в СССР
А. В. Быков, И. М. Калнинь, Р. В. Павлов —
Всесоюзный научно-исследовательский, проектно-конструктор-
ский и технологический институт холодильного
машиностроения.
В зависимости от температурного уровня
охлаждения и других специфических требований
промышленности в центробежных холодильных машинах
используются различные холодильные агенты: фреоны, аммиак,
пропав-пропилен, этан, этилен.
Условия сжатия этих холодильных агентов
существенно различаются, что обусловливает применение
проточной части нескольких типов и турбокомпрессоров
различных конструкций. Конструкции и размеры
турбокомпрессоров регламентируются принятым параметрическим
рядом.
По типу применяемой проточной части холодильные
турбокомпрессоры, осваиваемые в СССР,
подразделяются на три основные группы. Определяющим параметром
для каждой группы является уровень числа М. Для
первой группы М>1,0, для второй М<0>8, для третьей
0,8<М<1,0. Правильность принятой дифференциации
типов подтверждается экспериментальными данными.
Конструкции турбокомпрессоров, относящихся к
каждой из указанных трех групп, имеют свои особенности.
Однако всем им присущи общие основные технические
решения: закрытая конструкция компрессора (с
невыносными подшипниками) с одним уплотнением вала,
единая оригинальная конструкция сальникового
уплотнения, оппозитная компоновка группы ступеней для
многоступенчатых машин, лопаточные входные направляющие
аппараты для регулирования производительности,
устанавливаемые на линии всасывания в каждую
секцию, и др.
Для всех машин ряда принята закрытая,
находящаяся под давлением холодильного агента, герметичная
система смазки подшипников и уплотнения. Элементы
привода (зубчатая передача, подшипники
электродвигателя) смазываются от отдельной открытой системы смазки.
Принятые положения параметрического ряда
холодильных турбокомпрессоров обеспечивают создание
оптимальных конструкций машин и охватывают большой
диапазон температур и холодопроизводительности.
Повышение эффективности воздушных
холодильных машин
М. Г. Дубинский, В. С. Мартыновский, Л. 3. Мель-
цер, Л. Ф. Бондаренко, А. А. Шмыгля — Одесский
технологический институт пищевой и холодильной
промышленности.
Сопоставлена эффективность воздушных
холодильных машин с обычными системами. Проведен анализ
влияния различных конструктивных и экономических
факторов, установлена область рационального
применения воздушных холодильных машин.
Полученные экспериментальные характеристики
сконструированной воздушной турбохолодильной машины
ТХМ-300 в диапазоне температур воздуха от 210 д.)
47

130°К свидетельствуют об ее эффективности, особенна
при температуре, близкой к 150°К.
Предложен ряд модификаций газовых
регенеративных циклов и схем с применением новых типов
регенераторов, позволяющих значительно увеличить
эффективность воздушных машин большой производительности.
Получены характеристики турбокомпрессора, турбо-
детандера, аппаратов и коммуникаций для получения
цикла оптимальной энергетической эффективности.
В качестве холодильных машин могут быть
эффективно использованы авиационные турбоагрегаты с
высокими значениями к.п.д. компрессора и детандера.
Проведены экспериментальные работы с целью
определения возможности широкого применения воздушных
турбохолодильных машин для быстрого замораживания
пищевых продуктов.
Исследование кож ухотрубных
фреоновых испарителей
с алюминиевыми У-о б р а з н ы м и,
в н у т р и о р е б р е н н ы м и трубками
К Д. Кан — Всесоюзный научно-исследовательский,
проектно-конструкторский и технологический институт
холодильного машиностроения.
В холодильной технике в настоящее .время в основном
применяются кожухотрубные теплообменные аппараты,
которые используются в качестве испарителей и
конденсаторов холодильных машин. Во фреоновых холодильных
машинах аппараты этого типа обычно имеют медные
накатные трубки. В этих аппаратах (тип ТН) кипение или
конденсация холодильного агента осуществляются в
межтрубном пространстве, вода или рассол протекают в
трубках.
Могут также найти широкое применение
кожухотрубные аппараты с У-образными трубками (тип ТУ). В них
холодильный агент кипит или конденсируется в трубках,
вода или рассол протекают в межтрубном пространстве.
В то время как аппараты типа ТН имеют наружное
оребрение, аппараты типа ТУ могут быть эффективны
только при применении внутреннего оребрения труб.
Использование алюминиевых трубок вместо медных
позволяет сократить вес аппаратов и их стоимость.
Из алюминиевых внутриоребренных труб были
изготовлены четыре модели теплообменных аппаратов типа
ТУ, а для сравнения — аппарат из медных гладких труб
такого же диаметра. Все пять аппаратов испытаны на
фреонах-12 и 22 в качестве испарителей на
экспериментальном стенде. Испытания были проведены в
основном при температурах кипения агента около 0°С,
эффективных скоростях воды от 0,5 до 2 м/сек, плотностях
теплового потока 1000-^-8000 вт/м2, различных
концентрациях масла.
В результате испытаний получены коэффициенты
теплоотдачи и теплопередачи для аппаратов типа ТУ с
различными внутриоребренными трубами.
Положительные результаты проведенных испытаний
позволили рекомендовать испарители типа ТУ для
фреоновых холодильных машин.
Комбинированные теплоиспользующие
холодильные установки
Б. А. Минкус, А. Б. Баренбойм, Л. Л. Глинка —
Одесский технологический институт пищевой и
холодильной промышленности.
Проведенные в институте испытания абсорбционно-
эжекторной установки показали, что эжектор
позволяет при одних и тех же температурах греющего
источника и охлаждающей воды понизить температуру
кипения в испарителе на 5-М0°С. Применение эжектора в
установке с двухступенчатым абсорбером уменьшав!
температуру кипения на 10-f-20°C и тем самьп^
расширяет область использования абсорбционных машин.
Еще более экономичны комбинированные
абсорбционные установки, в которых дополнительное сжатие
паров осуществляется при помощи агрегата турбина—
компрессор, работающего на холодильном агенте.
В институте созданы и испытаны простые по
конструкции высокоскоростные бессальниковые
турбоагрегаты с газостатическими опорами. Как показали опыты,
коэффициент полезного действия турбины равен 0,78,
компрессора -— 0,75. Включение такого турбоагрегата
при переменной температуре греющего источника
позволяет в 2—3 раза увеличить используемый теплопере-
пад; при постоянной температуре можно значительно
увеличить холодопроизводительность ступени низкого
давления.
Особенно выгодно применение комбинированных
абсорбционных установок для опреснения воды при
использовании углеводородов в качестве холодильного
агента и поглотителя.
Исследование абсорбционного
б р ом ис т о л ит и е в о г о агрегата для
комплексного х л а д о- и теплоснабжения
Л. М. Розенфельд, М. С. Карнаух — Институт
теплофизики Сибирского отделения АН СССР.
Исследован крупный промышленный абсорбционный
бромиетолитиевый агрегат при его работе в режимах
холодильной машины, понижающего и повышающего
термотрансформаторов. Переход с одного режима
работы на другой осуществляли путем переключений на
магистралях греющей и охлаждающей воды.
Найдены характеристики холодильной машины и
термотрансформаторов, тепловой коэффициент и
коэффициенты теплопередачи в аппаратах. Выявлено
существенное отклонение действительных рабочих процессов от
теоретических (в опытах наблюдалось недовыпаривание
раствора в генераторе, недонасыщение раствора в
абсорбере и повышение температуры кипения в
испарителе в результате дроссельных потерь), установлена
количественная зависимость потерь действительных
процессов от производительности машины и режима ее работы.
На основе предложенной авторами ранее методики
построения теоретических характеристик абсорбционной
машины и обобщения опытных данных разработан
метод расчета и построения действительных ее
характеристик путем нахождения ряда рабочих точек.
Рабочие точки определяли при заданных величинах
теплопередающей поверхности аппаратов, параметрах
внешних источников и производительности машины. В
результате расчета, основанного на установлении
взаимосвязи между параметрами внешних источников и
узловых точек рабочих процессов цикла, определена
температура охлажденной воды, полученной в холодильной
машине, или горячей воды в термотрансформаторе.
Применение комплексного агрегата приводит к
повышению коэффициента использования оборудования
бромистолитиевой холодильной машины и позволяет
утилизировать тепловые отходы промышленных
предприятий для теплоснабжения.
Исследование холодильных машин,
работающих на смесях агентов
В. Ф. Чайковский, А. Я. Кузнецов, Н. И. Водяниц-
кая — Одесский технологический институт пищевой и
холодильной промышленности.
Значительный теоретический и практический интерес
представляет экспериментальное исследование рабочих
процессов компрессоров с применением смесей
холодильных агентов.
Было проведено осциллографическое исследование на
двух азеотропных смесях: 60% фреона-124 —
40% фреона-С318 и 25% фреона-12 — 75% фреона-22.
Результаты сопоставлены с данными на чистых агентах
— фреоне-12 и 22.
Использование ряда неазеотропных смесей (фре-
48

он-12 — фреон-13; фреон-<12 — фреон-23 и Др.)
расширяет температурные up аниды современных холодильных
машин или увеличивает холодопроизводительность при
тех же температурных условиях. Реализуя
предложенный авторами цикл с двухступенчатой фракционной
конденсацией смеси, можно получить низкие температуры
при одноступенчатом сжатии (до —70°С).
Применение неазеотропных смесей в схемах с
двухступенчатым сжатием позволяет еще более понизить
температуры в охлаждаемых объектах (до —iL00°C) и
улучшить характеристики по сравнению с обычными
двухступенчатыми холодильными машинами.
Результаты исследований позволяют уточнить
особенности холодильных циклов и определить наиболее
целесообразные области применения смесей холодильных
агентов.
Обобщенные характеристики малых
холодильных компрессоров
В. Б. Якобсон — Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности.
Основные технические характеристики малых
холодильных компрессоров — холодопроизводительность и
потребляемая мощность — зависят от ряда параметров,
определяющих условия работы компрессора: давлений
всасывания и нагнетания, температур всасывания и
переохлаждения, степени сухости всасываемого пара,
концентрации масла в циркулирующем фреоне, напряжения
и частоты электрического тока, температуры и скорости
воздуха, омывающего компрессор. Во время испытания
компрессора при переходе от одного режима к другому
все величины должны оставаться постоянными, кроме
давлений всасывания и нагнетания.
Обычно холодопроизводительность и потребляемую
мощность каждого компрессора представляют в виде
функций температуры кипения при нескольких
значениях температуры конденсации.
Автором предлагается обобщенная характеристика
малых фреоновых компрессоров в виде линейной
функции относительной холодопроизводительности от
приведенной разности давлений
7Г2- = «1 (РШ1 - VKM2 ) + С»
Vo ном
где Pkmi — давление всасывания;
ркм2 — давление нагнетания;
а, Ь, с — коэффициенты.
Другой обобщенной характеристикой является
относительная мощность
й = М Ркт-Ь*- ) + с*
^эном \ Pkmi /
Получены значения коэффициента подачи % и
номинальной электрической удельной
холодопроизводительности Кэ ном, необходимые для определения Q0 ном и
<»э ном-
КОМИССИЯ 4
Размораживаниеипросаливаниекрупной
р ы б ы
Я. Л. Головкин, С. Г. Гаджиева — Ленинградский
технологический институт холодильной
промышленности.
Проведены экспериментальные исследования по
быстрому размораживанию и одновременному
просаливанию крупной рыбы, предназначенной для производства
продуктов горячего копчения методом шприцевания с
применением теплого рассола. Установлена зависимость
эффекта шприцевания от давления @,5—3,0 ати),
температуры D0—70°С), расхода рассола и ело
проникновения в ткань, количества уколов и размещения их по
длине размораживаемой рыбы и др.
Распределение рассола в тканях фиксировалось
модифицированным методом определения хлоридов по
Лизолу в целых образцах рыб.
Выявлено положительное влияние глицерина на вла-
гоудерживающую способность мышечной ткаии.
Данные о состоянии и изменении белков ткани после
размораживания и в процессе созревания
сопоставлялись с теми же данными, полученными при обычном
способе размораживания и просаливания.
Изменение белковых веществ определялось методом
потенциометрического титрования.
Построенные кривые титрования для мышечной
ткани, водных экстрактов и экстрактов, свободных от
белков, позволили рассчитать буферную емкость
структурных и водорастворимых белков, а также небелковых
веществ.
Результаты исследований буферной емкости
показали, что влагоудерживающая способность ткани,
размороженной методом шприцевания, выше, чем размороженной
обычным способом. Выдерживание рыбы в течение
нескольких часов после размораживания положительно
сказывается на увеличении основных и кислотных
заряженных групп белка и тем самым на увеличении влаго-
емкости ткани.
Исследования показали, что указанный способ
размораживания и просаливания крупной рыбы позволяет
резко сократить время на размораживание, повысить
обратимость процесса, а также увеличить выход
продукта при горячем копчении.
Исследование некоторых методов
размораживания рыбы
Л. И. Пискарев, Г. И. Крылов, JI. Г. Лукьяница —
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности.
Степень восстановления свойств ткани после
размораживания — основной критерий оценки технологии и
техники размораживания.
Для нескольких видов рыб различной жирности
установлено влияние способов и условий размораживания
на гистологическую структуру и гидрофильные
свойства ткани, органолептические (дегустационные)
показатели и на изменение веса рыбы при размораживании.
Исследовано размораживание рыбы токами высокой
частоты в воде при 5 и 25°С, в воздухе (медленно) при
5°С, а также влияние скорости замораживания на
степень восстановления ткани.
При размораживании не происходит полного
восстановления гистологической структуры ткани. Величина
остаточного влияния неодинакова для рыб различной
жирности.
Размораживание не восстанавливает полностью
гидрофильные (влагоудерживающие) свойства ткани.
Значительного влияния условий размораживания на
органолептические показатели качества рыбы не наблюдалось.
КОМИССИЯ 6А
Тепловые расчеты и способы
кондиционирования воздуха при
строительстве глубоких шахт
Э. И. Баратов, Б. П. Черняк — институт технической
теплофизики Академии наук Украинской ССР.
Авторами впервые разработаны и внедрены на
практике методы
— тепловых расчетов рудничного воздуха в
тупиковых забоях шахтных стволов, горизонтальных и
наклонных подготовительных выработок при различных
способах частичного проветривания (нагнетательном,
всасывающем, комбинированном);
— определения необходимого количества воздуха для
проветривания тупиковых забоев подготовительных
горных выработок по тепловому фактору;
49

— определения максимальной глубины сооружаемой
шахты без применения кондиционирования воздуха;
— определения необходимой холодопроизводителыно-
сти кондиционирующих установок.
Предложены способы предупреждения нагревания
рудничного воздуха три строительстве глубоких шахт, в
том числе путем теплоизоляции воздухотюдающих
трубопроводов и стен (выработок с помощью пенополиуретанов.
Приведены данные о кондиционировании воздуха с
применением воздухоохладителей различных типов на
глубоких шахтах и рудниках.
Разработаны рекомендации по выбору экономически
выгодных циклов перемещения кондиционера при по
двиганий забоя тупиковой выработки.
КОМИССИЯ 6В
Применение метода неадиабатической
ректификации при низкотемпературном
разделении газовых смесей
Б, Г. Берго — Всесоюзный нефтегазовый научно-ис-
следовательский институт.
Данный метод имеет значительные преимущества
перед абсорбционным, адсорбционным и
ректификационным методами, принятыми в промышленности. При
разделении этим методом углеводородных смесей, таких, как
газы пиролиза, попутный нефтяной газ, газ
нефтепереработки, может быть достигнута значительная экономия
в эксплуатационных и капитальных затратах, при этом
значительно сокращается, а в ряде случаев и полностью
исключается потребности установки во внешнем тепле.
Потребность в холоде также значительно сокращается,
что имеет важное значение, в особенности для районов
с жарким климатом и ограниченным водоснабжением.
Самоочистка генераторов в
установках глубокого охлаждения при
превосходстве прямого потока над обратным
С. С. Будневич — Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности.
Одной из существенных задач при использовании
регенераторов на установках разделения воздуха
является обеспечение их самоочистки, т. е. выноса
обратным потоком примесей Н20 и СОг, оставленных на
насадке воздухом.
Автором предложен новый метод, обеспечивающий
самоочистку от СО2 при малых отношениях физических
объемов (авторское свидетельство № 179339).
Этот метод позволяет увеличить долю компонентов
высокой чистоты, извлекаемых из воздуха, и
проходящих через регенератор внутри встроенных змеевиков без
участия в выносе оставленных воздухом примесей.
Исследование процесса комплексной
очистки сырого аргона от примесей на
синтетических цеолитах
Г. А. Головко, Е. И, Борзенко — Ленинградский
технологический институт холодильной
промышленности.
Существующая технология очистки сырого аргона
сложна, многостадийна и не обеспечивает получения
чистого аргона. Более полное удаление азота методом
ректификации связано с большими потерями аргона.
Перспективен новый адсорбционный способ очистки
аргона от примесей с помощью цеолитов типа СаА,
NaX и. т. п.
Получен ряд зависимостей, необходимых для
инженерных расчетов промышленных адсорберов.
Опреснение морской воды гид-ратным
методом
Б. С. Мартыновский, Л. Ф. Смирнов — Одесский
технологический институт пищевой и холодильной
промышленности.
Опреснение соленой воды с помощью холодильных
50
установок методами контактного замораживания и кри-
еталлогидратным энергетически эффективнее
дистилляции. При использовании указанных методов
потребляется более ценная по сравнению с теплом электрическая
или механическая энергия. Однако для привода гидрат-
ной опреснительной установки с применением
турбоагрегата турбина — компрессор можно использовать
тепло низкопотенциального пара. В этом случае
исключается промежуточная передача и не ограничивается
число оборотов турбины. Быстроходность существенно
уменьшает габариты и металлоемкость как турбины, так
и турбокомпрессора и, следовательно, понижает их
стоимость.
В качестве рабочего тела для турбины можно
применить:
— водяной пар низких параметров, поступающий в
турбины АЭС из во до-водяного реактора по
прямоточной схеме;
— холодильный агент, применяемый в
опреснительной установке;
— водяной пар после второго контура АЭС.
Расчеты показывают, что каждый килограмм
водяного пара, подаваемый на гидратную установку,
произведет по сравнению с прямой подачей пара в дистил-
ляциониую установку примерно вдвое большее
количество пресной воды. Дополнительные капиталовложения
на турбину ввиду быстроходности и компактности
турбоагрегата не являются определяющими при оценке
себестоимости пресной воды.
Использование абсорбционных
холодильных м а ш и н в химической
промышленности
И. П. Усюкин — Московский институт химического
машиностроения.
При рациональном использовании вторичных
энергетических ресурсов и сбросного тепла химических
предприятий можно полностью удовлетворить потребность
последних в холоде. Решить эту задачу позволяет
применение абсорбционных холодильных машин.
Разработаны тепловые схемы, принятые при
проектировании новых абсорбционных водоаммиачных
холодильных машин производительностью 500 тыс. ккал/ч
при ^0=—45°С и производительностью 100 тыс. ккал/ч
при /0=—40°С.
В настоящее время проектируются двух- и
трехступенчатые абсорбционные холодильные установки,
работающие на смеси бромистый литий — вода, хлористый
литий — вода и аммиак — вода.
комиссия бс
Инфракрасное излучение как метод
интенсификации сублимационной сушки
Л. С. Гинзбург, Б. М. Ляховицкий — Московский
технологический институт пищевой промышленности.
Для правильного выбора режима сушки с
применением инфракрасного излучения необходимо знать
спектральные оптические характеристики материала в
жидком состоянии. Зная спектральные характеристики
облучаемых материалов и генераторов излучения, можно
вести процесс сушки таким образом, чтобы в период
сублимации замороженной влаги материал обладал
максимальной пропускной способностью.
Такой комбинированный теплоподвод может быть
осуществлен только при наличии данных о спектральных
характеристиках объектов облучения. Значительный
интерес представляет снятие спектральных характеристик
материала в замороженном состоянии. Для этого была
сконструирована специальная низкотемпературная
кювета, применение которой дало положительные
результаты.

Консервация го мотк а ней низкими
температурами и л и о ф и л и з а ц и я
в травматологии и ортопедии
М. В. Волков — Центральный институт
травматологии и ортопедии.
Экспериментальные и клинические наблюдения
показали, что при взятии гомотканей для целей
пластической хирургии в течение первых 12 ч после смерти от
случайных причин консервация тканей в течение суток
при —70°С и последующее хранение не менее одного
месяца при —30°С—наиболее оптимальный способ
длительного сохранения жизнеспособности тканей. Критериями
сохранения жизнеспособности служат биохимические и
морфологические данные.
Подбору рационального режима консервации тканей
с применением холода в ЦИТО предшествовал
эксперимент на животных с использованием температуры
сохранения тканей +4, 0, —20, —30 и —70°С.
Потребность в дорогой холодильной аппаратуре
заставляет в ряде случаев использовать при заготовке
гомотканей лиофилизацию. Однако опыт лиофилизации на
специально сконструированных в ЦИТО аппаратах
(Е. Н. Саутин) показывает, что костная ткань при
высушивании под вакуумом теряет свои эластические
свойства, гомотрансплантаты становятся более хрупкими,
поэтому указанная методика консервации имеет
ограниченное применение (необходимость посылки ампул с го-
мотканями при обычной температуре в отдаленные
районы нашей страны).
Исследование некоторых вопросов
тепло- и м а с с о о б м е н а в процессе сушки
жидких биологических npenapaTOiB
М, В. Подольский — Центральный институт
гематологии и переливания крови.
При сублимационной сушке жидких,
предварительно замороженных во флаконах биологических
препаратов кинетика процесса может быть изучена с помощью
устройства, состоящего из турбинки на двух опорах,
устанавливаемой в зоне удаления пара у горла флакона,
и электронного тахометра.
Полученные кривые кинетики сушки плазмы,
сыворотки, гамм а глобулина и других препаратов позволяют
установить, что процесс сушки состоит из трех
периодов: неустановившейся (возрастающей) скорости,
постоянной скорости и падающей скорости.
При высушивании биологических материалов в
тонких слоях, когда лед сублимирует с двух
противоположных поверхностей, период постоянной скорости от-
сутствует.
Наибольшая скорость сушки наблюдается при
использовании инфракрасного подогрева от
электроспиралей, расположенных вокруг флаконов.
При достаточно эффективной поверхности
конденсации возрастающая на поверхности конденсации толщина
льда оказывает до определенной величины
незначительное влияние на ход процесса.
Установлены размеры и вид капилляров, по
которым происходит миграция пара от поверхности
сублимации в окружающую среду.
Получена зависимость критерия Re*
(модифицированный критерий Рейнольдса) от режимных параметров
процесса, что позволяет рассчитать интенсивность
удаления влаги.
КОМИССИЯ 8
Об эффективности работы судовых
туннельных и конвейерных
р ы б о морозилок
Г. Б. Чижов, В. А. Верещагин, В. И, Пухов,
О. А. Цуранов — Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности.
Для сравнения эффективности работы воздушных
морозильных аппаратов для замораживания рыбы в
блоках на судах собраны и обработаны
экспериментальные материалы. Получены следующие удельные
характеристики на тонну часовой производительности:
средняя площадь и средний объем; количество
обслуживающего персонала; тепловой баланс.
Из качественных признаков, не выражаемых
численно, наибольший интерес представляют качество
производимого продукта, надежность, простота монтажа и
ремонта, возможность полной автоматизации аппарата
и включения его в непрерывную производственную
линию, возможность изменять режим работы аппарата, его
универсальность.
Средняя площадь и средний объем на единицу
производительности у конвейерных аппаратов в некоторых
случаях на 40% больше, чем у туннельных. Различие
в количестве обслуживающего персонала достигает
80%. Доля полезного тепла приблизительно на 10%
больше у аппаратов туннельного типа. Доля тепла, ком-
пенси р у ющего теп л о в ыд е ле н и я энергети че ски х
устройств, значительно больше у аппаратов
конвейерного типа (примерно на 90%). Эти различия связаны с
п р о из1во д и те л ьностью апп ара тов.
Туннельные аппараты просты конструктивно, более
устойчивы в эксплуатации, но требуют значительного
применения ручного труда и плохо поддаются
автоматизации.
Конвейерные аппараты громоздки, конструктивно
сложны. Устойчивость их в работе зависит от
тщательности изготовления механизмов и квалифицированного
обслуживания.
При выборе типа аппарата необходимо
руководствоваться комплексом показателей в зависимости от
производительности и условий эксплуатации.
Обзор подготовил И. С. Бадылькес
*

новости
ИНОСТРАННОЙ
:ХНИКИ =
ПРИМЕНЕНИЕ ЗАПАЯННЫХ ТРУБОК
А&Я ИССЛЕДОВАНИЯ ХИМИЧЕСКОЙ
СТАБИЛЬНОСТИ МАТЕРИАЛОВ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
621.572
Одним из основных факторов надежности
герметичных холодильных машин является химическая
стабильность системы, обеспечиваемая технологией сборки и
применением высококачественных изоляционных и
конструкционных материалов.
В последние годы за рубежом интенсивно
проводятся широкие исследования химических процессов,
протекающих в системе герметичных машин с целью
разработки методики ускоренных испытаний, на базе
которой можно усовершенствовать технологию производства
и ремонта герметичных машин. В настоящее время в
СССР нет общепринятой методики ускоренных
испытаний химической стабильности, позволяющей
всесторонне оценить стойкость конструкционных, изоляционных и
смазочных материалов в условиях работы герметичных
машин.
В данной статье приведены результаты работ ряда
зарубежных авторов по изучению некоторых химических
процессов, протекающих в герметичных машинах,
полученные при ускоренных испытаниях стабильности
материалов системы с помощью запаянных трубок.
Применение запаянных трубок позволяет в
лабораторных условиях достаточно быстро оценить влияние
температуры, концентрации, реакционной способности
системы масло —фреон в' контакте с различными
материалами холодильных машин. Опыты в запаянных
трубках проводятся следующим образом.
Заданные количества испытуемого масла в
сочетании с материалами системы (например, полоски железа,
меди) помещают в термостойкие стеклянные трубки.
Трубки охлаждают до низкой температуры жидким
азотом. Через расходомерное устройство вводят
холодильный агент, после конденсации которого трубки
запаивают и для безопасности вставляют в металлические
трубки или цилиндры с навинчиваемыми крышками.
Металлические трубки помещают в нагревательную печь для
проведения ускоренных испытаний при температуре 100—
250°С. Периодически стеклянные трубки охлаждают до
комнатной температуры, подвергают визуальной
проверке и снова помещают в печь. Нагревание ведут до тех
пор, пока в стеклянных трубках не станут заметны
продукты разложения (образование шлама, омеднение,
коррозия стальных полосок и т. д.). Часто мера
реакционной способности масел и фреонов в контакте с
различными материалами оценивается по количественному
определению ионов хлора и фтора после вскрытия
запаянных трубок.
В настоящее время в ряде стран для проверки
химической стабильности фреонов и масел в запаянных
трубках получили распространение методы Филиппа —
Тиффани и Элси.
Метод Филиппа—Тиффани [1] применялся в основном
при выборе смазочных масел для систем с сернистым
ангидридом. Заданные количества испытуемого масла
и холодильного агента помещали в трубки из стекла
«пирекс» (рис. 1), которые выдерживали при 250°С. Если
250
Рис. 1. Трубка для испытания
стабильности масел и
холодильных агентов по методу
Филиппа — Тиффани:
1 — масло A мл); 2 —
холодильный агент A мл).
в течение 96 ч масло в трубках не темнело, то оно
считалось химически стабильным при данных условиях
эксперимента. На основе метода Филиппа—Тиффани в
Германии принят стандарт ДИН 51593 по «Определению
химической стабильности холодильных агентов
относительно масел в холодильных машинах», позволяющий
оценить стабильность различных агентов для каждого
вида масла. Взаимодействие масла и холодильного аген-
52

та по ДИН 51593 оценивается по определению ионов
хлора и фтора; стабильность холодильного агента по
стандарту должна составлять не менее 96 ч. В
настоящее время метод Филиппа—Тиффани пересматривается
и в Германии ожидается издание нового стандарта.
Элси [2] при испытании стабильности масел внес
ряд изменений в метод Филиппа—Тиффани. В каждую
трубку (рис. 2) помещают в качестве катализатора
полоску железа. Температура термостатирования трубок
175°С и выше. Элси сообщает, что данные о
стабильности материалов системы по указанной методике
можно получить в течение 24 ч, повышая температуру
испытания до 200—225°С. Ход реакции Элси контролируют
визуально по изменению цвета масла и образованию
осадка. Методика Элси принята в Канаде и легла в
основу подготавливаемого стандарта в США для оценки
стабильности не только масел, но и других материалов:
электроизоляции, осушителей и т. д.
Рис. 2. Трубка для
испытания стабильности
масел и холодильных
агентов по методу
Элси:
/ — стекло «пирекс»;
2 — полоска железа;
3—медная проволока.
Квальнес и др. [3] предлагают применять трубки
с*лси больших размеров (/ = 200 мм, внутренний диаметр
8 мм, внешний 10 мм) для возможности проведения
последующего анализа продуктов разложения
современными методами масс-спектроскопии, инфракрасной
спектроскопии, хроматографии.
Харрис и Соннино [4] отмечают, что стеклянные
трубки Элси слишком хрупки для создания в них условий,
близких к условиям работающих агрегатов (давление,
температура). Авторы предлагают использовать такое
оборудование, как автоклавы и герметичные камеры.
Штейнле, Зееман [5] обнаружили хорошее
соответствие результатов, полученных при испытании
стабильности материалов в запаянных трубках, с результатами
проверки этих же материалов на действующем
оборудовании.
Анализ ряда работ [6—10] по определению химической
стабильности материалов показывает, что одной из
основных причин нестабильности в системе герметичных
машин является взаимодействие смазочных масел с
холодильными агентами, при котором образуются
минеральные и органические кислоты, оказывающие
корродирующее влияние на материалы системы и
вызывающие сгорание встроенных электродвигателей. Механизм
и природа образования кислот в системе изучены
недостаточно. Ряд авторов считает, что минеральные
кислоты могут образоваться в результате гидролиза фреонов.
Так, для фреона-12 возможен гидролиз по следующим
схемам [11]:
CC12F2 + 2H20 = C02 + 2HC1 + 2HF,
CC12F2+H20 = C0F2+2HC1 (l)
фреона-22 [12]
и для
F
I
F—С—Н +
Н
С1
Н
>
н
+
и
>
F2H2 + H-
ОН
-I
in
—С1-
B)
->НС1 + С + 0 + Н20.
Минимальное содержание воды, необходимое для
гидролиза фреонов, до настоящего времени точно не
выяснено [13]. Для сохранения химической стабильности
холодильных агентов в системах, работающих на фрео-
не-12 и фреоне-22, стандартом 710—58 американского
общества инженеров-холодильщиков предусматриваются
следующие предельно допустимые концентрации воды:
для фреона-12 — 10-М5 ррМ, для фреона-22 — 40-г-
60 ррМ AррМ=1хЮ-4% вес.)
Квальнес и Пармели [13] установили, что
при взаимодействии масел с агентами в
контакте с различными материалами образуются
НС1 и HF. Спошус и Додерер [14] на основании
проведенных с помощью масс-спектроскопии исследований
продуктов, образующихся при взаимодействии фреона с
маслом в запаянных трубках, определили, что при
разложении фреона-12 вначале образуется фреон-22, а
затем появляются в продуктах реакции НС1, СОг, СО и
СН4. Кроме того, в результате реакции могут
образоваться продукты полимеризации (смола, кокс). Теми
же авторами обнаружено, что при взаимодействии
фреона-22 с холодильным маслом через ряд промежуточных
продуктов (фреон-32 и фреон-23) образуется соляная
кислота.
Источником получения hohoib хлора и фтора, по
данным Мейса [15] и Клеменца [12], может явиться также
разложение холодильных агентов под влиянием
сорбентов (силикагель, цеолиты), широко используемых для
осушки герметичных холодильных машин. Обугливание
(почернение) силикагеля в процессе работы
герметичной машины Клеменц [12] объясняет образованием HF
и адсорбцией несвязанного углерода поверхностью
силикагеля (см. реакцию B).
При взаимодействии фреонов с холодильными
маслами в системе герметичных машин в зависимости от
чистоты и природы масел возникают в значительном
количестве и органические кислоты, которые не менее
агрессивны, чем минеральные [16]. Природа органических
кислот, появляющихся в системе герметичной
холодильной машины, до сих пор также не выяснена.
Существует предположение [17] о возможности образования в
системе олеиновой кислоты и ее производных.
Органические кислоты могут получаться при окислении масел по
схеме:
Углеводороды парафинового и
нафтенового рядов и алкилированные
ароматические с длинными
боковыми цепями
>Перекиси
Кислоты-^оксикислоты->эстолиды->асфальтогеновые
кислоты-* карбонды
Кетонокислоты-»продукты конденсации
Кетоны-»продукты конденсации
Альдегиды-» кислоты
Спирты + кислоты->сложные эфиры
Спирты + оксикислоты->эфирокислоты
Спирты-жислоты
S3

Такое окисление может происходить под
воздействием остаточного кислорода и воды в системе
герметичной машины. Влага даже в тщательно осушенной
системе герметичной машины может появиться за счет
распада гидроперекиси, являющейся промежуточным
продуктом процесса окисления масел.
Войтковский [16] и Ионес с соавторами [18] при
исследовании масел, взятых из действующих герметичных
машин, установили, что значения кислотных чисел
образцов находятся в пределах 0,01—1,3 мг NaOH/г масла
(эти величины характеризуют концентрацию
минеральных и органических кислот), при этом величину 0,045—
0,063 мг NaOH/г масла (рис. 3) авторы принимают как
предельно допустимое значение кислотного числа для
длительной работы герметичных машин.
Иногда при «грязном» сгорании электродвигателя
герметичного компрессора система оказывается
загрязненной: масло темнеет, на поверхности деталей появляется
~0.01 0,02 ОМ 0,060,080,1 0? 0,4 0,60,81,0 2,0
Кислотные числа, мгШОН/a масла
Рис. 3. Вероятность сгорания электродвигателей
герметичных холодильных машин в зависимости от
кислотности масла:
/ — вероятность несгорания систем с кислотными
числами, равными или большими изображенных на
графике; 2 — вероятность сгорания систем с кислотными
числами, равными или меньшими изображенных на
графике; 3 — безопасный интервал кислотности.
смолистый осадок, нагар. Механизм образования
смолистых отложений и нагаров в системе герметичных
холодильных машин изучен недостаточно. По данным
работы [19], их образование объясняется
полимеризацией ненасыщенных углеводородов в присутствии металлов,
главным образом меди.
В холодильной технике осаждение меди на
поверхности железа принято называть омеднением. Явление
омеднения или переноса меди наблюдается часто при
работе холодильных машин. Наиболее значительные
исследования в этой области — это работы Штейнле и
Зеемана [5], Штейнле [6] и Спошуса [20], в которых
описан механизм растворения, переноса и осаждения меди
на основе широких лабораторных исследований.
Штейнле [6] при проверке химической стабильности
ряда масел в трубках Филиппа—Тиффани обнаружил,
что масла не вызывают омеднения, если они содержат
не более 0,3% смолистых веществ, 0,2% серы и
стабильность их не менее 96 ч. Если применять масла с
такими характеристиками, то на действующих установках
не обнаруживается отрицательного влияния воды. По
Штейнле механизм омеднения следующий.
Любой тип масла растворяет некоторое количество
меди, которое зависит в основном от содержания в
масле смолистых веществ и серы. Растворенная медь
находится в масле в виде органического комплекса с
компонентами смолы. Другие примеси, такие, как вода или
продукты разложения масла, увеличивают растворимость
меди. В результате взаимодействия фреона и масла при
высоких температурах получается НС1. Если содержание
НС1 превысит критическую концентрацию, равную
1 г/кг масла, то комплекс меди становится
нестабильным. Медь осаждается на железе, и путем
электрохимического обмена железо переходит в раствор. Два
атома железа растворяются в обмен на каждый атом
осажденной меди. Ионы хлорида, присутствующие в избытке,
действуют как противоионы, стабилизируя растворенное
железо в виде комплекса и поддерживая
электрохимическое равновесие системы.
Данные Спошуса [20] показывают, что продукты
взаимодействия масла и холодильного агента являются
основными предшественниками покрытия железа медью.
К продуктам реакции, которые эффективно растворяют
медь, относятся галоидозамещенные углеводороды и га-
лоидозамещенные неуглеводороды, возникшие в
результате взаимодействия агентов с маслом. Избыток НС1,
появившийся в результате взаимодействия
холодильного агента с маслом, мало влияет на растворимость меди.
Масляные смолы, являющиеся полярными и химически
активными веществами, в маслах начинают реакцию с
холодильным агентом, но сами не вызывают осаждения
и растворения меди.
ЛИТЕРАТУРА
I. Philipp L. A. and Tiffany В. Е. «Refr.
Engng.», vol. 27, 1934, № 5, p. 248.
2. E1 s e у Н. M., Flowers К. С. and К e 11 e y.
«J. B. Refr. Engng», vol. 60, 1952, № 7, p. 737.
3. ASHRAE Semiannular Meeting, Chic, Jan. 25-28.
«ASHRAE J.», 1965, № 1, p. 52-54.
4. H a r r i s H., S о n n i n о H.. «ASHRAE J.», vol. 3,
1959, p. 49-54.
5. SteinleH., SeemanW, «Kaltetechnik^, 1953,
№ 4, S. 90.
6. S t e i n 1 e H. «Kaltetechnik», vol. 7, 1955, № 4,
S. 101.
7. Rizzuti С J., Staff in G. D., Jenkins
A. W. «ASHRAE J.», vol. 4, 1962, № 7, p. 31.
8. Walker W. O., Rosen S. «ASHRAE J.*,
vol. 4, 1962, № 8, p. 59.
9. LessenichW.. «Kyltekn. Tidskr.», 1964, № 2,
p. 34.
10. В о m a n z C. J. «Refr. Service and Contr.», 1967,
X? 1, p. 20.
II. Plank R., KuprianoffJ. SteinleH.
Handbuch der Kaltetechnik, Bd. 4, 1959. Die Kaltemit-
tel. Springer—Verlag, Berlin.
12. К 1 e m e n z R. «Die Kalte», 1959, № 9, S. 458.
13. Kvalnes D. E., Par melee H. M. «Refr.
Engng.», vol. 65, 1957, № 11, p. 40.
14. Spauschus G. O., Doderer G. S.
«ASHRAE J.», 1964, № 10. p. 54.
15. Mays R. L. «ASHRAE J.», vol 4, 1962, № 8,
p. 75.
16. Woitkowski J. E. «ASHRAE J.», 1964, June,
p. 49.
17. Hoffman J. E., LangeB. L. «ASHRAE J.*,
1962, Febr., p. 61.
18. J о n e s E., T о v г о g Т., К r a w e t z A. A.,
Thompson A. «ASHRAE J.», 1966, № 12, p. 64.
19. В г о u g h e r A. F. Handbook of Air Cond. and
Refr., ch. 11-12, 1965.
20. Spauschus G. O. «ASHRAE J.», vol. 5, 1983,
№ 6, p. 89, 141.
Л. Ш. МАЛКИН

ВЛИЯНИЕ ОТКРЫВАНИЯ ДВЕРИ НА РАБОТУ
ДОМАШНЕГО ХОЛОДИЛЬНИКА
Доктор-инж. С. К. АНАНД — Техническая высшая школа, Мюнхен
Исследование проводили на двух компрессионных
домашних холодильниках емкостью 145 и 180 дмъ.
Определяли влияние однократного открывания двери на
режим работы холодильника при различных углах и
длительностях открывания.
На рис. 1 показано изменение отбираемой из сети
мощности при цикличной работе холодильника емкостью
145 дмъ. Сплошными линиями обозначена мгновенная
мощность No и средняя мощность за цикл N40 при
установившемся режиме, пунктирными — N и Nn — их
значения после однократного открывания двери на время
ТдВ = 15 сек немедленно после остановки компрессора.
Длительность нерабочей части первого цикла тн после
однократного открывания двери сокращается, рабочей
тр — повышается. Суммарная длительность цикла тц
увеличивается незначительно. Через 45 мин холодильник
снова входит в установившийся режим.
Средняя мощность за цикл Nn возрастает и
постепенно снижается до значения, соответствующего
установившемуся режиму.
На рис. 2 показано изменение мощности,
температуры в шкафу /вы и температуры стенки испарителя /Ис
после однократного (тдв=4 мин) открывания двери
холодильника емкостью 180 дм3. Установившийся режим
достигается через 110 мин. Температура в шкафу при
открытой двери повышается от 5 до 17°С.
;П ер е р а сход эн е ргии •^пер при открывании двери за
время достижения установившегося режима равен
разности расхода энергии после открывания двери L и в
установившемся режиме L0. Под временем достижения
установившегося режима понимается время, в течение
которого коэффициент рабочего времени одного цикла
снизится до значения, соответствующего
установившемуся режиму
Z-пер == L — ?о вт ' ч •
Автор вводит безразмерный коэффициент для оценки
потерь от открывания двери
60 U
р Aiep
-пер
ТдВ ЛГц,
где N40 — бт и тДв — мин.
Этот коэффициент показывает, во сколько раз
перерасход энергии Lnep больше энергии, расходуемой (в
среднем) холодильником за время тдв при работе в
установившемся режиме
LRB = Nat
60
Рис. 1. Изменение отбираемой из сети мощности при
цикличной работе холодильника емкостью 145 дмъ
после однократного открывания двери.
Перерасход энергии зависит не только от
длительности, но и от угла открывания двери а. Однако испытания
холодильника емкостью 180 дмг при /Hap = 24,60C и
?вн=4,6°С и открывании двери на 1 мин показали, что
при угле открывания двери 30° и выше коэффициент был
постоянным, равным 6,6, а при малых углах открывания—
почти пропорционален величине угла.
После открывания двери температура в
холодильной камере возрастает вначале быстро, затем более
замедленно. На рис. 3 показано изменение безразмерного
отношения разности температур окружающего воздуха
и в холодильной камере после открывания двери и
разности тех же температур при установившемся режиме:
^окр — *в
Кривая / построена для разности температур /0кр—
—?вн.о=20°С (оба холодильника), кривая 2 — для
разности температур 23,7°С (холодильник емкостью
180 дм*).
t О
0
10
20
С
1
2
-Ч'
,Ф
••• \s
—
,/v
¦У
?
Л
''i
4
0
.:•:
V
1
t
"i
w
H
/
8
0
1
X
7
%'
00
\
n
r0
,
.1
n
V
0 7
•41
Ml
1/V
\lL
5
w
NJrn
150
50
Рис. 2. Изменение мощности, температуры в шкафу и стенки испарителя после
однократного открывания дюери холодильника емкостью 180 дмг.
55

Чем дольше открыта дверь, тем больше перерасход
энергии Lnep (рис. 4). Точки на графике относятся к
обоим холодильникам при угле открывания двери от 45
до 90°. Испытания проводились при ?Окр = 24,6±0,2°С
и ф = 59±1% без снеговой шубы. В холодильнике
емкостью 180 дм3 при установившемся режиме ?Вн.о = 4,6±
±0,2°С температура* стенки холодильной камеры /Ст =
= 7,2±0,1°С, /ис=-н10,8±3,5°С, N0 = 46,5±2 вт.
В холодильнике емкостью 145 дм3 при
установившемся режиме гВн.о=4,6±0,5°С, /ст = 6,8±0,4°С, гис=—9,2±
±6,2°С, #o = 3!L±0,5 вт.
Кривая, изображенная на рис. 4, хорошо описывается
уравнением
¦-пер ¦
:б,13т^653 вт-ч,
где тДв — в мин.
Для охлаждения воздуха в объеме, равном объему
холодильной камеры, от /0кр до /вн потребовалось бы
около 0,3 вт • ч. Превышение Lnep над этим значением
показывает, что при открытой двери возникает
свободная конвекция воздуха, охлаждаемого испарителем и
стенками холодильной камеры в течение всего
(Времени, пока дверь открыта.
Рис. 3. Изменение безразмерной величины 0ВН при
постоянно открытой двери.
8 10
Рис. 4. Зависимость величины Lnep от
длительности однократного открывания двери:
для холодильника емкостью 180 дмъ значения а
следующие:
О — 90°; А — 75°; А — 60°; П — 45°; для
холодильника емкостью 145 дм?: ф — а=90°.
Зависимость коэффициента g от длительности
открывания двери обоих холодильников приведена на рис. 5.
Чем дольше открыта дверь, тем больше перерасход
энергии Lnep, но на единицу времени открывания двери
перерасход энергии снижается.
Тепловую нагрузку от открывания двери
имитировали кратковременным включением электрического на-
гревател!Я. и определяли зависимость перерасхода
энергии от количества тепла, подводимого нагревателем.
После этого находили зависимость количества тепла от
длительности открывания двери холодильника емкостью
180 дм3. При длительности в 0,5; 1; 2 и 4 мин теплопри-
ток составлял соответственно 9; 12; 16 и 23 ккал.
С изменением относительной влажности
окружающего воздуха в пределах от 0,4 до 0,7 перерасход
энергии Lnep изменяется линейно. При замене кривой на
рис. 4 на прямую перерасход энергии может быть
рассчитан по формуле
^пер = 16,67ср4-2,981тдв —6,817 вт- ч,
где тДв — в мин.
?,23
20
15
10
fi
и
И
l
i
V
1*
i
{
\\ \
?1°
о*
1
Ч
<
'Т^
***"*>»^
О 2 4 6 8 10
Тдб,мин
Рис. 5. Зависимость
коэффициента g от длительности
однократного открывания двери:
/ —' для холодильника
емкостью 145 дм3: # —а = 90°; 2 —
для холодильника емкостью
180 дм3 значения а следующие:
О — 90°; Л — 75°; А — 60°;
? - 45°.
С понижением температуры стенки испарителя
перерасход энергии заметно возрастает. В холодильнике
емкостью 180 дм3 при открывании двери в течение
1 мин на 90°, влагосодержании 0,0125 кг/кг и ?окр =
=24,7±fl,4°C перерасход энергии линейно изменялся о г
6 до 11 вт - ч при снижении средней температуры
стенки соответственно от —0,5 до —15°С. Колебания
температуры стенки составляли ±3,5°С.
«Kaltetechik Klimatisierung», Bd. 18, Heft 9,
September, 1966.
Сокр. перевод Л. Н. Вайна — ВНИХИ
56

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Конденсаторы КТГ аммиачные
кожухотрубные горизонтальные
621.57.044
Московским заводом «Компрессор» разработана
нормаль HI36-66, определяющая техническую
характеристику аммиачных горизонтальных кожухотрубных
конденсаторов типа КТГ, условия их поставки и
эксплуатации.
Конденсаторы КТГ (рис. 1) служат для сжижения
газообразного аммиака в холодильных установках.
Конденсатор представляет собой цилиндрический
сосуд с трубами, развальцованными в приваренных
к корпусу решетках. В крышках имеются перегородки,
образующие необходимое число ходов для охлаждающей
воды.
В табл. 1 приведены типоразмеры, габаритные
размеры, условные проходы, вес и другие данные
конденсаторов.
Спуск Воздуха
дуЮ
45
\0 0 0 III
k>JJ
3
щ
KI
0 с\
о 1
3g\
Рис. 1. Горизонтальный аммиачный кожухотрубный конденсатор КТГ:
/ — предохранительный клапан; 2 — уравнительная линия; 3 — манометр диаметром
160 мм на 25 ати; 4 — резиновая прокладка.
57

Таблица 1
Марка
10 КТГ
20 КТГ
25 КТГ
32 КТГ
40 КТГ
50 КТГ
65 КТГ
90 КТГ
ПО КТГ
140 КТГ
180 КТГ
250 КТГ
300 КТТ


верхность,
JK2
"9
20
25
32
40
50
65
90
ПО
140
180
250
300

диаметр
408
500
500
500
600
600
600
800
800
1000
1000
1200
1200
Габариты, мм
L
1880
2930
3430
4430
3520
4520
5520
4640
5640
4750
5750
5845
6845

ширина
В
535
810
810
810
910
910
910
1110
1110
1330
1330
1520
1520

высота
И
760
910
910
910
1000
1000
1000
1230
1230
1670
1670
1940
1940
Число
труб
1
99
144
144
144
216
216
216
386
386
614
614
870
870
Число
ходов
Z
10
8
8
8
8
8
8
8
8
8
8
8
8
Штуцеры (условные проходы), мм '
d
50
50
50
50
70
70
80
80
80
100
100
125
125
dx
10
20
20
20
25
25
25
32
32
40
40
50
50
d2
15
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
32
32
d,
1 V4" тр.
70
70
70
80
80
100
125
125
200
200
250
250
d,
M36x2
M36x2
М36х2
М36х2
М36х2
М36х2
М36х2
М48х2
М48х2
М48х2
М48х2
М48х2
М48х2
d5
10
10
10
10
10
10
10
10
10
25
25
25
25
Установочные размеры
и
65
65
65
90
90
90
100
100
130
130
1170
170
Lx
350
395
395
395
550
550
550
750
750
900
900
1100
1100
и
400
400
400
400
400
400
400
404
404
2000
2500
2500
3000
Ц
380
750
750
750
750
750
750
750
750
200
200
200
200
, ММ 1
и
630
1100
1100
1100
1100
1100
1100
1100
1100
600
600
600
600
Марка
10 КТГ
I 20 КТГ
25 КТГ
32 КТГ
40 КТГ
50 КТГ
1 65 КТГ
90 КТГ
ПО КТГ
140 КТГ-
180 КТГ
250 КТГ
300 КТГ
Установочные размеры, мм
и
—
—
—
—
—
—
—
.—
350
350
365
365
Ц
270
450
450
450
450
450
450
450
450
600
600
600
600
Li
500
500
750
1000
750
1000
1000
1000
1000
900
1000
1000
1300
и
500
1200
1450
2000
1500
2000
3000
2000
3000
2000
2870
2870
3350
Ц
1500
2500
3000
4000
3000
4000
5000
4000
5000
4000
5000
5000
6000
А о
195
260
260
260
280
280
280
330
330
315
315
315
315
U\
220
260
260
260
325
325
325
400
400
460
460
500
500
L»
500
590
590
590
690
690
690
890
890
1090
1090
1295
1295
А,
165
160
160
160
165
165
165
250
250
320
320
375
375
h2
310
365
365
365
415
415
415
520
520
805
805
970
970
Л.
200
200
200
200
290
290
290
310
310
350
350
400
400
Л«
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
h5
100
105
105
105
105
105
105
105
105
165
165
175
175
ян
219
219
219
219
245
245
245
325
325
325
325
325
325
Емкость

межтрубного

пространства, мъ
0,16
0,32
0,39
0,52
0,53
0,70
0,885
1,26
1,58
2,00
2,50
3,50
4,10
Продолжение
Емкость
трубного

пространства, м%
0,078
0,15
0,17
0,19
0,25
0,32
0,40
0,51
0,72
1,02
1,23
1,77
2,00
Вес

аппарата,
кг
1
590
995
1140
1140
1555
1930
2430
3300
4000
5330
6450
9360
10930
табл. 1
Рабочий
вес,
кг
740 |
1365
1560
1940
2160
2360
3465
4460
5700
7530
9160
12930
15390
Техническая характеристика
конденсатора
С р'еда
в межтрубном пространстве .
в трубном пространстве . . .
Рабочее давление, kzcjcm2
в межтрубном пространстве .
в трубном пространстве .... м^ -*
Диапазон температур, °С —15-^—[-47 (+55)
Рекомендуемая удельная тепловая
нагрузка qF % ккаЛ1(м2-ч) ....
Аммиак
Вода
До 18B3 )
До 4
4500
В скобках указаны значения для тропических
условий.
В табл. 2 приведены материалы основных деталей.
Арматура и приборы, комплектующие аппараты,
указаны в табл. 3.
Аппарат изготовляется по чертежам и техническим
условиям СТУ 36-01-125-65 завода «Компрессор» и
принимается ОТК завода-изготовителя.
Основные детали
Кожух
Трубная решетка
Днище
Труба диаметром
25x2,5 (ГОСТ
8734—58)
Фланцы
Та
Материалы
Сталь Ст. 3 сп.
мартеновская
Сталь Ст. 4 сп.
мартеновская
Сталь Ст. 3 сп.
мартеновская
Сталь 10
мартеновская
Сталь Ст. 3 сп.
мартеновская
блица 2
гост
380—60*
380—60*
380—60* 1
1050—60*
380—60* 1
58

Таблица 3
Арматура и приборы
Клапан
предохранительный 17 с 11 нж
Манометр аммиачный
AMI [
Вентиль запорный
15 с 116 к
Вентиль запорный
15 с 13 бк
Вентиль запорный
15 кч 12 бт
Вентиль запорный
15 кч 16 бт
Вентиль запорный
15 кч 21 бт
Вентиль запорный
15 с 18 бт
Вентиль маслоспускной
10 МСВ
Указатель уровня
12 кч 11 бк с запорной
] арматурой 12 с 17 бк
Кран муфтовый 116 5 бк
10 КТГ
20 КТГ
25 КТГ
32 КТГ
40 КТГ
50 КТГ
65 КТГ
Dy = 15
90 КТГ
о
140 КТГ
180 КТГ
250 КТГ
300 КТГ
Dy = 25
Диаметр 160 на 25 кгс/см2 кл. 1,6 с дополнительной температурной шкалой
ГОСТ 8625—65
Dy = 10
Dy = 10
Dy = 20
Dy = 50
Dy = 25
J Dy = 70
Dy = 80
Dy = 32
Dy = 40
Dy = 100
Dy = 50
Dy = 125
Dy = 10
Рамка № 4
1 Рамка № 6
Dy = 25
Кран цапковый 106 9 бк D у = 15
Примечание. Сопроводительная документация — паспорт на аппарат с приложением настоящей
нормали и расчета на прочность Р227—66.
Межтрубное пространство испытывают на прочность
водой — 23 C0) кгс/см2 и на плотность воздухом —
18B3), трубное пространство на прочность водой —
6 кгс/см2.
Завод-поставщик гарантирует надежную и
безаварийную работу аппарата, безвозмездное устранение
неисправностей и замену деталей в течение двух лет со
дня отгрузки при условии соблюдения правил
транспортировки, хранения, монтажа и эксплуатации.
Для поднальцовки труб в случае нарушения
плотности, что возможно при транспортировке или
такелажных работах, завод посылает совместно с аппаратом
комплект инструмента-вальцовки.
Аппарат снабжен заводским знаком с указанием
марки, заводского номера, рабочего давления,
температуры, года выпуска и веса. Маркировка выбивается
на фланце трубной решетки.
Рис. 2. Эскиз расположения перегородок при
уменьшении числа ходов по воде с 8 до 4:
1 — переставить, как указано стрелкой;
2 и 3 — убрать.
59

Правила монтажа конденсаторов КТГ в основном
аналогичны правилам монтажа испарителей ИКТ (см.
справочный отдел журнала «Холодильная техника» № 11
за 1967 г.).
В случае использования оборотного водоснабжения
число ходов по воде может быть уменьшено с 8 до 4,
как показано на рис. 2.
Порядок включения конденсатора в работу ,и
правила его эксплуатации выполняются в соответствии
с «Правилами устройства и безопасной эксплуатации
сосудов, работающих под давлением», «Правилами
техники безопасности на аммиачных холодильных
установках» и «Правилами и нормами техники
безопасности и промышленной санитарии для проектирования
строительства и эксплуатации холодильных станций хи-
м и чески х про изводе ч в ».
Э. М. ЛЮСТИНА — московский завод «Компрессор»
Противоточный переохладитель
621.572.002.5
2|ч
Противоточный переохладитель ПП служит для
понижения температуры сконденсированного холодильного
агента и устанавливается после оросительного или кожу-
хструбного конденсатора.
60

Марка
6ПП
8ПП
12ПП
16ПП
охлаждения,
ж2
5,85
7,8
11,7
15,6
Число
секций
1
1
2
2
Число труб
в секции
12
16
12
16
Размеры, мм
Диаметр
аммиачных
штуцеров dx
32
32
40
50
диаметр
водяных
штуцеров d2
32
32
50
50
высота
Н
1380
1690
1700
2010

расстояние
между
трубами к
803
1095
803
1095
длина
стойки L
1405
1700
1405
1700
Вес, кг
565 1
730
1110
1450
Московским заводом «Компрессор» разработана
нормаль HI48—55 на это оборудование.
Противоточный переохладитель (см. рисунок)
состоит из одной или двух секций, собранных из
последовательно включенных двойных труб (труба в трубе).
Внутренние трубы соединены чугунными калачами,
наружные — сваркой. Аммиак и охлаждающая вода
протекают противотоком — аммиак в межтрубном
пространстве, вода — по внутренним трубам. Трубы стальные
бесшовные.
Переохлаждение аммиака обычно на 2—3°С выше
температуры поступающей охлаждающей воды. Марки
аппаратов и их размеры приведены в таблице.
Межтрубное пространство испытывается водой на
23 ати и воздухом на 18 ати. Трубная часть
испытывается водой под давлением 6 ати.
Переохладитель отправляют с завода без упаковки.
При эксплуатации необходимо учесть опасность
замерзания воды во внутренних трубах во время
остановок машины.
А. И. ШУВАЛОВ — московский завод
«Компрессор»
РЕФЕРАТЫ
621.575
Исследование абсорбционной холодильной машины с
использованием раствора метанола и бромистого лития,
Гросман Э. Р., Журавленко В. Я. «Холодильная
техника», 1968, № 1, 4—6.
Описана лабораторная установка небольшой холодо-
производительности для осуществления цикла с
использованием раствора метанола и бромистого лития и
результаты ее испытаний, которые подтвердили
возможность получения низких температур до —15н—16°С
с высоким значением теплового коэффициента в
абсорбционных холодильных машинах при работе на
указанном растворе. Таблиц 1. Библиографий 3.
Иллюстраций 2.
621.572
О тепловой характеристике эжекторной холодильной
машины, Сильман М. А. «Холодильная техника», 1968,
№ 1, 7-9.
Исследована работа пароэжекторной холодильной
машины при тепловых нагрузках и температуре
кипения, превышающих расчетные.
При высоких тепловых нагрузках проходное сечение
горловины диффузора становится недостаточным, что
вызывает ненормально быстрое повышение температуры
кипения, даже при незначительном повышении тепловой
нагрузки. Иллюстраций 3. Библиографий 5.
621. 565.92
Влияние дополнительной тепловой нагрузки в домашнем
холодильнике на его показатели, Суренков СИ.
«Холодильная техника», 1968, № 1, 9—10.
Определено значительное влияние тепловой нагрузки
в камере домашнего холодильника на основные
показатели его работы. Эти тепловые нагрузки должны
учитываться при расчете и конструировании машин.
Таблиц 2.
551.464.09.66.065.512
К вопросу термодинамики процессов опреснения воды,
Ткачев А. Г., Плотников В. Т. «Холодильная техника»,
1968, № 1, 11—14.
Приведена принципиальная схема опреснительной
установки, работающей по методам вымораживания и
кристаллогидратному. Отмечена возможность
повышения экономичности опреснения при применении
некоторых гидратообразующих холодильных агентов.
Установлено, что для расчета требуемой для опреснения
минимальной работы необходимы только данные о
зависимости активности растворителя от концентрации при
различных температурах.
Даны уравнения для расчета активности воды на
криоскопической кривой и парциальных теплот
растворения. Рекомендована оценка термодинамической
эффективности ка основе анализа степени обратимости
процессов.
Иллюстраций 1. Таблица 1. Библиографий И.
536.24.001.5
Экспериментальное исследование теплообмена при
конденсации фреонов внутри горизонтальной трубки,
Чопко Н. Ф. «Холодильная техника», 1968, № 1, 14—17.
Получены опытные данные по изменению
коэффициентов теплоотдачи при конденсации паров фреонов-12,
22 и 142 внутри горизонтальной трубки в интервале
удельных нагрузок 500^-10000 вт/м2 при разных
значениях *— и разных температурах конденсации.
Показано, что с увеличением q коэффициент
теплоотдачи а уменьшается. В области малых нагрузок на
процесс конденсации существенно влияют примеси
неконденсирующихся газов, находящихся во фреонах.
Наиболее высокие значения а при одинаковых
нагрузках и температурах наблюдались в опытах с фрео-
ном-22; наименьшие — с фреоном-12. Иллюстраций 4.
Таблиц 2. Библиографий 8.
662.998:629.12
Расчет теплоизоляции охлаждаемых судовых
помещений, Рабинерсон А. А. «Холодильная техника», 1968,
№ 1, 18—23.
Статья содержит анализ существующих методов
расчета теплоизоляции охлаждаемых судовых помещений
на основе точных программных решений на ЭВМ.
si

Все методы рассмотрены с точки зрения требований
к ним — доступности для практических расчетов,
точности и универсальности. Оценено влияние допущений
на точность результата и приведены обоснованные
рекомендации, какими из многочисленных известных
методов следует пользоваться в расчетной практике.
Таблиц 1. Иллюстраций 4. Библиографий 21.
621.594
Каскадная установка для сжижения углекислого газа
и производства сухого льда, Талянкер Ю. Е.,
Константинова О. Н. «Холодильная техника», 1968, № 1, 24—27.
Описанная установка обеспечивает получение
сжиженного углекислого газа и сухого льда без следов
масла, так как смазка цилиндров компрессора отсутствует
и в качестве поршневых и сальниковых уплотнительных
колец применены кольца из непропитанного
антифрикционного графита марки АО-1500.
Испытаниями установлен износ и максимальный срок
службы графитовых поршневых колец. Иллюстраций 2.
Таблиц 2.
662.998:536.2
Теплопроводность и температуропроводность
изоляционных материалов, Дудник Д. М., Степаненко А. Н.
«Холодильная техника», 1968, № 1, 27—29.
Определены коэффициенты теплопроводности и
температуропроводности изоляционных материалов с
помощью методов бикалориметра симметричного типа и
акалориметра, основанных на регулярном
тепловом режиме. Сущность измерения заключает-
В журнале будут освещаться экономические, научно-
технические и производственные проблемы развития
холодильной промышленности в свете решений XXIII
съезда КПСС и пленумов ЦК КПСС.
Экономика и планирование
Обобщение опыта работы холодильных предприятий
в новых условиях хозяйственной реформы.
Повышение эффективности производства и
рентабельности холодильников.
Экономическая эффективность внедрения новой
техники и научно-исследовательских работ.
Совершенствование планирования капитальных
затрат на строительство распределительных и
производственных холодильников.
Вопросы рационального размещения холодильных
предприятий по экономическим районам страны.
Проектирование, строительство
и эксплуатация холодильных
предприятий
Типовые проекты одноэтажных и многоэтажных
производственных и распределительных холодильников,
фабрик мороженого и заводов сухого льда.
Новое в проектных решениях, в практике
строительства и эксплуатации распределительных и
производственных холодильников.
Проблемы комплексной механизации грузовых
работ и опыт эксплуатации подъемно-транспортных
машин.
Теплоизоляционные материалы
и конструкции
Новые изоляционные конструкции для одноэтажных
и многоэтажных холодильников.
Применение новых изоляционных материалов для
промышленного холодильного оборудования, домашних
холодильников и торгового холодильного
оборудования.
ся в определении скорости охлаждения (нагревания)
предварительно нагретой (охлажденной) системы тел
или тела при условии, что коэффициент теплоотдачи
равен бесконечности. Таблиц 1. Библиографий 3.
637.513.82
Камеры с воздушно-радиационной системой
интенсивного охлаждения мяса, Н. А. Герасимов, Б. Н.
Малеванный. «Холодильная техника», 1968, № 1, 29—33.
Описаны камеры интенсивного охлаждения мяса с
воздушно-радиационной системой. Камеры позволяют
интенсифицировать процесс охлаждения полутуш мяса
крупного рогатого скота. Применение межрядных
радиационных приборов в камерах охлаждения позволяет
сократить продолжительность охлаждения и величину
естественной убыли на 25—30% по сравнению с
нормативной. Библиографий 8. Иллюстраций 3.
637.54.037.1.004.4
Хранение птицы при температуре, близкой к криоскопи-
ческой, Головкин Н. А., Шаган О. С, Коржеманова Л. А.,
Смирнова Ж- В. «Холодильная техника», 1968, № 1,
34—35.
Авторами исследованы изменения сульфгидрильных
групп (SH-групп) и водоудерживающей способности
мышечной ткани кур в процессе хранения при —2°С
в течение 21—26 суток и при 2°С.
Приведено сопоставление процессов, происходящих
в бглых и красных мышцах. Иллюстраций 9.
Библиографий 5.
Холодильное оборудование
Новые конструкции холодильных компрессоров, их
технические характеристики, результаты испытаний и
области применения.
Абсорбционные бромистолитиевые и водоаммиачные
холодильные машины.
Теплообменные аппараты, камерное оборудование,
вспомогательные аппараты. Термоэлектрические
устройства.
Новые скороморозильные аппараты и поточные
механизированные линии.
Опыт эксплуатации холодильного оборудования на
промышленных предприятиях.
Автоматизация холодильных машин
и установок
Новые автоматизированные системы охлаждения
холодильников, пищевых предприятий и химических
производств.
Контрольно-измерительные приборы автоматики для
холодильных установок и испытательных стендов.
Кондиционирование воздуха
Новые конструкции кондиционеров.
Кондиционирование воздуха на предприятиях пищевой
промышленности и в других областях. Регулирование относительной
влажности воздуха в холодильных камерах.
Холод в торговле и быту
Конструкции, технические характеристики и
испытания новых образцов торгового холодильного
оборудования и домашних холодильников.
Термодинамика холодильных машин
и теплопередача
Новые рабочие вещества и их смеси для
холодильных машин, теплофизические свойства, области
применения. Совместное производство тепла и холода.
Тепловые насосы.
Тематический план журнала «Холодильная
техника» на 1968 год
62

Теплообмен в основных аппаратах — конденсаторах
и испарителях. Тепло- и массообмен в камерном
оборудовании, градирнях и кондиционерах.
Изотермический транспорт
Новые железнодорожные вагоны и
авторефрижераторы с машинным охлаждением. Судовые холодильные
установки.
Изотермические контейнеры для перевозки
охлажденных и замороженных продуктов.
Холодильная технология
Процессы холодильной обработки, хранения и
транспортировки пищевых продуктов.
Хранение и перевозка плодов и овощей.
Мероприятия по сохранению качества и борьбе с
потерями при холодильной обработке и хранении
пищевых продуктов.
Производство мороженого.
Охрана труда и техника безопасности
Мероприятия по предупреждению аварий и
несчастных случаев при монтаже и эксплуатации холодильных
установок.
Вопросы и ответы по правилам техники безопасности
на аммиачных холодильных установках.
Обмен опытом
Достижения новаторов и изобретателей в области
эксплуатации, ремонта и монтажа холодильного
оборудования, автоматизации холодильных установок,
холодильной обработки пищевых продуктов, механизации
грузовых работ и др.
Консультация
Освещение основных вопросов эксплуатации,
наладки, ремонта холодильных машин и установок, аппаратов,
средств механизации, а также холодильной технологии
хранения и замораживания пищевых продуктов.
Критика и библиография
Обзор книг по холодильной технике, намеченных
к изданию. Рецензии на выпускаемые книги. Перечень
статей по холодильной технике, опубликованных в
периодических изданиях.
Хроника
Информация о работе предприятий,
научно-исследовательских и проектных организаций, вузов и
техникумов. Освещение работы различных конференций и
совещаний, а также работы НТО пищевой
промышленности.
В Меж д у на р о д н о м институте холода
Отчеты о работе XII Международного конгресса по
холоду, информации о сессиях комиссий
Международного института холода.
Новые изобретения
Информация о патентной работе. Сведения о новых
изобретениях в области холодильного оборудования,
приборов автоматики и новых технологических
процессов.
Новости иностранной техники
Информация о новых конструкциях холодильного
оборудования, процессах холодильной технологии,
теоретических исследованиях.
Справочный отдел
Справочные сведения о новом серийно выпускаемом
оборудовании, приборах автоматики, типовых проектах
холодильников, термодинамических свойствах
холодильных агентов.
ПОПРАВКИ
Номер
журнала
11
11
11
12
12
Страница
45
47
46,47
42
55
Колонка,
строка
Правая,
23-я
сверху
Правая,
2-я
сверху
Табл. 1,
2-я сверху
Подрисуночная
подпись
К рис. 1 и 2
К рис. 5
Напечатано
температура в
камерах
где tfp — отношение
длительности
) (условные обозна-
J чения приборов
3880
Следует читать
температура в
камерах холодильной
обработки
где tv — длительность
(условные
обозначения трубопроводов,
приборов 3300
63

CONTENTS
Tasks of Refrigerating Industry in 1968 ... 1
E. R. Grosman, V. Y. Zhuravlenko. Investigation
of Absorption Refrigerating Machine
Operating on Solution of Methanol and Lithium
Bromide 4
M. A. Silman. Thermal Characteristic of Ejector
Refrigerating Machine 7
S. I. Surenkov. Influence of Additional Thermal
Load in Domestic Refrigerator on Its Indices 9
A. G. Tkaehev, V. T. Plotnikov. On Thermodynamic
Processes of Conversion of Saline Water
to Fresh 11
M- F. Chopko. Experimental Investigation of Heat
Exchange at Condensation of Freons in
Horizontal Tube 14
A. A. Rabinerson. Calculation of Thermal
Insulation of Refrigerated Rooms on Board Vessel 18
U. E. Talyanker, O. N. Konstantinova. Cascade Unit
for Liquefaction of Carbon Dioxide Gas and
Production of Dry Ice 24
D. M. Dudnik, A. N. Stepanenko. Thermal
Conductivity and Diffusivily of Insulating Materials 27
N. A. Gerasimov, B. N. Malevannij. Rooms with
Air-Radiation System For Intensive Meat
Chilling 29
N. A. Golovkin, O. S. Shagan, L. A. Korzhema-
nova, Z. V. Smirnova. Storage of Poultry at
Temperature Near to Cryoscopic ..... 34
Practice exchange
A. F. Irdeyev. Improvement of Reliability of Seals
for Manually Operated Shutoff Valves . ' . 36
E. A. Malygin. Ultrasound Tinning of
Semi-Conductor Thermal Elements 37
Assistance to Practical Workers
E. I. Andrachnikov, E. B. Makarevich. Sealing
Materials for Freon and Ammonia
Refrigerating Plants 38
Consultation
>4. A. Kyao. Properties of Ammonia .... 40
Book review
D. N. Prilutsky. Dissertations in Refrigerating
Engineering and Technology in 1964-1966. . 42
Miscellany
60-th Anniversary of D. G. Rutov 44
60-th Anniversary of B. S. Weinberg 44
Meeting of the Scientific Council of VNIKHI . . 45
Broadened Meeting of Section of Meat Industry 46
At International Institute off Refrigeration
Papers from USSR to XII International Congress
of Refrigeration 46
Foreign technical news
L Sh. Malkin. Utilization of Sealed Tubes for
Investigation of Chemical Stability of Materials
used for Refrigerating Machines 52
S. K. Anand. Influence of Opening Domestic
Refrigerator Door on Its Operation .... 55
Reference data
E. M. Lyustina. Ammonia Horizontal Shell-and-
Tube Condensers, Type KTG 57
A. I. Shuvalov. Double-pipe Liquid Subcooler . 60
Summaries 61
СОДЕРЖАНИЕ
Задачи' холодильного хозяйства в 1968 г. . . 1
Э. Р. Гросман, В. Я. Журавленко. Исследование
абсорбционной холодильной машины с
использованием раствора метанола и
бромистого лития 4
М. А. Сильман. О тепловой характеристике
эжекторной холодильной машины .... 7
С. И. Суренков. Влияние дополнительной
тепловой нагрузки в домашнем холодильнике
на его показатели 9
А. Г. Ткачев, В. Т. Плотников. К вопросу
термодинамики процессов опреснения воды . . 11
Н. ф. Чопко. Экспериментальное исследование
теплообмена при конденсации фреонов
внутри горизонтальной трубки 14
А. А. Рабинерсон. Расчет теплоизоляции
охлаждаемых судовых помещений .... 18
Ю. Е. Талянкер, О. Н. Константинова.
Каскадная установка для сжижения углекислого
газа и производства сухого льда .... 24
Д. М. Дудник, А. Н. Степаненко.
Теплопроводность и температуропроводность
изоляционных материалов ......... 27
Н. А. Герасимов, Б. Н. Малеванный. Камеры с
воздушно-радиационной системой
интенсивного охлаждения мяса 29
Н. А. Головкин, О. С. Шаган, Л. А. Коржемано-
ва, Ж. В. Смирнова. Хранение птицы при
температуре, близкой к криоскопической . 34
Обмен опытом
А. Ф. Ирдеев. Повышение надежности
сальников ручных запорных вентилей 36
Е. А. Малыгин. Ультразвуковое лужение
полупроводниковых термоэлементов .... 37
В помощь практику
Е. И. Андрачников, Е. Б. Макаревич. Уплотни-
тельные материалы для фреоновых и
аммиачных холодильных установок .... 38
Консультация
Н. А. Кяо. О свойствах аммиака 40
Критика и библиография
Д. Н. Прилуцкий. Диссертации в области
холодильной техники и технологии за 1964—
1966 гг. ... 42
Хроника
К 60-летию Дмитрия Георгиевича Рютова ... 44
К 60-летию Бориса Самойловича Вейнберга . 44
Заседание Ученого совета ВНИХИ 45
Расширенное заседание секции мясной
промышленности 45
В Международном институте холода
Доклады советских специалистов на XII
Международном конгрессе по холоду .... 46
Новости иностранной техники
Л. Ш. Малкин. Применение запаянных трубок
для исследования химической
стабильности материалов холодильных машин . . 52
С. К. Ананд. Влияние открывания двери на
работу домашнего холодильника 55
Справочный отдел
Э. М. Люстина. Конденсаторы КТГ аммиачные
кожухотрубные горизонтальные ... 57
А. И. Шувалов. Противоточный переохладитель 60
Рефераты 61
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Ш. Н. Кобулашвили (главный редактор), Д. Г. Рютоз (зам.
главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), проф. И. С. Бадылькес,
Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, М. Г. Дик, В. А. Дедух, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С.
Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, Р. В. Павлов, Н. В. Померанцева,
проф. Г. Б. Чижов, В. И. Шелапутин, А. П. Шеффер.
Старший редактор Б. А. Полтева Редактор И. В. Кирилина
Технический редактор А. М. Сатарова
Адрес редакции: Москва, ул. Костикова, 12. Телефон Д 0-00-34, доб. 49
Т-18035 Сдано в набор 3/XI—67 г. Подп. в печ. 29/ХИ—67 г.
Формат 84xl08'/i6 Печ. л. 4.=6,72 усл. п. л. Уч.-изд. л. 7,81 Тир. 15350 3. 4526 Цена 50 к.
Типография изд-ва «Московская правда», Потаповский пер., 3.