ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
4"" техника
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
¦ Смирнов Н. В. Работать без отстающих! 2
f Сухов Н. К. Охлаждение молока в колхозах и совхозах —
гарантия сохранения его качества 6
Клименко Б. С, Формин В. П. Холодоснабжение
предприятий молочной промышленности 8
Рахимов X. С, Аюпов А. А., Данилов Р. Л. Каскадная
теплонасосная установка на Пскентском молочном
заводе 10
Смехова Н. Л., Межова С. А. Проектирование установок
технологического кондиционирования воздуха в камерах
созревания сыра 12
Вышемирский Ф. А., Мурашова Р. М., Жага М. М.
Использование жидкого азота в производстве сливочного
масла 15
Кошкин Н. Н., Сысоев В. Л., Аксенов С. П., Кал-
нинь И. М., Софер А. А. Холодильная машина с
поршневым компрессором без смазки 18
Давыдова Н. Ю., Афонская Е. М., Пятигорский Э. А.,
Курьянов А. П. Новые холодильные винтовые
компрессорные агрегаты общепромышленного типа 21
Гопин С. Р., Тихомиров В. А., Рогова В. А.,
Кожевникова В. П., Аверин С. В. Влияние неравномерности поля
скоростей воздуха по фронту конденсатора на работу
холодильного агрегата 25
Тимофеев Г. Д. Анализ удельных расходов
электроэнергии на компрессоры и водяные насосы 29
Кан К. Д. К расчету испарителей с внутритрубным
кипением 34
Сошинский А. Мм Черняева И. Н. Расчет состава
регулируемой газовой среды плодоовощехранилищ 39
Факторова М. М., Киселев Б. Км Гришина Л. Н.
Методика определения неконденсирующихся примесей в
холодильном агрегате бытового холодильника 43
Новые виды продукции
Дьяченко А. Н., Радько Н. Т. Термоэлектрический
воздухоохладитель для системы принудительной
вентиляции самолетов и вертолетов, применяемых в сельском
хозяйстве 46
ОБМЕН ОПЫТОМ
Головацкая Л. А. Эксплуатация приборов автоматики в
системах технологического кондиционирования воздуха 47
Козлов В. Фм Черняковский И. Мм Купершмит Е. И.
Универсальный пульт программного управления
холодильными машинами 48
Чернявский Э. И. Изменение компоновки машинного
отделения кондиционера 1КС-12А 50
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
чДуранов Е. Ф., Горин А. И. О проектировании систем
i электрообогрева грунтов под зданиями холодильников 51
г ИЗОБРЕТЕНИЯ 52, 57, 60
В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Двухгодичные курсы «Комплексная система управления
качеством продукции в пищевой, мясной, молочной и
рыбной промышленности» 53
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Гоголин А. А. Новая книга 55
ХРОНИКА
К 60-летию Валентина Петровича Алексеева 56
К 60-летию Виктора Михайловича Бродянского 57
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Гиндлин И. М. Руководство по холодильному хранению
скоропортящихся продуктов 58
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Сапрыкина С. Н., Афанасьев С. П., Кальви А. Р. Новые
терморегулирующие вентили большой
производительности для R22 61
РЕФЕРАТЫ 62
CONTENTS
Smirnov N. V. То Work With None Lagging Behindl 2
Sukhov N. K. Cooling Milk at Collective and State
Farms — Guarantee of Quality Preservation 6
KHmenko B. S., Formin V. P. Refrigeration Supply to
Enterprises of Dairy Industry 8
Rakhimov K. S., Ayupov A. A., Danilov R. L. Cascade
Heat Pump Plant at Pskent Dairy 10
Smekhova N. L., Mezhova S. A. Projecting Plants for
Technological Air Conditioning in Cheese Ageing Rooms 12
Vyshemirsky F. A., Murashova R. M., Zhaga M. M.
Utilization of Liquid Nitrogen in Production of Butter 15
Koshkin N. N.. Sysoyev V. L., Aksenov S. P., Kal-
nin I. M., Sofer A. A. Refrigerating Machine With
Oil-Free Reciprocating Compressor 18
Davydova N. U., Afonskaya E. M., Pyatigorsky E. A.,
Kuryanov A. P. New Refrigerating General-Purpose
Industrial Screw Compressor Units 21
Gopin S. R., Tikhomirov V. A., Rogova V. A., Kozhev-
nikova V. P., Averin S. V. Influence of Air Rate Field
Irregularity Across Condenser Front Upon Operation of
Refrigerating Unit 25
Timofeyev G. D. Analysis of Specific Consumption of
Electric Energy by Compressors and Water Pumps 29
Kan K. D. Calculation of Evaporators With Boiling
Inside Tubes 34
Soshinsky A. M., Chernyayeva I. N. Calculation of
Controlled Gaseous Atmosphere at Fruit and Vegetable Store 39
Faktorova M. M., Kiselev В. K., Grishina L. N. Method
of Determining Noncondensable Admixtures in
Refrigerating Unit of Household Refrigerator 43
New Production
Dyachenko A. N., Radko N. T. Thermoelectric Air Cooler
for Forced Ventilation of Planes and Helicopters Used
in Agriculture 46
PRACTICE EXCHANGE
Golovatskaya L. A. Operation of Automatic Devices in
Technological Air Conditioning Systems 47
Kozlov V. F., Chernyakovsky I. M., Coopershmit E. I.
Versatile Programme Control of Refrigerating Machines 48
Chernyavsky E. I. Alteration of Arrangement of Machine
Compartment in Air Conditioner 1KC-12A 50
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Duranov E. F., Gorin A. I. Projecting Systems for
Electric Heating of Soil Under Cold Store Buildings
INVENTIONS
51
52, 57, 60
AT SCIENTIFIC TECHNICAL SOCIETY OF FOOD
INDUSTRY
Two-Year Courses «Complex System of Quality Control
in Food, Meat, Dairy and Fish Industry»
BOOK REVIEW
Gogolin A. A. New Book
MISCELLANY
60th Birthday of Valentin Petrovich Alekseyev
60th Birthday of Victor Mikhailovich Brodyansky
AT INTERNATIONAL INSTITUTE
OF REFRIGERATION
Gindlin I. M. Handbook on Refrigerated Storage of
Perishable Products
REFERENCE DATA
Saprykina S. N., Afanasyev S. P., ^Kalvy A. R. New
High-Capacity Thermostatic Expansion Valves
SUMMARIES
53
55
57
58
61
62
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1979 г.

УДК 621.56/.59:637.1
Холодоснабжение предприятий молочной промышленности
Б. С. КЛИМЕНКО, В. П. ФОРМИН
Гипромолпром
В десятой пятилетке намечено значительно
укрепить материально-техническую базу молочной
промышленности. Для этого предусматриваются
реконструкция и техническое перевооружение
действующих и строительство новых
предприятий, дальнейшая концентрация производства
на основе создания крупных предприятий с
высоким уровнем механизации и автоматизации
производственных процессов, что будет
способствовать дальнейшему повышению
производительности труда в молочной промышленности.
Средняя мощность молочных заводов,
строящихся в настоящее время по проектам Гипромолпро-
ма, значительно выше мощности заводов,
построенных в девятой пятилетке.
Гипромолпромом разработан типовой проект
городского молочного завода мощностью 230 т
перерабатываемого молока с выработкой 150 т
цельномолочной продукции и 1,5 т домашнего
сыра в смену. При разработке проекта решалась
не только задача роста производства, но и
задача выпуска молочной продукции высокого
качества. В связи с этим большое внимание было
уделено обеспечению предприятия
рациональной системой холодоснабжения.
Специфика термообработки молока и
молочной продукции в технологических аппаратах
обусловила выбор системы холодоснабжения
с промежуточными хладоносителями.
Для создания низких температур в
емкостных аппаратах — танках, заквасочниках,
ваннах — предусмотрено охлаждение их ледяной
водой с температурой ГС. Для охлаждения
молока и молочных продуктов в пластинчатых
аппаратах применяются ледяная вода и
рассол. Рассолом охлаждаются аппараты для
производства творога, сливок, а также камеры
охлаждения и хранения молочной продукции с
температурой воздуха 0°С, оборудуемые
подвесными воздухоохладителями типа ВОП.
Использование рассола для охлаждения
камер вызвано тем, что рядом с камерами обычно
располагаются аппараты, к которым подается
рассол, тем самым исключается прокладка
дополнительных трубопроводов. Применение
схемы с непосредственным кипением аммиака в
воздухоохладителях потребовало бы
дополнительной прокладки аммиачных трубопроводов
по цехам завода, а также установки
дополнительного оборудования в компрессорной.
Камера масла с температурой —15°С,
значительно удаленная от компрессорной,
снабжается холодом от децентрализованной
холодильной установки, которая размещена в
непосредственной близости от нее. Децентрализованная
холодильная установка включает холодильные
машины ФМ-45, работающие на хладоне с
использованием промежуточного хдадоносителя.
Система оборотного водоснабжения
децентрализованной установки состоит из
вентиляторной градирни типа ГПВ, установленной на
кровле здания, насосов и бака оборотной воды.
Снабжение холодом основных потребителей
осуществляется из аммиачной компрессорной.
В машинном отделении (рис. 1) размещаются
одноступенчатые аммиачные
автоматизированные агрегаты с винтовыми компрессорами
А350-7-1 и А350-7-3, вырабатывающие холод при
температурах кипения 0, —8 и —15°С.
Максимальная часовая нагрузка по заводу
соответственно составляет: 706 кВт F07 тыс. ккал/ч),
2742 кВт B358 тыс. ккал/ч), 712 кВт
F12 тыс. ккал/ч).
=3г
¦^Г"
=7^
Щг
000 00 00001
С ЖЖ, ЖЖ, /^Т\
?^3- Н^Ё* -еЛэ-€^8ЙЗ
М ; Ш =М=
^-4- i1
10\
Z
дОООО
Рис. 1. Машинное отделение:
/ — холодильный агрегат А350-7-1; 2 — холодильный агрегат
А350-7-3; 3 — ресивер 0,75 РД для чистого и отработанного
масла; 4 — шестереночный насос; 5 — отделитель жидкости
200 ОЖг; 6 — панельный испаритель 320ИП; 7 — панельный
испаритель 240ИП; 8 — кожухотрубный испаритель ИКТ-250;
9 — насос 5НДв-60; 10 —бак для рассола; 11 — насос 2КМ-20/30;
12 — отстойник OOP.
8

Схема предусматривает возможность работы
одного агрегата А350-7-1 как на температуру —8,
так и на — 15°С.
Ледяная вода охлаждается в аммиачных
панельных испарителях 320ИП и 240ИП, а
рассол — в кожухотоубных испарителях ИКТ-250.
Для пополнения маслосистемы компрессоров
и сбора отработанного масла служит
централизованная система, состоящая из емкостей чистого
и отработанного масла, а также шестереночных
насосов. Рассол необходимой концентрации
приготавливают в специальной емкости и затем
подают его в сеть.
Испарительные конденсаторы ЭВАКО-400,
аммиачные ресиверы и насосы оборотного
водоснабжения размещены на наружной площадке
(рис. 2) совместно с вентиляторными
градирнями типа ГПВ, в которых охлаждается вода,
поступающая в маслоохладители агрегатов
А350-7. Такое решение дало возможность
сократить полезный объем машинного отделения,
уменьшить его аммиакоемкость и максимально
сократить длину трубопроводов оборотного
водоснабжения путем размещения насосов под
конденсаторами. Одновременно значительно
сократился расход циркулирующей и свежей
воды.
6000
Рис. 2. Конденсаторная установка и насосная:
/ — испарительный конденсатор ЭВАКО-400; 2 — пленочная
вентиляторная градирня ГПВ-320; 3 — аммиачный ресивер
5РД; 4 — аммиачный ресивер 3,5 РД; 5 — рампа для
заполнения аммиаком; 6 — маслосборник 300 СМ; 7 —
воздухоотделитель BT-1; 8 — бак для оборотной воды; 9 — насос оборотной
воды 4КМ-90/35; 10 — электрощитовая.
Рядом с ресиверами, находящимися под
площадкой, установлены воздухоотделители ВТ-1
и коллектор для заполнения системы аммиаком.
Ко всем аппаратам подведены трубопроводы
высокого и низкого давления для дренажа
аммиака и выпуска масла.
Использование в проекте агрегатированного
холодильного оборудования позволяет
значительно упростить монтаж и облегчить
эксплуатацию холодильной^ системы.
По сравнению с предыдущими годами
значительно увеличился выпуск отечественными
заводами автоматизированных агрегатов,
обновлен парк компрессоров. Однако в связи с ростом
мощностей предприятий холодопроизводитель-
ность выпускаемого оборудования становится
недостаточной. Так, холодопроизводительность
поршневого компрессора в настоящее время не
превышает 372 кВт в стандартном режиме, а
агрегата с винтовым, компрессором 406 кВт.
Это приводит к увеличению количества
устанавливаемых компрессоров и комплектующей
теплообменной и емкостной аппаратуры,
размеров компрессорных, штата обслуживающего
персонала, так как и компрессорные большой
мощности трудно поддаются полной
автоматизации. Пробел от холодопроизводительности
поршневого компрессора! до
J[холодопроизводительности турбокомпрессора остается не
заполненным. Для молочной промышленности уже
необходимы компрессоры по 580 кВт и более
в стандартном режиме с регулируемой холодо-
производительностью.
Основным хладоносителем на предприятиях
молочной промышленности является!ледяная
вода с температурой ГС, которая
приготавливается в аммиачных панельных f испарителях.
Эти аппараты громоздки и занимают большую
площадь. Необходимо вернуться к вопросу
создания компактных водоохлаждающих машин
большой производительности для получения
ледяной воды.
В настоящее время холодильные установки
предприятий молочной промышленности
оснащены большей частью горизонтальными кожу-
хотрубными конденсаторами и вентиляторными
градирнями. С выносом конденсаторов на
наружную площадку на генплане появляются два
места, занятые холодильным \ оборудованием,—
конденсаторная установка и градирня.
Применение испарительных конденсаторов дает
возможность значительно сократить площадь под
конденсаторы и градирни.
Преимуществом испарительных
конденсаторов перед кожухотрубными является также
сокращение расходов циркулирующей оборотной
и свежей воды, электроэнергии на насосы
оборотного водоснабжения, протяженности и
диаметров магистральных трубопроводов.
2 Холодильная техника № 4
9

Отсутствие отечественных испарительных
конденсаторов большой производительности и
ограниченные поставки их из ВНР требуют
принятия решения о выпуске отечественных
аппаратов.
Применение кожухотрубных конденсаторов
затрудняется из-за отсутствия градирен
заводского изготовления производительностью более
370 кВт. В связи с этим необходимо разработать
и наладить производство таких градирен.
Молочное производство характеризуется
крайней неравномерностью холодильных
нагрузок. В течение суток имеют место два
пиковых периода, превышающих среднечасовую
нагрузку в два с лишним раза. При подборе
холодильного оборудования по максимальным
нагрузкам часть его значительное время
простаивает. Для решения проблемы необходим
испаритель — аккумулятор ледяной воды.
Использование, после трудоемкой
реконструкции, панельных испарителей в качестве
аккумуляторов холода не дает желательного
эффекта, так как сокращенная поверхность
охлаждения не позволяет получить достаточное
количество ледяной воды. К тому же панельные
испарители очень громоздки.
Применение децентрализованного холодо-
снабжения отдельных камер с использованием
холодильных машин на хладоне сдерживается
отсутствием воздухоохладителей с большой
поверхностью охлаждения. Целесообразность
X. С. РАХИМОВ, канд. техн. наук А. А. АЮПОВ
Центральное конструкторское проектно-технологиче-
ское бюро Узминмясомолпрома
Канд. техн. наук Р. Л. ДАНИЛОВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Центральным конструкторским проектно-тех-
нологическим бюро Узминмясомолпрома
совместно с Ташкентским политехническим
институтом и ВНИХИ разработана каскадная
установка, предназначенная для комплексной тепловой
и холодильной обработки молока при его
пастеризации и охлаждении, а также обслуживания
пяти камер хранения молочных продуктов с
общей поверхностью приборов охлаждения
140 м2.
децентрализованного холодоснабжения
состоит в том, что исключается транспортировка
хладагента на значительное расстояние через
технологические цехи предприятия, уменьшается
количество монтируемых трубопроводов. В
машинном отделении число параметров
вырабатываемого холода и устанавливаемого
оборудования сокращается до минимума.
Децентрализованное холодоснабжение камер
с различными температурными режимами
получит особенно широкое применение, когда
появится ряд автоматизированных
скомпонованных в один агрегат холодильных машин
различной производительности.
В настоящее время Гипромолпром работает
над технико-экономическим обоснованием
размещения молочных предприятий в
одиннадцатой пятилетке и в перспективе до 1990 г. В этот
период получит дальнейшее развитие
концентрация и специализация производства, еще
больше возрастут мощности молочных заводов, а
следовательно, и потребнсукти их в
высокопроизводительной холодильной технике.
Задача технологических проектных
организаций, разрабатывающих проекты предприя
тий молочной промышленности, и проектно-
конструкторских организаций, работающих над
холодильным оборудованием, — согласовать и
сосредоточить свои усилия на ^создании новых
экономичных машин и аппаратов для
централизованного и децентрализованного
холодоснабжения молочных предприятий.
С помощью установки получают 1,5 м3/ч воды
с температурой 40—65°С для мытья полов,
технологического оборудования, фляг,
молоковозов и др. и 29 м3/ч с температурой 90°С для
пастеризатора-охладителя. Установка испыта-
.на на Пскентском низовом молочном заводе
Алмалыкского гормолзавода и принята
ведомственной комиссией.
На завод в течение суток поступает до 12 000 л
молока в летнее время и до 6000 л в зимнее.
В нижней ветви каскадной установки (см.
рисунок) применена аммиачная холодильная
машина, в верхней — фреоновая.
Аммиачная холодильная машина содержит
два компрессора А110-3 (один резервный),
кожухотрубный конденсатор и рассольный па-
УДК 621.565.9:637.131
Каскадная теплонасосная установка на Пскентском молочном заводе
10

DHa мойку
гшйл
-Цг— Газообразный аммиак
15 —Ш—Жидкий аммиак .
а У Молоко -№-газообразный хладом
В камера /а * -Щ-Жидкии хладом ¦
&#- Горячая'йода -28—Холодный рассол
-^^ Холодная вода -28с-0тепленный рассол
Принципиальная схема установки комплексного тепло-
хладоснабжения Пскентского низового молочного
завода:
1 — рассольный насос; 2 — панельный исп аритель; 3 —
регулирующий вентиль; 4 — ресивер; 5 — конд енсатор; 6 —
компрессор А110-3; 7 — отделитель жидкости; 8 — маслоотделитель
OMM-70; 9 — предконденсатор; 10 — водяной бак; 11 —
компрессор 2ФУУБС18; 12 — фреоновый конденсатор; 13 —
фреоновый ресивер; 14 — водяной насос; 15 —
пастеризатор-охладитель; 16 — конденсатор-испаритель; 17 — бак.
нельный испаритель, фреоновая — три бессаль-
никовых компрессора 2ФУУБС18 и три кожухо-
трубных конденсатора. Обе ветви объединены
трехсекционным конденсатором-испарителем
типа «труба в трубе», изготовленным из
аммиачного переохладителя 16ПП с межтрубной
теплообменной поверхностью 25 м2 и наружной
38 м2. Конденсатор-испаритель размещен в
баке с водой, которая нагревается до 35°С.
На нагнетательной линии нижней ветви
смонтирован предконденсатор с теплообменной
поверхностью 1,8 м2, в котором используется
теплота перегрева паров аммиака для
предварительного нагревания воды, направляемой на
пастеризацию молока.
В верхней ветви установки использована
смесь R142 G0%) и R11 C0%), которая
практически подчиняется закону Рауля.
Возможность, использования указанной
смеси в верхней ветви установки была проверена на
экспериментальной модели установки,
смонтированной в проблемной лаборатории кафедры
«Холодильные и компрессорные машины и
установки» Ташкентского политехнического
института. При этом было установлено, что при
указанном соотношении компонентов смеси
температура конденсации достигает 95°С. Такая
температура конденсации позволяет получать
горячую воду с температурой 87—90°С и
использовать ее для пастеризации молока.
Установка работает следующим образом.
Пары аммиака из панельного испарителя 2
отсасываются компрессором 6 через отделитель
жидкости 7 и нагнетаются через
маслоотделитель 8 и предконденсатор 9 в
конденсатор-испаритель 16, в котором конденсируются, испаряя
смесь R142 и R11, находящуюся в трубном
пространстве конденсатора-испарителя. Жидкий
аммиак через регулирующую станцию
подается снова в испаритель 2.
Образующиеся в конденсаторе-испарителе 16
пары R142 и R11 отсасываются компрессорами
11 и нагнетаются во фреоновые конденсаторы 12,
в которых, конденсируясь, нагревают
циркулирующую воду. Жидкая смесь хладагентов
через дроссельный вентиль снова подается в
конденсатор-испаритель.
Теплая вода из бака 17
конденсатора-испарителя подается для догревания в
предконденсатор 9 и затем используется для санитарно-тех-
нических нужд завода. Горячая вода из
фреоновых конденсаторов 12 направляется в
пастеризатор-охладитель 15, а затем в аммиачный
предконденсатор 9, в котором предварительно
нагревается за счет теплоты перегрева аммиачных
паров. Из предкондеггсатора 9 она забирается
водяным насосом 14 и снова поступает в
конденсаторы 12.
Холодный рассол из испарителя 2 забирается
рассольным"насосом / и подается в пастеризатор-
охладитель молока и в холодильные камеры,
откуда отепленным сливается в испаритель 2.
Если работает только нижняя ветвь установки,
то пары аммиака после компрессора 6
направляются в конденсатор 5, в котором
конденсируются оборотной водой.
Ниже приводятся опытные «данные,
характеризующие работу установки.
Температура молока, °С
начальная 26
конечная 4
Температура пастеризации, °С 90
Количество обрабатываемого молока, л/ч 3000
Верхняя ветвь каскада
Температура воды, °С
на выходе из конденсатора 93
на входе в конденсатор 90,6
Количество циркулирующей горячей воды, м3/ч 29
Теплосъем на конденсаторах, кВт 80,7
Теплосъем на предконденсаторе, кВт 3,5
Потребляемая мощность, кВт 20,1
Давление, кПа
кипения 270
конденсации 1570
Нижняя ветвь
Температура хладоносителя, °С
на выходе из испарителя —7,4
на входе в испаритель 3,7
Давление, кПа
конденсации 1360
кипения 320
Количество циркулирующего хладоносителя, м3/ч 5,2
Температура воды, °С
на выходе из бака конденсатора-испарителя 35
на входе в бак конденсатора-испарителя 16
2*
и

Теплосъем с конденсаторной части конденсатора-
испарителя на нагрев воды, кВт 33,14
Холодопрэизводительность, кВт 63,5
Потребляемая мощность, кВт 34
Расход электроэнергии на 1 т обрабатываемого
молока, кВт-ч 18,03
На основе проведенных испытаний были
определены значения коэффициентов
преобразования и совмещенного цикла.
Коэффициент преобразования
QT
ф:
2jV„
2,17,
где QT — суммарная теплопроизводительность, кВт;
%Ne — потребляемая мощность на обеих ветвях, кВт.
Коэффициент совмещенного цикла:
Qo + Qt
[i =
ZAL
3,34,
где Q0 — холодопроизводительность установки, кВт.
Эксплуатация установки подтвердила, что
она полностью обеспечивает потребности
низового молочного завода в тепле и холоде на
необходимых температурных ^уровнях. При этом
достигается значительный экономический
эффект по сравнению с раздельным производством
холода в компрессионной машине и тепла в
паровом котле. Установка менее металлоемка.
Металлоемкость котельной на чПскентском
низовом ^молочном заводе с учетом резервуаров для
жидкого топлива составляет около 25 т, в то
время как металлоемкость теплонасосной
установки около 7,5 т.
После внедрения установки значительно
сократилось потребление жидкого топлива в
котельной, так как термообработка молока
проводится с помощью каскадной теплонасосной
установки, а горячая вода, получаемая в
котельной, используется только для производства
плавленого сыра.
При эксплуатации установки в течение семи
месяцев не наблюдалось образования водяного
камня на поверхности конденсатора-испарителя.
Экономическая эффективность, теоретически
рассчитанная и подтвержденная эксплуатацией
промышленной установки, составила 6,4лруб.
на 1 т перерабатываемого молока.
В настоящее время завершаются работы по
сдаче в й эксплуатацию вновь строящегося Бу-
кинского низового молочного завода Алмалык-
ского гормолзавода, на котором котельная
отсутствует, а производство теплой и горячей воды
будет осуществляться только теплонасосной
установкой. *г
Установка может быть также использована1 на
молочно-животноводческих фермах и в любой
другой отрасли, где необходимо одновременное
потребление тепла и холода.
Готовится документация для серийного^
выпуска установки.
УДК 628.84.001.12:637.333.92
Проектирование установок технологического
кондиционирования воздуха в камерах созревания сыра
Н. Л. СМЕХОВА, С. А. МЕЖОВА
Гипромолпром
Большое значение для правильного созревания
твердых сычужных сыров имеет точное
поддержание в камерах созревания температурно-
влажностных режимов, соответствующих
технологической инструкции. В связи с этим
проектами, разработанными после 1966 г., в
камерах созревания сыродельных заводов
предусматривается кондиционирование воздуха.
Применение установок кондиционирования
воздуха обеспечивает автоматическое
поддержание оптимальных параметров в камерах,
позволяет улучшить санитарно-гигиенические
условия, сократить ^количество трудоемких
операций по |уходу *за сырами, увеличить выход
сыра высшего сорта.
На сыродельных заводах применяют местные
кондиционеры с установкой для каждой камеры
самостоятельного кондиционера. Выбор
местных кондиционеров обусловлен спецификой
производства и рядом других причин:
большим различием температурно-влажност-
ных режимов в камерах;
сезонностью производства сыра —
сокращением его выпуска в переходное и зимнее время
и тем самым уменьшением числа работающих
камер;
часто отдаленным расположением камер друг
от друга;
отсутствием места для прокладки подающих и
рециркуляционных воздуховодов больших
сечений;
уменьшением возможности проникновения
12

запахов и микрофлоры из одной камеры в
другую;
удобством использования их ла действующих
заводах, где для центральной системы с
воздуховодами требуется большой объем строительно-
монтажных работ.
При составлении балансов тепла и влаги,
расчете воздухообменов и подборе кондиционеров
для камер созревания сыра учитывают
следующие теплопоступления:
от загружаемого в камеру сыра — они
зависят от количества и температуры сыра. При
этом следует учесть, что сыр может поступать из
солильного отделения или из теплых камер в
холодные камеры, а также, что в процессе созре-
I вания сыр проходит обработку на
механизированной линии, в результате которой его
температура повышается до 20°С. Принимают во
внимание также теплопоступления от
контейнеров для сыра (отдельно от металлической
и деревянной частей);
через наружные и внутренние ограждения —
они зависят от теплотехнических свойств
ограждений и их габаритных размеров.
Коэффициент теплопередачи наружных стен не должен
превышать 0,35—0,41 Вт/(м2-К), а покрытий —
0,29 Вт/(м2-К), при температуре наружного
воздуха —30°С. При подсчете теплопоступлений
через внутренние ограждения температура
воздуха в производственных цехах
принимается на 3—5°С выше, чем расчетная температура
для систем кондиционирования воздуха.
Необходимо учитывать также влияние солнечной
радиации;
через открывающиеся двери — они зависят
от площади камеры и количества дверей;
теплопоступления от электрического
освещения — они зависят от площади пола и
освещенности, которая обычно принимается 10 Вт/м2;
от работающего персонала, хотя они
сравнительно невелики;
от электродвигателей электропогрузчиков и
электроштабелеров — они зависят от
потребляемой мощности и составляют 10—13% от
суммарных теплопоступлений;
I от электродвигателя кондиционера при его
установке непосредственно в обслуживаемой
камере — они зависят от его установочной
мощности;
от наружного воздуха, который подается в
камеры в соответствии с технологическими
требованиями в количестве 10-кратного обмена в
сутки, т. е. около 0,5 объема в час. При этом
количество наружного воздуха остается
постоянным в течение года.
Кроме теплопоступлений, в расчетах
учитывают влаговыделения. Заметным источником
влаговыделения является сам сыр, который в
процессе созревания может терять часть
содержащейся в нем влаги, в результате чего
происходит его усушка, зависящая от сорта сыра и
колеблющаяся от 0,5% в холодной камере до
3—3,5% в теплой. Влагоприток в камеру может
быть через открывающиеся двери — он зависит
от площади пола и количества дверей. Следует
учитывать также влаговыделения от
работающих людей.
Усушка сыра и качество его поверхности
зависят от скорости движения воздуха. По
данным отечественной и зарубежной практики,
кратность циркуляции должна составлять
не менее 8—12 объемов в час. При этом доля
наружного воздуха составляет около 5%.
Вытяжка воздуха из камер созревания не
предусматривается во избежание разрушения
подпора, предохраняющего камеры от
проникновения в них теплого загрязненного воздуха из
отделения мойки, с улицы и из других
помещений с худшими санитарными условиями.
10—12 лет назад в камерах ^зревания сыра
применяли местные неавтономные
кондиционеры КН, серийно выпускавшиеся
Домодедовским машиностроительным заводом
«Кондиционер». В настоящее время выпускается
модернизированная конструкция этого
кондиционера — КНУ.
Кондиционеры КНУ предназначены в
основном для комфортного кондиционирования, и
обеспечить с их помощью необходимые
параметры в камерах созревания сыра достаточно
сложно. Основная причина — более высокая, чем
предусматривается проектом, температура
ледяной воды: не 2, а 4—5°С.
В связи с этим ВНИХИ была разработана
конструкция кондиционеров, предназначенных
специально для сыродельной промышленности:
КТР — кондиционер технологический
рассольный.
Кондиционеры КТР разработаны двух
типоразмеров — производительностью по воздуху
7000 и 13 000 м3/ч и по холоду соответственно
22,5 и 30,0 кВт.
Недостатком этих кондиционеров является
отсутствие камеры смешения наружного и
рециркуляционного воздуха, они рассчитаны^ на
полную рециркуляцию. В связи с этим Гипро-
молпромом для кондиционеров КТР
разработана специальная смесительная секция, в
которой наружный воздух смешивается с
рециркуляционным перед поступлением в
воздухоохладитель.
Кондиционеры КНУ и КТР можно
устанавливать или непосредственно в обслуживаемом
помещении, или в вентиляционной камере. При
этом кондиционеры КТР могут быть как
напольные, так и подвесные. Со всех точек зрения —
санитарно-гигиенической, эксплуатационной и
эстетической — размещать кондиционеры целе-
13

сообразно в специально выделенных
помещениях.
Работа кондиционеров КТР
автоматизирована. Схема автоматизации обеспечивает их
устойчивую работу при температурах 10—16°С
и влажности 75—95%.
В комплекте оборудования для сыродельных
заводов ВНР поставляет нам венгерские
рассольные кондиционеры КЛ. Это местные
неавтономные кондиционеры.
Кондиционеры КД рассчитаны на
поддержание температуры внутреннего воздуха 10—12
и 12—14°С. При необходимости они могут
быть переключены на режим хранения 5°С.
Недостатком кондиционеров КЛ является
сравнительно малый съем холода с 1 м3
воздуха — у кондиционеров производительностью по
воздуху 20 000 м3/ч он составляет всего 7,5 кДж.
В связи с этим на некоторых сыродельных
заводах в секцию подогрева в летнее время
подают рассол. Кроме того, эти кондиционеры
можно устанавливать только непосредственно в
обслуживаемом помещении, так как решетки,
через которые воздух поступает в кондиционер,
располагаются с трех сторон и конструктивно
затруднительно подвести рециркуляционный
воздух.
В настоящее время развитие техники
кондиционирования воздуха идет по двум
направлениям. Наряду с дальнейшим
усовершенствованием конструкций неавтономных
кондиционеров с централизованным холодоснабжением
разрабатываются конструкции местных
автономных кондиционеров на хладагенте R12. На базе
фреоновых холодильных машин ХМ1-20 и
СРЭХ2-1-0 ВНИХИ созданы системы
технологического кондиционирования воздуха,
предназначенные для автоматического поддержания
заданных температурно-влажностных
параметров воздуха в камерах созревания сыра.
Холодильные машины ХМ1-20 и СР9Х2-1-0
поставляются Мелитопольским заводом
холодильного машиностроения в ^полностью агрега-
тированном виде. Производительность систем
по воздуху 9000, 12 000 м3/ч, по холоду 26,7,
41 ккал/ч. Исполнение машин позволяет
устанавливать их вне камеры и непосредственно
в самой камере.
Для поддержания равномерных параметров
воздуха по всему объему камеры решающее
значение имеет правильно выбранный способ
раздачи воздуха.
До последнего времени проектировали подачу
приточного воздуха в верхнюю зону через
горизонтальный воздуховод, проложенный в
проходах между стеллажами, с боковой
равномерной раздачей воздуха. Воздух на рециркуляцию
забирается также из верхней зоны.
При этом способе воздухораспределения
температура подаваемого воздуха на 2—4°С ниже,
чем температура внутреннего воздуха в камере,
поэтому подаваемый воздух как более тяжелый
опускается вниз.
Практика эксплуатации систем
кондиционирования воздуха с указанным способом раздачи
воздуха показала, что температура воздуха в
верхней зоне на 2—4°С выше температуры в
нижней зоне, следовательно, не соблюдается
оптимальный режим по высоте и объему камеры.
Для камер созревания сыра, все рабочее
пространство которых заполнено стеллажами с
контейнерами сыра, определенной перспективой
обладает способ раздачи воздуха через пристен-.
ные эжекционные панельные воздухораспредели-*
тел и (ВПЭП) с закручивателями, в которых
происходит интенсивное затухание
закрученных струй, в связи с чем скорость воздуха падает
и поток выравнивается на незначительном
расстоянии от воздухораздающей поверхности.
Воздухораспределители ВПЭП просты,
надежны в работе, компактны, не требуют
значительного расхода металла.
ВПЭП состоит из короба со вставленными воз-
духораздающими панелями. Воздухораздаю-
щая ^панель представляет собой сварную
конструкцию, собираемую из унифицированных
секций, изготовленных из стального листа.'В
секции имеются отверстия под закручиватели
с шагом 100 мм. Закручиватели с внутренним
диаметром 75 мм выполняются из пластмассы.
Специальные выступы на наружной поверхности
обечайки обеспечивают надежное крепление
закручивателя в отверстии панели.
В настоящее время заводы приступили к
серийному изготовлению штампованных
металлических панелей с закручивателями.
Воздух поступает в камеру через
воздухораспределители, установленные с одной стороны
ее, и затем направляется на рециркуляцию
через воздухораспределители, расположенные
с противоположной стороны.
Для выравнивания температуры и влажности
в камере следует применять способ реверсивноШ
подачи и удаления воздуха, при котором
направление движения воздуха меняется через
каждые 15—30 мин с помощью установленных на
воздуховодах воздушных заслонок с
электроприводом.
Стеллажи и контейнеры, заполненные сыром,
создают значительное сопротивление для
прохода воздуха. В связи с этим, чтобы
предотвратить протекание части подаваемого воздуха в
пространство между верхней полкой с сыром и
потолком, промежуток вдоль ряда стеллажей
должен быть перекрыт уплотняющими
устройствами.
14

При таком способе раздачи воздух,
поступающий в камеру, пройдет через межполочное
пространство каждого ряда стеллажей по всему
живому сечению камеры.
Для проверки эффективности этого способа
раздачи воздуха ВНИХИ намечено построить
Канд. техн. наук Ф. А. ВЫШЕМИРСКИЙ,
канд. техн. наук Р. М. МУРАШОВА, канд. техн. наук
М. М. ЖАГА
Научно-производственное объединение «Углич»
Как инертный газ без запаха и вкуса азот может
непосредственно контактировать с пищевыми
продуктами, не вызывая вредных реакций. Это
обусловило применение его в производстве
пищевых аэрозолей, а также для охлаждения,
замораживания и хранения (в качестве компонента
регулируемой газовой среды) скоропортящихся
продуктов.
Применение сжиженных инертных газов
создало предпосылки для развития новых методов
замораживания расплавленного жира и жиро-
подобных веществ в распыленном состоянии,
низкотемпературного гранулирования жидких
и пастообразных мясных и молочных продуктов.
В НПО «Углич» изучались возможность и
целесообразность использования азота в
производстве сливочного масла. Поиск вели в трех
направлениях: замораживание сливок в
атмосфере азота в целях их длительного хранения;
охлаждение сливок для ускорения процесса
созревания; преобразование высокожирных
сливок в масло в атмосфере азота.
Замораживание летних сливок и
последующее их использование зимой позволяют
улучшить качество вырабатываемых продуктов и
способствуют выравниванию сезонности
производства. Это стало широко применяться в
европейских странах с развитой молочной
промышленностью (например, в Нидерландах,
Дании, ФРГ).
Наиболее распространен способ
замораживания сливок в блоках массой 10—25 кг как более
простой и дешевый, хотя он имеет существенные
недостатки, в частности из-за длительности
процесса C6—48 ч) повышается дестабилизация
жировой эмульсии. Для ускорения
замораживания применяют пластинчатые морозильные
аппараты (например, фирмы «Альфа Лаваль»),
в которых процесс длится всего 1,5 ч.
Чтобы предупредить дестабилизацию жира,
в последние годы сливки стали замораживать
модель камеры, в которой можно будет
всесторонне испытать воздухораспределители ВПЭП.
Если результат проверки окажется
положительным, разработанный способ раздачи воздуха
можно будет рекомендовать для сыродельных
заводов.
в виде чешуек, порошка, хлопьев. Замораживание
чешуйками осуществляется в аппаратах
барабанного типа (с внутренней циркуляцией
хладагента с температурой —30°С), толщина заморажи-
* ваемого слоя 1,2—1,5 мм. В течение 30 с сливки
охлаждаются и замораживаются до —18°С. За-
» мораживание сливок в виде порошка
достигается созданием противотока продукта и
хладагента, в качестве|которого в большинстве случаев
i служит холодный газ, образовавшийся вследст-
[ вие испарения жидкого азота или жидкой
двуокиси углерода. Опыты по замораживанию сливок в
виде порошка ^проведены в СССР [4], Японии и
{ других странах.
В НПО «Углич» разработан способ быстрого
замораживания сливок в виде хлопьев контакт-
: ным способом в низкотемпературном поле,
Образуемом при испарении в замкнутом контуре
жидкого азота [1]. Сливки замораживают в
мелкодисперсном состоянии до температуры —10 -г-
: Ч 30°С. Процесс осуществляется в две стадии:
* охлаждение пастеризованных сливок до 10—
12°С и последующее замораживание в атмосфере
[ азота. Замораживается продукт практически
мгновенно.
Изучено влияние жирности сливок и
температуры замораживания на степень
дестабилизации жировой эмульсии. Установлено, что с
повышением жирности в интервале температур
1 35—60°С степень разрушения жировой
эмульсии увеличивается независимо от способа замо-
3 раживания. В табл. 1 для сравнения приведены
данные по замораживанию сливок в блоках,
полученные Л. К. Марьинской, и хлопьями,
полученные Б. Н. Автандиляном.
Четкой зависимости степени дестабилизации
s жировой эмульсии сливок от температуры их
е замораживания не установлено.
* Замороженные хлопьями сливки представ-
* ляют собой сыпучую массу, которую легко
можно спрессовать в блоки и герметически упа-
е ковать их в мешки из полимерных материалов.
Замена воздуха в изолированном пакете
газообразным азотом является дополнительным фак-
, тором снижения окисляемости продукта. Уста-
ь новлена целесообразность добавления в сливки,
УДК 637.23:621.564.27
Использование жидкого азота в производстве сливочного масла
15

Таблица 1
Способ
замораживания
В блоках
Хлопьями
Жирность
сливок, %
45
65
32
42
60
Количество
эмульгированного жира, %
до
замораживания
81,4
90,6
95,0
85,7
80,0
после
замораживания
35,0
14,3
83,6
82,2
65,0
выработанные из молока, полученного в
стойловый период года, 20—40% летних сливок,
хранившихся в замороженном состоянии.
Более 32% масла в стране вырабатывается
сбиванием, из них 18% с помощью непрерывно-
действующих масл ©изготовителей. Выработка
масла этим способом постоянно растет, однако
эффективность производства значительно
снижается вследствие длительности A0—15 ч и
более) низкотемпературной подготовки сливок к
сбиванию что нарушает поточность процесса
и увеличивает капитальные и
производственные затраты.
Интенсифицировать процесс подготовки
сливок к сбиванию можно охлаждением их в
атмосфере азота [2]. Сливки в этом случае
практически мгновенно охлаждаются до любой
заданной температуры.
Предлагаемый способ проверен на сливках
жирностью 35—40 %, кислотностью 12— 15°Т,
с йодным числом молочного жира 36—42.
В процессе работы установлена
целесообразность двухстадийного охлаждения сливок:
предварительное охлаждение от температуры
пастеризации до 18—20°С в обычных
теплообменниках существующих конструкций и
последующее доохлаждение в распыленном состоянии до
2—4°С в специальном аппарате в парах азота
(оптимальный технологический режим).
Основными показателями,
характеризующими подготовленность сливок к сбиванию,
являются: степень дестабилизации жировой
эмульсии и отвердевания жира, дисперсность
жировой фазы.
При охлаждении сливок на второй стадии до
температуры 2—10°С степень отвердевания жира
увеличивалась с 27,2 до 49,5%, а количество
эмульгированного жира уменьшалось с 91,5 до
85,2%. Одновременно наблюдалась агрегация
жировых частиц: уменьшалось количество
мелких жировых шариков (диаметром менее 5 мкм)
с 59,7 до 32,6% и увеличивалось количество
крупных (диаметром более 5 мкм) с 40,3 до
67,4%. Средний диаметр жировых шариков
возрастал с 6,4 до 8,7 мкм.
В сливках, подготовленных традиционным
способом (контроль), степень отвердевания жира
составляла 48,1%, количество мелких жировых
шариков — 33,8, крупных — 66,2,
эмульгированного жира — 86,7%; средний диаметр
жировых частиц равнялся 8,45 мкм.
После охлаждения сливки перемешивали
механическим способом в течение 4—6 мин, что
способствовало интенсификации их физического
созревания.
Затем сливки подогревали до температуры
сбивания и направляли на сбивание.
Масло, выработанное с применением нового
способа подготовки сливок, по органолепти-
ческим показателям практически не
отличалось от контрольных образцов и было оценено
высшим сортом.
Фазовотермическим анализом опытных
образцов масла установлена дифференциация
отвердевшего жира с образованием трех групп
глицеридов — низко-, средне- и высокоплавких.
Рентгеноструктурными исследованиями как в
опытных, так и в контрольных образцах масла
зарегистрированы стабильные р'- и fi-полиморф-
ные модификации отвердевшего жира. Это
свидетельствует об однотипности последующих
фазовых превращений молочного жира в
масле как при быстром охлаждении сливок в
атмосфере азота, так и при охлаждении их в
теплообменниках существующих конструкций.
Учитывая, что в стране около 68% масла
вырабатывают способом преобразования
высокожирных сливок, была изучена возможность
совершенствования его путем диспергирования
высокожирных сливок в среде азота с
получением при их охлаждении в качестве
промежуточного продукта масляного зерна (как и при
традиционном способе f производства) и его
механической обработки. При этом сливки охлаждают
в виде распыленных, частиц A0—200 мкм) во
взвешенном состоянии без механического
перемешивания. Это значительно задерживает
разрушение жировой эмульсии и создает
условия для кристаллизации жира в отдельных
жировых шариках, что является принципиальной
отличительной особенностью предложенного
способа.
Созданный для этой цели маслообразователь
(см. рисунок) состоит из вертикальной камеры
охлаждения, оборудованной испарителем
жидкого азота, системой распылителей
высокожирных сливок и устройством для
транспортировки масляного зерна, и шнекового обработ-
ника [3].
Так как сливки и жидкий азот подаются в
аппарат сверху, охлаждение происходит при
прямоточном движении продукта и хладагента^
к

Маслообразователь с охлаждением высокожирных сли>
вок в атмосфере азота:
/ — камера охлаждения; 2 — скребок; 3 — изоляция; 4 —
рубашка; 5 — смотровой люк; 6 — привод скребка; 7 — моечное
устройство; 8 — станина; 9 — камера механической обработки;
10 — вакуум-камера; // — обработник; 12 — шнеки обработ-
ника; 13 — привод шнеков обработника.
При этом в верхней части камеры
обеспечивается массовая кристаллизация глицеридов
молочного жира. В зоне обработки
промежуточного продукта температура газового потока
наиболее высокая.
Масляное зерно, получаемое при охлаждении
диспергированных высокожирных сливок во
взвешенном состоянии в атмосфере азота, по
внешнему виду напоминает масляное зерно,
образованное при сбивании сливок средней
жирности в маслоизготовителях. Слипание
охлажденных частиц высокожирных сливок
обусловливает зернистую структуру масляного
зерна, прочность связей которой определяется,
при прочих равных условиях, температурным
фактором. Если при охлаждении высокожирных
сливок до 13—14°С масляное зерно еще мягкое,
то при снижении температуры упругость его
возрастает и уже при 5°С оно становится
твердым. При этом практически исключается
самопроизвольное комкование.
Для обработки полученного из высокожирных
сливок масляного зерна можно использовать
обработники маслоизготовителей непрерывного
действия существующих конструкций. Работа,
затрачиваемая на уплотнение масляного зерна,
при снижении температуры охлаждения
высокожирных сливок с 15 до —5°С увеличивается в
2,35 раза. Наиболее интенсивное увеличение
ее отмечено в интервале температур охлаждения
+5- —5°С.
Таким образом, интенсивность механической
обработки масляного зерна необходимо
регулировать в зависимости от температуры
охлаждения высокожирных сливок. С учетом
полученных данных в качестве предельных значений
рекомендованы температуры охлаждения 5
и 15°С.
Товарные показатели масла, выработанного
различными способами (из высокожирных
сливок существующим, предлагаемым с
охлаждением в атмосфере азота, традиционным способом
сбивания), приведены в табл. 2.
В кристаллической структуре масла,
выработанного по разным вариантам из высокожирных
и обычных сливок путем обработки масляного
зерна в маслоизготовителе, существенного
различия не обнаружено.
Физико-химические показатели и
потребительские характеристики масла, выработанного
из высокожирных сливок с образованием на
промежуточной стадии кристаллизата и особенно
масляного зерна, очень | близки к аналогичным
показателям масла, полученного
традиционным способом производства.
Таблица 2
Показатели
Консистенция, баллы
при 5°С
при 10°С
Термоустойчивость
Восстанавливаемость
структуры, %
Твердость, г/см
Вытекание свободного
жидкого жира, %
Количество
эмульгированного жира, %
Масло, полученное
обработкой
масляного зерна в шнековом
обработнике непре-
рывнодействующего
маслоизготовителя
из

кожирных
сливок
23,2
24,3
0,92
70,4
| 70,3
5,1
1 0,48
из
обычных
сливок
(контроль 1)
23,7
24,4
0,96
70,8
57,6
5,2
0,33
%ЧО -о
goxog
к х ° о.
22SH
Л К* *
о,* в
2 ° v 5
О « _ CQ
ч л •* о
<-> к vj >=С
3<г> о>>~
23,1
24,5
0,84
53,2
96,3
8,8
2,1
3 Холодильная техника №4

Этим подтверждена возможность получения
из высокожирных сливок масла со структурой,
идентичной структуре масла, вырабатываемого
сбиванием.
В процессе экспериментальных работ
установлено, что при использовании азота для
замораживания и охлаждения сливок, а также для
преобразования высокожирных сливок в масло
трудовые затраты на производство масла, по
сравнению с применяющимся способом,
практически не изменяются.
Расход жидкого азота, по предварительным
данным (с использованием экспериментальных
установок), составляет: на замораживание
сливок до —20°С 1,5—1,9 кг/кг, на охлаждение
сливок в процессе подготовки их к сбиванию
0,15—0,25 кг/кг, на выработку масла из высо-
Д-р техн. наук, проф. Н. Н. КОШКИН, В. Л. СЫСОЕВ,
С. П. АКСЕНОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Канд. техн. наук И. М. КАЛНИНЬ, А. А. СОФЕР
ВНИИхолодмаш
Одним из направлений повышения
эффективности холодильных машин является создание
их на основе поршневых компрессоров без
смазки. Смазочное масло, циркулирующее в
системе фреоновой холодильной машины, оказывает
вредное влияние на рабочие процессы в
компрессоре [1, 3, 5], увеличивает гидравлические
потери в коммуникациях [7] и в том количестве,
какое находится в реальных теплообменных
аппаратах холодильных машин, ухудшает
теплообмен [4, 6, 8, 9].
Кроме того, наличие масла существенно
усложняет конструкцию и эксплуатацию машины,
особенно работающей в низкотемпературном
режиме. Компрессор со смазкой должен иметь
масляный насос с приводом, соответствующие
трубопроводы, фильтры и, как правило,
подогреватель и управляющее термореле, манометр
или реле контроля давления масла (в некоторых
случаях и то, и другое). Требуется также
сливать масло, возвращающееся из системы, в
картер и осуществлять визуальный контроль
за его уровнем. Чтобы обеспечить
бесперебойную циркуляцию масла в системе, приходится
использовать специальные аппараты. При
монтаже необходимо соблюдать определенные
нормы в устройстве уклонов, петель. Наличие
масла резко снижает долговечность резиновых
кожирных сливок с охлаждением их в
атмосфере азота 0,42 кг/кг. Расходы воды, пара,
электроэнергии на технологические операции с
использованием азота практически не
увеличиваются и даже в некоторых случаях снижаются.
Объем производства сливочного масла по
предложенной технологии зависит от имеющихся
ресурсов и организации базы снабжения
жидким азотом в стране.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 512753 (СССР).
2. А. с. № 495064 (СССР).
3. А. с. № 544401 (СССР).
4. Каухчешвили Э. И., Илюхин В. В.,
Катюхин В. А. Замораживание жидких и
пастообразных пищевых продуктов в виде гранул.—
Холодильная техника, 1972, № 5.
уплотнений машины, включая рабочие
элементы приборов автоматики. Кроме того, ряд
параметров выпускаемых масел для
холодильных машин не полностью отвечает требованиям
обеспечения длительной эксплуатации
компрессоров в широком диапазоне режимов и нагрузок.
Кафедрой холодильных машин ЛТИХП
совместно с ВНИИхолодмашем разработана
конструкция и испытан макетный образец
холодильной машины с поршневым компрессором
без циркулирующей смазки (МБМ). В качестве
базовой принята серийно выпускаемая вг
настоящее время Черкесским заводом холодильного
машиностроения холодильная машина средней
производительности ХМ-АВ^/П с поршневым
компрессором 22ФВ22.
При создании поршневого компрессора без
циркулирующей смазки (ПБМ) были
конструктивно изменены все узлы механизма движения
(рис. 1) и исследована их работоспособность.
Поршневые уплотнительные кольца
прямоугольной формы из материала 4К-20 с
радиальными стальными экспандерами выполнены по
рекомендациям ЛенНИИхиммаша. Для
предотвращения контакта между поршнем и
поверхностью гильзы цилиндра имеются две
кольцевые накладки из того же материала, одна из
которых установлена в проточке всасывающего
клапана, другая — в нижней части поршня.
В коренных опорах коленчатого вала
сохранены шариковые однорядные радиальные
подшипники базового компрессора. Для
обеспечения работоспособности они заполнены
консистентной смазкой 1—13 по ГОСТ 1631—61,
УДК 621.574.512.2.041
Холодильная машина с поршневым компрессором без смазки
18

~7
'^ФЗЯЯШЁЯШЗВШ
Рис. 1. Компрессор без смазки:
1 — узел коленчатого вала; 2 — неподвижные холодильники
вала; 3 — холодильники сальника; 4 — коренной подшипник
с защитными шайбами; 5 — шатунный подшипник нижний;
6 — шатунный подшипник верхний; 7 — поршень с опорными
сегментами.
а для защиты от попадания смазки в систему
холодильной машины полости подшипников
герметизированы текстолитовыми шайбами.
Авторами разработан механизм движения на
шатунных подшипниках скольжения из
антифрикционных материалов со сравнительно
низким коэффициентом трения. Вкладыши
подшипника нижней головки шатуна состоят из
двух рядов опорных сегментов, уложенных в
обойму из термо- и ударостойкой резины,
разработанной в ЛТИ им. Ленсовета.
Демпфирующая обойма с вкладышами показана на рис. 2.
Данная конструкция подшипника
обеспечивает гарантированный зазор, самоустанавли-
ваемость и исключает опасность хрупкого
разрушения вкладышей.
При отсутствии смазки работоспособность
подшипников в значительной мере определяется
интенсивностью теплоотвода от поверхностей
контакта пар трения. Предложена система
охлаждения, работающая по принципу тепловой
трубы. В качестве хладоносителя используется
вода. На валу компрессора (рис. 3) установлены
ребристые охладители, имеющие полости. В
шейках и щеке вала предусмотрены каналы для
циркуляции воды и отвода ее паров. Вода
вскипает в канале, расположенном в
непосредственной близости от поверхности трения, и
конденсируется на внутренней поверхности
охладителей. Тепло конденсации передается воде,
Рис. 2. Демпфирующая обойма с вкладышами
подшипника нижней головки шатуна.
12 3 4 5 6 7
J 10 11
Рис. 3. Конструктивная схема коленчатого вала:
/, 10 —неподвижные холодильники вала; 2, 11 — каналы для
циркуляционной воды; 3 — зона конденсации; 4, 8 —
ребристые охладители; 5 — паровая зона; 6 — канал для отвода паров
воды и возврата конденсата; 7 — зона кипения воды; 9 —
уровень воды при вращении вала.
циркулирующей в неподвижных оребренных
батареях, установленных в картере компрессора.
Для снижения температуры кипения воды
внутри охладителей поддерживается давление
ниже атмосферного, что позволяет снизить теп-
лонапряженность трущихся поверхностей.
Подшипники верхней головки шатуна
выполнены в виде цилиндрической втулки. Оба
шатунных подшипника, верхний и нижний,
изготовлены из композиционного углеродного
материала АФ-ЗТ [2], обладающего высокой
теплостойкостью и сравнительно низким,
приблизительно как у стали, коэффициентом линейного
термического расширения. Последнее особенно
важно для обеспечения стабильности зазора во
всем интервале рабочих температур подшипника.
Корпус и крышка сальника снабжены
водяными рубашками, а для повышения
герметичности камера сальника заполнена некоторым
количеством технического глицерина.
Поршневой компрессор без смазки описанной
конструкции испытан на теплообменном стенде,
основу которого составили элементы холодиль-
3*
19

ной машины ХМ-АВ122/П. Отсутствие
смазочного масла | позволило исключить из схемы
регенеративный | теплообменник. Испытания
проведены на хладагенте R22 в диапазоне
температур кипения t0=— 20ч- +5°С и конденсации
^к=25ч- 35°С при частоте вращения вала
компрессора 8, 12, 16 с-1 (привод от
электродвигателя постоянного тока).
В результате предварительных испытаний
получены характеристики холодильной машины
и выявлена теплонапряженность отдельных
узлов компрессора без смазки.
На рис. 4 показано изменение температуры
отдельных узлов компрессора и рабочего вещества
в зависимости от скорости вращения вала в
режимах t0=—15 и +5°С при *K=30°C.
Наибольшая температура отмечена на поверхности
шатунной шейки. Предельно допустимая
температура для материала АФ-ЗТ 250°С. Малый
внешний перегрев хладагента способствовал
снижению температуры нагнетания и теплонапряжен-
ности компрессора в целом. Температура пара
в картере около шатунных подшипников
составляла 50—55°С при я=16 с-1. Выявлено слабое
влияние режима работы компрессора на
температуру подшипников нижней головки шатуна.
Так, при изменении степени повышения
давления от 2 до 5 она увеличивается на 5—8°С.
На рис. 5 показаны характеристики
холодильной машины с компрессором без смазки и
машины ХМ-АВ^/Н при одинаковых
параметрах — температурах охлаждающей воды twl и
хладоносителя на выходе из испарителя ts2.
Как видно из графика, холодопроизводитель-
ность холодильной машины без смазки выше
во всем диапазоне изменения параметров.
Вместе с тем выше, чем у компрессора 22ФВ22,
и эффективная потребляемая мощность
вследствие повышенных механических потерь при
сухом трении. Холодильный коэффициент
близок к базовому варианту, а на режимах с
температурой кипения выше —5°С больше, чем
холодильный коэффициент машины со смазкой.
Увеличение холодопроизводительности
обусловлено в основном ростом коэффициентов
теплопередачи в аппаратах холодильной машины
без смазки, уменьшением гидравлических
потерь в тракте низкого давления, а также
отсутствием балластного доиспарения хладагента [3],
что особенно важно в режимах с высокими
температурами кипения.
Таким образом, испытания макетного
образца в диапазоне частот вращения 8—16 с-1
D80—960 об/мин) показали, что фреоновая
холодильная машина средней производительности
с поршневым компрессором без смазки
работоспособна в широком интервале температур
кипения и конденсации.
6 8 10 12 К 16 цс'г ¦
Рис. 4. влияние режима работы компрессора без
смазки на температуры:
1 — поверхности шатунной шейки вала; 2 — нагнетания; 3 —
графитового кольца сальника; 4 — всасывания.
7 \1^ 1 | 1 I ¦ I I
'-20 -15 -10 -5 0 +5t*C
Рис. 5. Характеристики холодильной машины с
компрессором без смазки и базовой машины ХМ-АВ^/ II.
Дальнейшие исследования должны быть
направлены на уменьшение механических потерь
в парах трения, повышение надежности и
долговечности узлов компрессора и создание
компрессоров без смазки на базе новых
перспективных машин, в том числе бессальниковых: Необ-
20

ходимо продолжить работу по оптимизации
теплообменных аппаратов, что позволит полнее
использовать преимущества хладагентов, не
содержащих растворенного масла.
Наиболее перспективно применение
поршневых компрессоров без смазки в
низкотемпературных установках в связи с трудностями их
эксплуатации, обусловленными наличием масла,
что также должно стать предметом дальнейших
исследований.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вейнберг Б. С. Поршневые компрессоры
холодильных машин. М., Машиностроение, 1965.
2. Виноградов Ю. М. Износостойкие материа-
УДК 621.514.5.041
Н. Ю. ДАВЫДОВА, Е. М. АФОНСКАЯ, Э. А.
ПЯТИГОРСКИЙ
Московский завод «Компрессор»
А. П. КУРЬЯНОВ
ВНИИхолодмаш
Московским заводом холодильного
машиностроения «Компрессор» совместно с ВНИИхолодма-
шем разработаны и с 1978 г. серийно
выпускаются новые образцы холодильного оборудования —
аммиачные компрессорные агрегаты А350-7-1,
А350-7-0, А350-7-3 и А350-7-2 с винтовыми
компрессорами ВХ350-7-1 и ВХ350-7-3,
изготовляемыми Казанским компрессорным заводом по
технической документации СКВ по компрес-
соростроению.
Основная область применения винтовых
компрессорных агрегатов — производственные и
распределительные холодильники пищевой,
мясной и молочной промышленности.
Новые агрегаты предназначены для работы в
составе одноступенчатых холодильных установок
и заменяют агрегаты всех модификаций на^базе
поршневого компрессора АУУ400.
Винтовые компрессорные агрегаты имеют
высокую степень надежности и высокий
моторесурс, устойчивые КПД в достаточно широком
диапазоне рабочих режимов. Модификации
А350-7-1 и А350-7-3 выпускаются с
автоматическим, а модификации А350-7-2 и А350-7-0 —
с ручным регулированием холодопроизводитель-
ности. Техническая характеристика агрегатов
приведена в таблице. Винтовые компрессорные
агрегаты скомпонованы по общепринятой схе-
лы в химическом машиностроении. Л.,
Машиностроение, 1977.
3. М е л ь ц е р Л. 3. Смазка фреоновых
холодильных машин. М., Пищевая промышленность, 1969.
4. Теплообменные аппараты холодильных
установок/Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов, О. П.
Иванов и др.— Л., Машиностроение, 1973.
5. Ц и р л и н Б. Л. Процессы сжатия и обратного
расширения в поршневом компрессоре.—
Холодильная техника, 1969, № 4.
6. Ш е в ч и к А. П. Теплоотдача при конденсации
фреона-12 с примесью масла ХФ-12-18.— В кн.:
Техника низких температур. Л., 1971.
7. Halleux I., Vargas A., Duminil M.—
Rev. Genenerale du Froid, 1973, № 11.
8. Shigeru M., Katsumi S., Akira I.—
Raito Refrig., 1976, Vol. 51, № 579.
9. Stephau K-— Kaltetechnik, 1964, № 6.
ме — на горизонтальном маслоотделителе,
являющемся несущей конструкцией (рис. 1).
В состав агрегата входят компрессор с
электродвигателем, маслоотделитель,
маслоохладитель, маслонасос, фильтры тонкой и грубой
очистки масла, газовый фильтр на всасывании
компрессора, привод регулятора холодопроиз-
водительности и щит регулирования (только
для А350-7-1 и А350-7-3), щиты манометров и
датчиков. Масло циркулирует по контуру:
маслосборник маслоотделителя — маслонасос —
маслоохладитель — компрессор —
маслоотделитель.
Маслоотделитель горизонтального типа,
внутри которого происходит
многоступенчатое отделение масла в результате изменения
направления потока нагнетаемой
масло-аммиачной смеси, снижения ее скорости и фильтрации
в пакетах стальных сеток.
Маслоохладитель — кожухотрубный теплооб-
менный аппарат с поперечными сегментными
перегородками. Масло циркулирует в
межтрубном, а вода — в трубном пространстве.
Маслоохладители у всех агрегатов унифицированы и
состоят из трех элементов. При необходимости
количество элементов можно изменять.
Суммарные потери давления масла в элементах
маслоохладителя не превышают 0,5 МПа.
Маслоохладитель рассчитан на температуру охлаждающей
воды до 30°С
Винтовые компрессоры ВХ350-7-1 и ВХ350-7-3
унифицированы между собой и различаются
только размерами окон нагнетания,
определяющими геометрическую степень сжатия. Окна
Новые холодильные винтовые компрессорные
агрегаты общепромышленного типа
21

Показатели
Теоретическая
производительность, м3/с (м3/ч)
Наружный диаметр винтовой
части роторов, мм
Спецификационный режим
работы:
температура кипения, °С
температура конденсации,
°С
Холодопроизводительность
по аммиаку на специфика-
ционном режиме, кВт
(ккал/ч)
Мощность, потребляемая
компрессором на специфика-
ционном режиме, кВт
Диапазон температур
кипения, °С
Максимальная температура
конденсации, °С
Максимальный рабочий
перепад давлений всасывания
и нагнетания, кПа
Геометрическая степень
сжатия
Электродвигатель агрегата
марка
напряжение, В
мощность, кВт
частота вращения вала,
с-1 (об/мин)
А350-7-1
А350-7-0
0,213(868)
200
0
35
780F80 000)
165
+5-т™15
50
17
2,6
АЗ-315М-2УЗ
380
200
50B 925)
А350-7-3
А350-7-2
0,213(868)
200
—15 1
30
412C55000)
130
—10ч—30 J
50
17
4,0
АЗ-315-2УЗ
380
200
50B 925)
Показатели
Маслонасос
производительность, м3/с
(л/мин)
марка электродвигателя
мощность, кВт
Максимальный расход воды
на маслоохладитель,
м3/с (м3/ч)
Максимальная температура
охлаждающей воды, °С
Поверхность теплообмена
маслоохладителя по маслу,
м2
Максимальная температура
нагнетания, °С
Смазочное масло
марка
температура после
маслоохладителя, °С
| не более
не менее
количество, заправляемое
в агрегат, м3 (л)
Максимальный унос масла
в систему после
маслоотделителя, г/ч
Габаритные размеры, мм
длина
1 ширина
высота
Масса агрегатов, кг
А350-7-1
А350-7-0
0,02A20)
А02-42-4
5,5
0,0077B8)
28
14,7
95
А350-7-3
А350-7-2
0,02A20)
А02-42-4
5,5
0,0077B8)
28
14 7
95
ХА-30 ГОСТ 5546—46
45
25
0,16A60)
150
3060
1000
2200
3395
45
25
0,16A60)
150
3060
1000
1 2200
j 3270
Рис. 1. Винтовой -компрессорный агрегат А350-7-1:
/ — маслоохладитель; 2 — привод регулятора холодопроизводительности; 3 — компрессор; 4 — щит приборов контроля
и защитной автоматики; 5 — прибор управления и контроля УК-74; 6, 10 — обратные клапаны; 7,11— запорные вентили;
8 — газовый фильтр; 9 — электродвигатель; 12 — маслонасос; 13 — трубопровод предохранительного клапана; 14 —
предохранительный клапан; 15 — щит приборов регулирования; 16 — вентиль для заправки агрегата маслом.
22

нагнетания расположены в двух деталях —
торцевой проставке и золотниковом поршне.
В проставке находится торцевая часть окна,
а в золотниковом поршне — радиальная.
Зубья винтов роторов имеют асимметричный
профиль, разработанный в СССР (СКВ компрес-
•соростроения — г. Казань), который отличается
высокой эффективностью.
Регулирование холодопроизводительности
осуществляется в диапазоне от 100 до 10%
номинальной холодопроизводительности плавным
перемещением золотникового поршня вдоль осей
винтов. Одновременно с регулированием
холодопроизводительности золотниковый поршень
обеспечивает и разгруженный пуск. Такой
способ регулирования сопоставим со способом
регулирования путем отжатия всасывающих
клапанов поршневых компрессоров.
Система автоматики винтовых агрегатов А350-
7-3 и А350-7-1 обеспечивает работу агрегата в
автоматическом и полуавтоматическом режимах,
автоматическое регулирование
холодопроизводительности по давлению всасывания,
ограничение потребляемой мощности электродвигателя
в нерасчетных режимах, автоматическую
разгрузку компрессора при пуске и остановке, а
также аварийную автоматическую защиту при
понижении перепада давлений масла, понижении
и повышении температуры масла, понижении
давления всасывания и повышении давления и
температуры нагнетания.
Серийному выпуску винтовых агрегатов
предшествовали теплотехнические испытания
опытных образцов компрессорных агрегатов А350-7-1
и А350-7-3 во всем температурном диапазоне.
Испытания проводили на стенде завода
«Компрессор» в составе холодильной машины по
полному циклу одноступенчатого сжатия с полной
конденсацией хладагента по методике, принятой
для холодильных поршневых компрессорных
агрегатов, с учетом особенностей конструкции
и работы винтовых компрессоров.
Действительную массовую производительность
компрессора определяли двумя способами: по
тепловому балансу конденсатора и
непосредственным измерением расхода пара дроссельным
расходомером на всасывающем трубопроводе.
При регулировании количества масла,
впрыскиваемого в компрессор и употребляемого для
смазки подшипников, думмисов и сальниковых
уплотнений, перепад давлений масла в маслоси-
стеме поддерживался на уровне 1,5 МПа.
Расход масла был постоянным — 40 л/мин.
В процессе испытаний определяли
оптимальное количество масла, необходимое для впрыска
в компрессор, по достигаемым коэффициенту
подачи и эффективной мощности; унос масла из
маслоотделителя — по количеству масла,
добавленному в маслосборник до первоначального
уровня через определенный промежуток
времени; эффективность работы маслоохладителя —
по его тепловому балансу.
В результате испытаний проверена
работоспособность и надежность узлов винтовых
агрегатов, получены теплотехнические и
акустические характеристики агрегатов, в том числе
при регулировании холодопроизводительности,
а также характеристики маслоотделителя и
маслоохладителя.
На рис. 2—5 представлены характеристики
винтовых агрегатов А350-7-1 и А350-7-3 по
результатам их испытаний.
Совмещение кривых Ne на рис. 2 и ге на рис. 4
на стыках диапазонов работы агрегатов А350-7-3
и А350-7-1 сделано условно, так как были
незначительные несовпадения из-за различных
геометрических степеней сжатия (см. рис. 3, 6).
При температуре кипения —12°С и выше и
температуре конденсации 50°С агрегат А350-7-1
работал с ограничением мощности (по
силе тока электродвигателя). Кривые
холодопроизводительности и потребляемой мощности
300 \№7\
800
700
600
т
т
500
200
W0
-S3/
¦8tf
-636
-380\
\~№\
¦Щ
¦232
L//6
-^Диапазон работы аере-
^гатоб А350-7-1;А350-7-0.
¦ -зо
-20 -/3 -10
О
Рис. 2. Зависимость холодопроизводительности Q0 (a)
и потребляемой эффективной мощности Ne (б) винтовых
компрессорных агрегатов А350-7-1 и А350-7-3 от
температур кипения t0 и конденсации /к.
23

W-Ж'Нс,нВт
10D0) 15(W) 20 (Ш 25 Ш 1Ш) W3)
6 Vm,/i/muh
Рис. З. Зависимость коэффициента подачи Я (а),
эффективного КПД г\е (б) винтовых компрессорных
агрегатов А350-7-1 и А350-7-3 от отношения давлений
п=Рн/рвс> а также температуры нагнетания /н (в)
от количества впрыскиваемого масла Ум на режиме:
*о=0°С; /к =+35° С, *ВС=+5°С, /М=35°С.
h
е,1
5,5
%5
3,7
'2,9
2,1
и
А
'Диапазон работы аврегоу,
*тоб А 550-7-2; А350'Щ
i
"/
>7
\ь
fo/
л
'Диапазонработы агре-'А
?ато6 A550-7-U А350-7-0%
& ¦ I i a
-30 -25 -20 -15 ¦
-10
Рис. 4. Зависимость эффективного холодильного
коэффициента &е винтовых агрегатов А350-7-1 и А350-7-3
от температур кипения /0 и конденсации /к.
на этом режиме представлены с коррекцией
мощности (золотниковый поршень находился в
промежуточном положении) (см. рис. 2).
Как показали испытания, на коэффициент
подачи винтового компрессора при постоянной
окружной скорости, кроме известных факторов
(дроссельные потери, подогрев пара и перетеч-
87
75
62
50
37
25
-по
-120
-100
-80
-60
-40
12 W0
1
/1 Л?
260 525 390 Н55 520 бЩ^М
50 W 50 60 70 80. яМ-т
Рис. 5. Зависимость эффективной мощности в
абсолютных и относительных единицах от промежуточного
положения золотникового поршня при регулировании
холодопроизводительности винтового агрегата А350-7-1:
/ — регулирование золотниковым поршнем; 2 —
пропорциональное изменение мощности.
ки), заметное влияние оказывает масло,
поступающее к окну всасывания после думмисов и
смазки пар трения (подшипники, сальник). Это
масло, захватываемое всасывающим потоком
хладагента, ухудшает процесс заполнения рабочих
полостей. Масло с температурой, близкой к
температуре нагнетания, дополнительно
подогревает пары аммиака на всасывании, масса его
является балластом, так как уменьшает
рабочий объем, а на проталкивание и трение этой
массы масла по сложной поверхности винтов
затрачивается дополнительная работа.
Рабочие характеристики винтового
компрессора зависят и от свойств смазочного масла, а
именно: его вязкости и взаимной растворимости с
хладагентом. Ранее проводившиеся испытания
на маслах ХА-23 и ХА-30 выявили хорошие
рабочие характеристики винтового компрессора
при работе на масле повышенной вязкости
ХА-30. Оно и было использовано в настоящих
испытаниях.
Найдены оптимальные параметры: количество
впрыскиваемого масла 40—45 л/мин, его
температура 30—40°С. Количество масла на впрыск
в компрессор определяется проходным сечением
отверстий в золотниковом поршне и перепадом
давлений масла (А/7=/7м—рн=1,5-ь 3,0 МПа,
где рм — давление масла -в коллекторе, рн —
давление нагнетания).
Коэффициент подачи для винтовых агрегатов
рассматривался в зависимости от температур
конденсации, что отмечалось ранее.
Температура нагнетания на всех режимах не превы-
24

шала 75 С Установлено, что температура
нагнетания винтового компрессора зависит от тех
же параметров, что и температура нагнетания
поршневого компрессора, а также от
температуры и количества впрыскиваемого масла.
Энергетическое совершенство винтовых
агрегатов оценивали эффективным КПД и
эффективным холодильным коэффициентом. Они
получены достаточно высокими благодаря
правильно выбранной геометрической степени сжатия и
применению нового асимметричного профиля
зубьев винтов. Эффективный холодильный
коэффициент на стандартном режиме t0=—15°С
и /К=30°С равен 3,17. Некоторое снижение
эффективного КПД ниже расчетного при я=6ч- 13
связано в основном с дополнительными
потерями на проталкивание вязкой масло-аммиачной
смеси по сложной поверхности винтов, так как
аммиак и масло в процессе сжатия имели более
низкие температуры.
При регулировании холодопроизводительно-
сти золотниковым поршнем возникали потери,
связанные с увеличением несовпадения
внутренней и внешней степеней сжатия. Внутренняя
Канд. техн. наук С. Р. ГОПИН,
канд. техн. наук В. А. ТИХОМИРОВ, В. А. РОГОВА,
В. П. КОЖЕВНИКОВА, С. В. АВЕРИН
ВНИИторгмаш
В настоящее время принудительное
движение воздуха через конденсаторы герметичных
холодильных агрегатов для торгового
оборудования осуществляется с помощью
вентиляторов типа К-95, разработанных ВНИХИ
совместно с ЦАГИ. Колесо вентилятора в этих
агрегатах, в целях повышения его
аэродинамических характеристик, устанавливают в
цилиндрической части корпуса вентилятора,
укрепленного на конденсаторе. В корпусе
формируется направленный поток воздуха,
подаваемый на охлаждение кожуха компрессора,
что способствует снижению тепловой
напряженности рабочих элементов последнего.
В литературе [1,2] показано, что на
эффективность работы теплообменного аппарата с
принудительным движением охлаждающего
его воздуха влияет не только
производительность вентилятора, но и распределение
воздушного потока по фронту. Для получения
равномерного поля скоростей по фронту кон-
4 Холодильная техника № 4
степень сжатия при регулировании изменяется
непропорционально. Точность поддержания
температуры кипения при регулировании
обеспечивалась в пределах ГС. Характер изменения
потребляемой мощности агрегата А350-7-3
аналогичен рис. 5.
Маслоотделители агрегатов работали вполне
эффективно. Унос масла после маслоотделителя
на всех режимах увеличивался с повышением
массовой производительности, но не превышал
150 г/ч.
Результаты акустических испытаний агрегатов
показали соответствие нормативным
требованиям — общий уровень звукового давления был
не выше 85 дБа.
Теплотехнические испытания подтвердили
правильность основных расчетных
характеристик и выбранных конструктивных решений,
а также выявили высокую надежность всех
элементов. Полученные результаты могут
служить в дальнейшем основой для разработки и
внедрения винтовых агрегатов других
модификаций типоразмерного ряда.
денсатор устанавливают на всасывающей
стороне вентилятора, и однако в этом случае
достичь однородности потока воздуха
практически не представляется возможным. В
холодильных агрегатах этому мешает ряд
факторов:
низкая степень ометаемости г|) (отношение
площади, ометаемой вентилятором *, к
фронтальной площади конденсатора), которая в
отечественных агрегатах составляет примерно
0,5—0,7;
малое расстояние между торцевой
поверхностью ребер и колесом вентилятора, равное
6—10 мм;
наличие у вентилятора типа К-95 втулки
весьма большого диаметра без обтекателя, диаметр
втулки составляет 0,3—0,4 диаметра колеса
вентилятора [4].
Вследствие наличия вышеперечисленных
факторов действительный коэффициент
теплопередачи конденсатора оказывается ниже расчетного
(для случая равномерного поля скоростей).
* Площадь, ометаемая вентилятором, равна
проекции кслеса вентилятсра на фронтальную поверхность
конденсатора,
25
УДК 621.57.044.004.15
Влияние неравномерности поля скоростей воздуха
по фронту конденсатора на работу холодильного агрегата

Зависимость коэффициента теплопередачи
теплообменника от неравномерности поля скоростей
рассмотрена в работах [2, 3].
Авторами проведены исследования с целью
оценить влияние степени ометаемости и
расположения колеса вентилятора в корпусе на
неравномерность поля скоростей в конденсаторе и,
следовательно, на теплоэнергетические
характеристики холодильного агрегата, определить
поля скоростей в агрегате и температур кожуха
компрессора.
Испытания проводили на холодильном
агрегате ВСр 400 I рижского завода «Компрессор».
Диаметр колеса вентилятора 250 мм.
Конденсатор двухсекционный с площадью наружной
поверхности FKK = 1,72 м2, хладагент R 12
(рис. 1).
Агрегат испытывали ца калориметрическом
стенде в соответствии с ГОСТ 22502—77 на
режимах, указанных в табл. 1.
В процессе испытаний в дополнение к
требованиям ГОСТ 22502—77 измеряли температуру
воздуха перед и за конденсатором. Для
определения тепловой напряженности компрессора на
его кожухе были укреплены десять медь-кон-
стантановых термопар. Температуру обмотки
встроенного электродвигателя определяли
методом сопротивлений.
Скорость воздуха на входе в конденсатор,
выходе из корпуса вентилятора и|у кожуха
компрессора измеряли термоанемометром ТА-4-
ЛИОТ. Температуру конденсации определяли
по давлению конденсации (после ресивера) ма-
f г з ¦ s em
Рис. 1. Холодильный агрегат ВСр 400 I:
а — схема движения воздуха в агрегате; б — фронтальная
поверхность конденсатора; 1 — конденсатор; 2 — вентилятор;
3 — корпус вентилятора; 4 — электродвигатель вентилятора;
5 — герметичный компрессор; 6 — выход хладагента; 7 — вход
хладагента.
Таблица 1
Температура
кипения, tQ, °C
-15
—25,—15,—10
—15
Температура
окружающего воздуха,
f op
'о. в» *-
20
45
32
Температура на
всасывании в
компрессор, /агр v °с
20
20
32
нометрами кл. 0,25, а температуру
окружающего воздуха лабораторным термометром с ценой
деления 0,ГС.
Расход хладагента находили с помощью
калориметра и ротаметра, предварительно протари-
рованного на калориметрическом стенде.
Расхождение данных не превышало 2—6%.
Для оценки влияния степени ометаемости
фронта конденсатора на его теплоотдачу
фронтальную поверхность конденсатора со стороны
входа и выхода воздуха закрывали плотным
картоном (заштрихованная область на рис. 1,6) —
сначала угловую зону (фронтальная
поверхность уменьшилась на 26%), затем зону в центре
конденсатора против втулки вентилятора
(фронтальная поверхность уменьшилась еще на 10%).
Измерения показали, что расход воздуха через
конденсатор при указанных вариантах снизился
соответственно на 30 и 40%, а скорость воздуха
в живом сечении конденсатора на 6 и 8%.
Можно считать, что такое изменение скорости
практически не влияет на величину коэффициента
теплопередачи [5].
Установлено также, что при работе агрегата
на номинальном режиме температура
конденсации повысилась на 1,5—2,0°С, холодильный
коэффициент снизился на 3—4%.
В то же время расчеты показывают, что при
выключении из работы более одной трети
поверхности конденсатора (при практически
неизменных скоростях воздуха в узком сечении и
тепловой нагрузке) температура конденсации
должна повыситься на 3—4°С, а холодильный
коэффициент снизиться на 6—7%,
следовательно, неометаемая часть конденсатора работает,
но менее эффективно, чем ометаемая. При
исключении из работы 40% поверхности, работавшей
при скоростях, меньше средних по фронту,
получено равномерное поле скоростей. В этом
случае коэффициент теплопередачи, отнесенный
к работающей поверхности, повышается на 12—
18%. С увеличением тепловой нагрузки на
конденсатор влияние неравномерности проявляется
в большей степени.
Для выявления влияния расположения
вентилятора в корпусе на неравномерность поля
скоростей воздуха была проведена серия опытов
с различными вариантами компоновки
вентиляторного узла (рис. 2).
Для количественной оценки неравномерности
поля скоростей перед фронтом конденсатора
применена методика, описанная в работах [1, 2],
по которой коэффициент поля
где шср, иутах — соответственно средняя и
максимальная скорости воздуха перед входом
в конденсатор, м/с.
26

щ
\—
к J5^ I
$
0
U—
<г
Рис. 2. Варианты компоновки вентиляторного узла:
/ — вентилятор; 2 — конденсатор; 3 — корпус вентилятора;
4 — часть#колеса вентилятора, выдвинутая в свободный объем.
показатель неравномерности
скорости по фронту
1
распределения
*=-т2в?-
i-i
где
п — число точек замера локальной скорости (в на-
, ших опытах п — 54);
6Z- — относительное локальное изменение скорости,
равное
в| = («»* —ш0р)/ю0р;
о>2 — локальная скорость воздуха 'в i-й точке, м/с.
При равномерном распределении скоростей
величина 6г- и, следовательно, А равны нулю.
Тепловая нагрузка на конденсатор QKA, кВт,
<3кд = 6а(*кд1 — *кдг)»
где Ga—расход хладагента, кг/с;
*кд1» *дк2— энтальпии хладагента на входе в
конденсатор и выходе из него, кДж/кг.
На рис. 3 показаны характерные эпюры|ско-
ростей воздуха на входе в конденсатор при
заводской компоновке вентиляторного узла, для
которого коэффициент поля ср=0,83, а
показатель неравномерности поля скоростей А =0,462.
В табл. 2 приведены результаты испытаний
агрегата с различной компоновкой
вентиляторного узла.
Наилучшие характеристики агрегата были
получены при варианте а (см. рис. 2) с расстоянием
между фронтом конденсатора и колесом
вентилятора 35 мм и выдвижением колеса вентилятора
примерно на 1/3 из корпуса в свободный
объем.
В этой же серии опытов было исследовано
влияние условий охлаждения кожуха
компрессора воздухом за вентилятором.
I кЪГ
Лш __
Ча
Щит
**ttffiS2fffi
Рис. 3. Распределение скоростей воздуха в агрегате:
а — поле скоростей воздуха по фронту конденсатора в сечениях
/ — V; 6 — эпюра скоростей воздуха при обтекании кожуха
компрессора (вид сверху).
Таблица 2
Показатели
Неравномерность
распределения скорости по
фронту А
Коэффициент поля ф
Увеличение
холодильного коэффициента, %
Увеличение расхода
воздуха, %
Вариант компоновки
вентиляторного узла (см. рис. 2)
0,122
0,9
3-4
8—10
0,69
0,75
-C-4)
-15
0,36
0,86
2
0
0,46
0,83
0
0
Теплоотдачу от кожуха компрессора в
окружающую среду определяли по зависимостям,
приведенным в работе [5].
Коэффициент теплопередачи конденсатора
рассчитывали по общеизвестным зависимостям.
Опыты проводили при режимах, указанных в табл. 1,
неизменном расстоянии между фронтом
конденсатора и компрессором 310 мм и постоянном
радиальном зазоре между колесом
вентилятора и корпусом 3 мм.
Допуская, что при изменении расхода воздуха
на 8—15% температура конденсации меняется
на 0,4—0,7°С (соответственно холодильный
коэффициент на 0,8—1,4%), можно оценить
влияние неравномерности скорости воздуха при
различных компоновках вентиляторного узла. По
аналогии с работами [1,2] принимаем
4*
27

4L
m
021
"Ч?
„.-,.
^ <?
^uL
______
.,
• -i
&•
v^
-
~
^4
г
a
ff*
0,9
Q6
О 0,/ 0,2 0,3 ЦЧ 0,5 0,6 A
Л
Рис. 4. Влияние неравномерности поля скоростей
воздуха по фронту конденсатора на теплоэнергетические
характеристики агрегата (номинальный режим работы):
/ — относительное изменение холодильного коэффициента
агрегата @! = O,O8); // — относительное изменение коэффициента
теплопередачи (Ф2=0,39); а, б, в, г —- соответствуют вариантам
компоновки вентиляторного узла по рис. 2.
^='-^т2^в|~*А
и соответственно
t=i
п
*i
= 1 — Ф<
тЗ*?-1-*^'
где 8р, &р—- холодильный коэффициент и коэффициент
теплопередачи при равномерном
распределении воздуха (бг=0);
ен> ^р— то же, при неравномерном распределении
воздуха;
^1»- ^г;— коэффициенты, зависящие от теплопередаю-
щих свойств конденсатора и режима работы
агрегата. Для испытанного агрегата можно
принять 01 = 0,06^-0,1 и Ф2 = 0,36—0,41
(меньше значения относятся к низким
температурам кипения).
Указ ип:ые зависимости представлены
рис. 4 (номинальный режим работы).
на
Герметичный компрессор агрегата ВСр 400 I
выполнен с обжимающим электродвигатель
кожухом. Для такого компрессора интенсивный
обдув существенно влияет на снижение
температуры обмотки встроенного электродвигателя
вследствие повышения теплоотдачи QK)K от
кожуха в окружающую среду. В наших опытах
ж =0,4 — 0,8, по данным [5] для ком-
Q
кд
прессора ФГ 500 (ФГ 0,45~3)
Qk
ж
Q
кд
-0,2—0,6
(отношение уменьшается при повышении
температуры кипения ^0). В результате испытаний
установлено, что изменение компоновки
вентиляторного узла практически не повлияло на
теплоотдачу от кожуха компрессора.
По показаниям укрепленных на кожухе
компрессора термопар установлено, что на всех
режимах работы серийного агрегата
температура нижней части компрессора на 8—12°С выше,
чем верхней. Кроме того, воздух, подаваемый
вентилятором, обдувает компрессор по
периметру приблизительно на 40% (распределение
скоростей обдува показано на рис. 5, б). При этом
нижняя часть компрессора, имеющая
наибольшую температуру, не обдувается.
Таким образом, выявлена возможность
повышения эффективности работы холодильного
агрегата благодаря более рациональной
компоновке вентиляторного узла. Кроме того, при
разработке новых холодильных агрегатов
следует уделять особое внимание формированию
воздушного потока за вентилятором в целях
интенсификации охлаждения компрессора.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Будим В. А., Филимонов В. В. Влияние
неравномерности распределения воздуха по фронту
на теплоотдачу автотракторного радиатора.—
Тракторы и сельхозмашины, 1976, № 5.
2. Бурков В. В., Индейкин А. И.
Автотракторные радиаторы. Л., Машиностроение, 1978,
3. Идельчик И. Е. Аэродинамика промышленных
аппаратов. М.—Л., Энергия, 1964.
4. Тихомиров В. А. Малошумные вентиляторы
для малых холодильных агрегатов.— Холодильная
техника, 1964, № 6.
5. Якобсон В. Б. Малые холодильные машины.
М., Пищевая промышленность, 1977.
28

УДК 621.57.041+621 .689:537.214:545
Анализ удельных расходов электроэнергии на
компрессоры и водяные насосы
Г. Д. ТИМОФЕЕВ
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
Важным фактором повышения эффективности
работы холодильных установок является
снижение удельного расхода электроэнергии на
основное и вспомогательное холодильное
оборудование.
Холодильные установки обычно работают при
переменных тепловых нагрузках,
обусловленных случайными возмущениями внешних и
внутренних теплопритоков. Увеличение тепловой
нагрузки обычно компенсируется включением
^дополнительных компрессоров, что приводит к
повышению давления конденсации и
соответствующему возрастанию удельного расхода
электроэнергии на выработку холода. Снизить
давление конденсации можно увеличением расхода
воды на охлаждение конденсаторов путем
включения дополнительных водяных насосов. В этом
случае удельный расход электроэнергии на
компрессоры не изменяется, а на вспомогательное
оборудование — повышается. Практика
показывает, что вспомогательное оборудование
потребляет до 30% общего количества электроэнергии,
необходимого для работы холодильной
установки в целом, причем на долю водяных насосов
приходится 15—20%.
Работа холодильной установки с
энергетически рациональным удельным расходом
электроэнергии возможна при наличии
пропорционального регулирования расхода охлаждающей
воды относительно изменяющейся в течение года
тепловой нагрузки, что должно привести к
стабилизации давления конденсации.
В статье дайа количественная оценка
приращения удельного расхода электроэнергии на
холодильную установку при включении
дополнительного компрессора
AflycT[APK(AVKM)]0BeConst
и дополнительного водяного насоса
AayCT[AGB(AVKM)]pK=sCOnst)
где ауст — удельный расход электроэнергии, кВт/кВт;
Рк — давление конденсации, Па;
Vkm — объем, описываемый поршнем компрессора,
м3/с;
GB — расход воды, кг/с.
Считаем, что удельный расход электроэнергии
на выработку холода определяется удельным
расходом электроэнергии на компрессоры и
водяные насосы:
Дуст = 0км +Яв. н. A)
Тепловая нагрузка на конденсатор
Q^ = GBcB^TB = Q0 + Nif B)
где св — удельная теплоемкость воды,
кДж/(кг-К);
&ТВ = ТВ2 — ТВ1 — нагрев воды в конденсаторе, К;
Q0 — холод ©производительность
компрессора, кВт;
N( — индикаторная мощность
компрессора, кВт.
Нагрев воды в конденсаторе можно рассчитать
по формуле [5]
kR
кд
gb'b
C)
ДГв = (Гк-ГВ1)\1-е
где Гк — температура конденсации, К;
ТВ1 —- температура воды, поступающей в
конденсатор, К;
k — коэффициент теплопередачи конденсатора,
Вт/(м2-К);
^кд— теплопередающая поверхность конденсатора, м2.
Используя графическую зависимость WM^^const
(где qF—поверхностная плотность теплового
потока, Вт/м2) для пленочных вентиляторных
градирен [4], имеем
Окд
гр
Тв1 = Тво + ?3 ~F »
1 г Г
D)
где Гво = 247,7+0,965(Гм—273);
Гм — температура по мокрому термометру, К;
В3 = 0,858 [0,224—0,00455 (Ты—273) ];
Frp — поверхность водоохлаждающего устройства
(градирни), м2.
Функция В3 (Тм) приведена на рис. 1.
После подстановки выражения D) в
формулу C) получим: !
дг„
Тк
->з р
(
гр
kF.
E)
кд
Сомножитель \l-~e ьъ / для
упрощения расчетов определяется графически (рис. 2).
Холодопроизводительность компрессора
Qo = ^км v <т \ ^ (Т0> тк),
F)
где q0 — удельная массовая холодопроизводительность
аммиака, кДж/кг, которая при Г0=B29-н263) К
аппроксимируется линейной зависимостью вида
«7, = 4,19 E12,7 + 0,34Г0 — 1, 1ГИ),
G)
29

Вл,мг-к/вт
Таблица 1
Рис. 1.'График для определения величины В3в
функции от Тм.
Компрессор
Блок-картерный
Горизонтальный
Температура
кипения Т0,
К
263
243
263
243
Значения коэффициентов
At
0,87
0,66
0,82
0,76
вш, к"
0,0065
0,011
0,0055
0,0055
где т]мех—механический КПД компрессора;
Ne — эффективная мощность компрессора, кВт;
«км — удельный расход электроэнергии на
компрессоры, кВт/кВт,
(Тк-273)-1Л(Г0-273) .
Gkm ~ С — D (Гк — 273) + Е (Т0—273) > {W)
С, D, Е— коэффициенты, определяемые типом ком*
прессора (табл. 2).
Подставив выражения E), F), (9) и A0) в
формулу B), получим тепловой баланс
конденсатора в общем виде:
<2кд = GBcBkTB[TK, TM, k (GB), /^д, GB] =
= ^кмР (Т0) <70(Г0, Тк) Я (Г0, Гк)[1 + Лмехакм(Т0, Гк)],
(И)
где р= l/i/x— плотность пара, всасываемого в
компрессор, кг/м3.
ГС По уравнению A1) определяем приращение
температуры конденсации ArK, обусловленное
включением дополнительного компрессора AVKM
при постоянных Гм, A; (GB), fKH, GB, Г0:
АГК =
Ро<7(АоО + "Пмехакмо) Д^к*
//2 Ов'Ю;юЛг
, д&Тв\ (
°в°Сво['~дТк~1 ~~^кмоРо| A+Чме*акмо)Х
,дакш\ } A2)
/0
:KlrWI;)o
дГк
Рис. 2. График для определения величин
feF,
кд
i —e
в функции от GB.
Г0, Тк, Ти — температуры кипения, конденсации и
жидкого аммиака перед РВ, К;
уг — удельный объем всасываемого пара, м3/юг;
X — коэффициент подачи, который для
поршневых компрессоров при TK = B88-7-308) К
аппроксимируется линейной зависимостью
вида
Я, = Л1 — В^Гк — 288);
(8)
Av вг— коэффициенты, определяемые типом
компрессора (табл. 1).
Выразим индикаторную мощность Nf через
температуры кипения Т0 и конденсации Тк [31:
Ni = Т]Мех^е = 11мех4кМ<2о- Ю* (9)
где
адт^ г
дТк -'- И
В.-Ю"8
дак
F ^ (И-^кмо + vQoo) X
ггр J
X 1 — ехр
?^кд
A ,1 Vr-Brf0)(l +Лмехакмо) Р;
'Пмех! аГк Jq:
^к /о
— 1,
'Вг\
дТк
[C-D (Гко - 273) + Е (Г00 - 273)]+
+ Д [(Гнр - 273) -1,1 (Т00 - 273)]
[С - D (Тк - 273) + Е (Г0 - 273)]2
A3)
(Н)
A5)
A6)
30

Таблица 2
Компрессор
Блок-картерный
Горизонтальный
Значения коэффициентов
С
157
159
D
0,5
0,7
Е
1,5
1,7
В равенствах A2)—A6):
индекс 0 обозначает начальные условия работы установки
, , / kF*n\
Ва определяют по рис. 1, 1—ехр I —ТГТ~)— по
рис. 2, \х для блок-картерного компрессора — по рис. 3,
I "Qf~~ для блок-картерного компрессора — по рис. 4,
значения коэффициента Вг указаны в табл. 1;
в интервале Т0 == B53-^-263) К механический КПД
компрессора Лмех = 0,8[7].
* При включении дополнительного компрессора
и постоянном расходе воды на конденсаторы
(вариант 1) удельный расход электроэнергии на
установку описывается выражением
Яует! — акмо + ДЯкм^Гк) + ав. но>
A7)
где Дакм(Д7'к) — приращение удельного расхода
электроэнергии на компрессоры
вследствие изменения температуры
конденсации на величину ДТК[2], кВт/кВт,
Аакы(АТн) =-- ба^ (Гк) а„м„. 10;
ба'К(Гк) = 5;км_1_.1оо;
A8)
STKM — чувствительность удельного расхода
электроэнергии на компрессоры к изменению
температуры конденсации, в интервале Тк = B93-т-
-^313) К для поршневых компрессоров она
равна 8,8 —9,7 [2];
ав. но —удельный расход электроэнергии на водяные
насосы в первом варианте, кВт/кВт.
Во втором варианте работы установки при
включении компрессора температура
конденсации стабилизируется изменением расхода
охлаждающей воды AGB на конденсатор. По
уравнению A1) определяем приращение AGB с
включением дополнительного компрессора AVKM при
постоянных Тю Т0, Гм, ^вд, Frv:
AGE
Ро<7сЛоA + ЛмехАкмо) АУКм
АГВ0+ G
(дАТв
В0[ М» /о!
+
. г г (дАТА (dk
-f-Ово^в^ dk \\dG~~
в /0
где
адг.
kF
kf}
{^)o=-(T^T^'^exi^
КД
J в осв
A9)
B0)
25
22
21-
го
19
295
р—"^-^"-
г~
Тп=265К.
255
2*3
j
298
303
308
ТК,К
Рис. 3. График для о пределения величины \i
блок-картерного компрессора в функции от Тк.
/5
13
12
11
10
9
295 298 303 308
\%*2>-
255
2ВЗ^
дак
Рис. 4. График для определения величины л^
01 к
блок-картерного компрессора в функции от Гк.
(дАТв\ FKJl
I дЬТв \ (_dk \ I дДГв
Овъсв
^ dk
0 \ ^0в ;0
В формулах A9)—B1):
kFKJl
—^— определяют по рис. 5, ехр
^вО
дОв
kF
/о
; Bi)
B2)
кд
-7Г—— — по рис. 2;
dk
величина^— характеризует изменение коэффициента
теплопередачи конденсатора в зависимости от расхода
охлаждающей воды.
Расход воды регулируется обычно
дополнительным включением или выключением зодя-
ных насосов. При этом изменяется
потребляемая мощность на привод водяных насосов:
26
31

50,2
22,6
151
7,5
\-
h V
\ \^
\ Y^
itf
56
84
Рис. 5. График для определения величины
112 &&,кг/с
kF
кд
в функции *от GB.
10-6
(/i0AGb+GboA^), B3)
где рв — плотность воды, кг/м3;
т|в н — КПД водяного насоса;
/i0—напор, развиваемый насосом [1], Па;
К = Арг + A/?j + A/?s;
A/?r — потери напора при подъеме воды с уровня
Hi Д° Уровня #2, Па;
Apz-f Ap^ — потери напора по длине трубопровода
и в местных сопротивлениях, Па,
Др| + Дрс = и,р—-+2С
6,2Gb-10"8
dBHPB
B4)
ХтР — коэффициент трения;
2/— общая длина водяного трубопровода, м;
^вн — внутренний диаметр водяного трубопровода, м;
2?— сумма коэффициентов местных сопротивлений.
Величина приращения А/г определяется из
равенства B4):
А/1:
12>4(^-?
ZC|2=f^. B5)
"внРв
Тогда приращение потребляемой мощности
электродвигателей водяных насосов
AAL
пропорциональное изменению расхода воды AGB,
B6)
а 10
о, о РвЛв. н
где
а = h0+
12,4Gb-Ю-8
^внРв
^v^T7 + ^
B7)
Величина AGB определяется по формуле A9),
коэффициенты Хтр и ? — по известным
зависимостям в гидравлике [6].
На основании выражения B6) приращение
удельного расхода электроэнергии на водяные
насосы при изменении расхода воды AGB
составит:
AWB н
Аав. H(AGB)--7^H-103, B8)
где Q02 — холодопроизводительнссть компрессоров,
включая дополнительный, в исходном
температурном режиме, кВт.
При включении дополнительного компрессора
и дополнительного водяного насоса (второй
вариант) удельный расход электроэнергии на
установку описывается выражением
Яуст2 = якмо + ав. но + Аав. H(AGB). B9)
Целесообразность выбора режима работы
установки может быть оценена по выражениям
A7) и B9). Качественную оценку удельного
расхода электроэнергии на установку можно
сделать по знаку выражения
sign | %cti — яУст2| = sign | Аакм(АТк) — Аав. н(АСв) |.
C0)
Если полученное значение положительное, то
с точки зрения энергетически рационального
удельного расхода электроэнергии
целесообразно увеличить расход охлаждающей
воды, если отрицательное — работать с
прежним расходом воды. Количественная оценка
выбора режима может быть сделана после
подстановки конкретных температурных условий
работы установки в выражения A7) и B9).
Пример. Холодильная установка
производительностью Q0=525 кВт работает в
температурном режиме: Т0=258 К, Гк=303 К; расход
охлаждающей воды на конденсатор GB=52,5 кг/с;
нагрев воды в конденсаторах АГВ=3 К;
поверхность конденсатора FKA= 142 м2, градирни
Frp=l3,2 м2; эффективная мощность трех
компрессоров АУ200 2Ne=l50 кВт. Данные для
расчета: 2УЬМ=0,33 м3/с, р0= 1,92 кг/м3, Х=
=0,64, TWx=0,8, Гв2=299 К, Гв1=296 К,
Гм=291 К, <7о=П40 кДж/кг, 6=930 Вт/(м2.К),
dBH=0,14 м. Требуется сравнить приращения
удельных расходов электроэнергии на
установку при включении дополнительного компрессора
производительностью 175 кВт и повышении
температуры конденсации АТК и при включении
дополнительного насоса, обеспечивающего
поддержание постоянной температуры
конденсации Гк.
Удельный расход электроэнергии на
компрессоры в соответствии с формулой A0):
150
акм = -g25~ = 0,286 кВт/кВт.
Приращение температуры конденсации,
рассчитанное по выражению A2),
32

ЛГк - 1,4 К.
Чувствительность удельного расхода
электроэнергии поршневых компрессоров к увеличению
температуры конденсации на 1 К [2]
5*км = 9,2 (при Гк = 303 К).
Относительное изменение величины акм при
ArK=l,4 К определяем по формуле A8):
&ОГк)-1,4 - 9'|0з'4 -ЮО - 4,25%.
Приращение удельного расхода
электроэнергии на компрессор составит:
4,25-0,286
Дакм = ^00 = 0,0122 кВт/кВт.
Если принять Хтр=0,4; 2/=30 м; dBH=0,14 м;
2?=4; ruH=0,85; A/?r=98100 Па, то в случае
увеличения расхода воды на AGB=^1,23 кг/с,
рассчитанного по формуле A9), приращение
мощности, Потребляемой водяными насосами, в
соответствии с формулой B6)
Д^в. н = 2,4 кВт.
Приращение удельного расхода
электроэнергии на водяные насосы
2,4
Двв. н = "тоо- = 0,00342 кВт/кВт.
Приведенный анализ работы конкретной
холодильной установки показывает
целесообразность регулирования расхода охлаждающей
воды на конденсаторы при включении
дополнительного компрессора.
Удельный расход электроэнергии на водяные
насосы в исходных условиях
NBU 40,2
Яв.но = —07" " ~~525~ = ° '076 кВт/кВт-
Удельный расход электроэнергии на
компрессоры и водяные насосы в исходных условиях
аУст = 0,286+ 0,076 = 0,362 кВт/кВт.
Удельный расход электроэнергии на
компрессоры и водяные насосы при включении
дополнительного компрессора
аусто = 0,362+ 0,0122 = 0,374 кВт/кВт,
что составляет 103,5% от ауст0.
Удельный расход электроэнергии на ксмпрес-
соры и водяные насосы при включении
дополнительных компрессора и насоса
Яустг = 0,362 + 0,0034 = 0,366 кВт/кВт,
или 101% от ауст0.
Таким образом, регулированием расхода
воды на конденсаторы при включении
дополнительного компрессора можно снизить удельный
расход электроэнергии на холодильную
установку на 2,5% относительно ауст0, что сэкономит
примерно 40 тыс. кВт-ч электроэнергии в год.
В заключение можно сделать следующие
выводы:
полученные аналитические выражения A2),
A9) и B6) позволяют количественно оценить
производительность водяных насосов при
переменных тепловых нагрузках на холодильную
установку;
согласование производительности водяных
насосов с холодопроизводительностью
компрессоров для стабилизации давления конденсации
обеспечивает энергетически рациональный
удельный расход электроэнергии на холодильную
установку в целом, что создает возможность
получения экономического эффекта при
эксплуатации установок.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А з а р х Д. Н. Насосы. Каталог-справочник. М.,
Машгиз, 1953.
2. Анализ удельного расхода электроэнергии
аммиачных холодильных установок на базе функций
чувствительности/Н. А. Герасимов, А. И. Васильев,
Ю. В. Осипов и др.— Холодильная техника, 1976,
Я° 12.
3. Жадан В. Оптимальные условия работы
холодильных установок с обратным охлаждением
конденсаторной воды.— Холодильная техника, 1959, № 3.
4. Кузнецова А. А. Пленочные вентиляторные
градирни ГПВ.— Холодильная техника, 1977, № 9.
5. Теплообменные аппараты холодильных
установок/Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов, О. П.
Иванов и др.— Л., Машиностроение, 1973.
6. У г и н ч у с А. А. Гидравлика и гидравлические
машины. Харьков, Изд-во Харьковского ун-та, 1966.
7. Холодильные машины/Н. Н. Кошкин,
А. Г. Ткачев, И. С. Бадылькес и др. М. Пищевая
промышленность, 1973.

ДК 621.57.048 .001.24
К расчету испарителей с внутритрубным кипением
Канд. техн. наук К. Д. КАН
Московский институт химического машиностроения
Одним из распространенных типов аппаратов,
применяющихся во фреоновых холодильных
машинах для охлаждения хладоносителей,
являются испарители с внутритрубным кипением. Они
предназначены в основном для машин малой
и средней холодопроизводительности. Известны
случаи использования подобных испарителей
в крупных водоохлаждающих холодильных
машинах с винтовыми компрессорами.
Обобщение накопленных к настоящему
времени экспериментальных материалов по
тепловым и гидродинамическим характеристикам
испарителей с внутритрубным кипением для
водоохлаждающих фреоновых холодильных машин
позволяет дать рекомендации для
конструирования вновь создаваемых испарителей.
Тепловой расчет испарителей
В основе теплового расчета испарителей ле-
.жит определение среднего температурного
напора и коэффициента теплопередачи аппарата.
Средний температурный
напор 0т определяют по известным
соотношениям [6, 8, 9]. В аппаратах с внутритрубным
кипением осуществляется смешанный ток
движения хладагента относительно хладоносителя.
Испарители в большинстве случаев
изготавливаются с одним или двумя ходами для
хладагента. Хладоноситель имеет
продольно-поперечное течение. Средний температурный напор
рассчитывают по уравнению [6]
а а Qi — е2 /1Ч
°т = °пр. т8е = Gx 89> I '
Лоберхность F
Рис. 1. Распределение^температур по поверхности
аппарата:
tot, to2 — температура хладагента на входе и выходе
испарителя; tSi, t 2 —температура хладоносителя на входе и выходе
испарителя; At0 — температурная депрессия в испарителе;
А/ — изменение температуры хладоносителя в испарителе.
где ЭПр. т — температурный напор при противоточном
движении жидкостей без фазовых
превращений, °С;
eQ — поправка на смешанный ток;
0i> 02 — температурный напор между хладагентом
и хладоносителем на входе и выходе
испарителя, °С.
Распределение температур по поверхности
аппарата представлено на рис. 1, из которого
видно, что изменение температур вдоль поверхности
при прямоточном движении хладагента
относительно хладоносителя с фазовыми
превращениями в испарителе в результате депрессии на
стороне хладагента такое же, как и при
противоточном движении жидкостей без фазовых
превращений.
В табл. 1 приведены значения коэффициента С
для перевода депрессии в испарителе из Д/?0> Па,
в Д/0, °С, по соотношению: А^0 = С-10~5 Д/?0,
Па [At0 = С-0,981- Д/?0, кгс/см2] при различных
температурах кипения хладагента на выходе
из испарителя /02.
В табл. 2 даны значения поправочного
коэффициента ее для двухходовых испарителей (по
движению хладагента) при различных значениях
Д*„ лг0, ета.
Коэффициент теплопередачи,
отнесенный к внутренней поверхности аппарата,
&вн может быть представлен следующим
уравнением:
*вн = 1 р = J р~~, B)
ap8BH as аПр * <xs
где ар — коэффициент теплоотдачи от внутренней ореб-
ренной поверхности теплообменных труб к
кипящему хладагенту, Вт/(м2-К);
евн — эффективность внутренней оребренной
поверхности;
R6 — термическое сопротивление загрязнений для
воды, может быть принято равным нулю или
-0,1-Ю-3 м2-К/Вт [13];
Р — коэффициент оребрения, представляющий
отношение полной внутренней поверхности теплообмен-
ных труб к наружной поверхности;
as — коэффициент теплоотдачи от хладоносителя к
наружной поверхности теплообменных труб,
Вт/(м2-К);
<2пр— приведенный коэффициент теплоотдачи со стороны
кипящего хладагента, Вт/(м2-К).
Приведенный коэффициент теплоотдачи может
быть представлен следующим образом [8]:
_ , /Р , /мр /0.
аПр — о:р?ЕН — apv?p J т f g \y)
34

Таблица 1
Хладагент
R12
Р22
R502
Значения коэффициента С при tQi, °C
— 20 1 —15
16,0
9,95
8,83
13,85
8,66
7,73
— 10
12,1
7,57
6,80
-5
10,7
6,66
6,01
0
9,4
5,89
5,36
+ 5
8,4
5,24
3,88
Таблица 2
Д*о, СС
1
2
3
1
2
3
1
2
3
1
2
3
°с
3
4
5
6
Значения поправочного коэффициента на
смешанный ток 8q при 9т. °С
5
0,98
0,97
0,94
0,94
0,93
0,91
0,94
* 0,92
0,90
0,90
0,87
0,85
6
0,99
0,98
0,96
0,95
0,95
0,94
0,96
0,94
0,93
0,92
0,91
0,89
7
0,99
0,99
0,98
0,97
0,96
0,95
0,97
0,96
0,95 .
0,94
0,93
0,92
8
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0-
0,98
0,97
0,94
0,96
0,94
0,93
где 8Р — эффективность прямых ребер,
определяемая из уравнений, приведенных в
литературе [6,8];
fv> /мр» /и — площадь внутренней поверхности 1 пог. м
ребер, межреберных участков и полная,
м2/м.
В отечественных испарителях с внутритруб-
ным кипением применяются медные трубы
диаметром 20 X 1,5 мм с алюминиевыми десятико-
нечными сердечниками, впрессованными внутрь
труб, создающими внутреннее оребрение.
Профиль внутриоребренной трубы изготавливается
по ПК-14501-ЗМ [7]. Коэффициент оребрения
труб 2,6.
Коэффициент теплоотдачи со
стороны хладоносителя as. Хладо-
носитель, протекая снаружи пучка труб, при
поперечном перемещении непрерывно изменяет
свою скорость, а проходя сегментную вырезку
в перегородке, изменяет направление. В
аппаратах с поперечными перегородками обычно
существуют технологические зазоры между
трубами и перегородками и между перегородкой
и обечайкой. Применение уравнений для
пучков труб, обтекаемых жидкостью с постоянной
скоростью, может привести к получению
неправильных значений коэффициента
теплоотдачи. Поэтому для расчетов следует использовать
соотношения, полученные по результатам
испытаний аналогичных аппаратов.
Ряд обобщений был выполнен Т. Хоблером
[9]. Б. Балайка и К. Сикора приводят
уравнения, близкие к рекомендуемым Т. Хоблером,
[1]. Э. Хофман рекомендует использовать
уравнение Донохе [13]. Результаты расчетов по
предлагаемым уравнениям весьма близки друг
к другу. Поэтому для расчетов может быть
предложено следующее уравнение [13]:
Nus==J^!L = 0,25Res0'6Prs0»33) D)
где Nus — критерий Нуссельта;
dK — наружный диаметр трубы, м;
Xs — коэффициент теплопроводности
хладоносителя, Вт/(м-К);
*Res=W3dn,/vs — критерий Рейнольдса;
Prs = r\sCpS/Xs — критерий Прандтля;
^э = Vs/fs — эффективная скорость, м/с;
Vs — расход хладоносителя, м3/с;
/э = "^//поп/пр — эффективное сечение, м2;
/поп — поперечное суженное сечение в
диаметральной плоскости, определяемое
как сумма зазоров между трубами,
умноженная на расстояние между
двумя соседними перегородками, м2;
/пр — продольное суженное сечение,
определяемое как площадь сегмента под
поперечной перегородкой без площа^
ди, занимаемой трубами в сегменте, м2;
vs — коэффициент кинематической вязкости
хладоносителя, м2/с;
r)s — коэффициент динамической вязкости
хладоносителя, Па-с;
cps — удельная теплоемкость хладоносителя, Дж/(кг-К).
Коэффициент теплоотдачи со
стороны кипящего хладагента
ар. За последние 15—20 лет в области
исследования теплообмена при кипении хладонов в
трубах получено большое количество
экспериментальных данных [2, 3, 11—14], позволивших
вывести уравнения, с помощью которых с
достаточной точностью могут быть определены
коэффициенты теплоотдачи при кипении
хладонов в трубах.
Ф. Н. Дьячковым в результате
экспериментальных исследований рассчитаны локальные
и общие коэффициенты теплоотдачи при кипении
хладонов во внутриоребренных трубах,
определены эффективность оребрения, термическое
сопротивление между ребрами и трубой и
другие показатели [3]. Им же предложены
практические рекомендации для расчета аппаратов
с учетом влияния таких факторов, как
концентрация масла, перегрев пара и
распределение парожидкостной смеси по трубам [43.
Интересны исследования И. М. Хавлы и др.
[12]. Ниже сравниваются их результаты с
результатами испытаний отечественных
испарителей с внутритрубным кипением.
35

?. И. Шлюндер, И. М. Хавла и Е. А. Тома
на основании математической обработки
результатов испытаний с помощью ЭВМ предложили
так называемую стандартную ШХТ-диаграмму
для различных хладагентов и температур
кипения [12]. Опубликовано около 30 диаграмм для
Rll, R12, R21, R22.
Одна из диаграмм для R22 при кипении в
трубе с внутренним диаметром 13,5 мм показана
на рис. 2, а при t0 = 0°С. Из диаграммы видно,
что вся область кипения делится в основном
на две зоны — зону пузырькового кипения, где
на коэффициент теплоотдачи ар оказывает
существенное влияние плотность теплового
потока q, и зону конвективного теплообмена, где
на него существенно влияет массовая
скорость М.
С помощью этой диаграммы могут быть
определены коэффициенты теплоотдачи в трубах
с другими диаметрами (рис. 2, б). На
приведенной диаграмме представлены также результаты
испытаний испарителей с теплообменными
трубами диаметром от 2 до 20 мм (рис. 2, в).
Б. Слипцевич вместо сложных зависимостей
и вычислений [12] предложил более простые
уравнения [14]:
для области пузырькового кипения
В
л0,5
для области конвективного теплообмена
¦<*d=*
м1
л0,5
E)
F)
где Вг /( —коэффициенты, значения которых приведены
в табл. 3;
М — массовая скорость хладагента в трубах,
кг/(ом2);
д — плотность теплового потока, Вт/м2;
•внутренний диаметр трубы, м.
ЕСЛИ
М>
В \0,769
.0,538
G>
то расчет следует вести по формуле для
конвективного теплообмена F), в противном случае —
по уравнению для пузырькового кипения E).
На рис. 3 приведена ШХТ-диаграмма,
составленная с помощью уравнений Б. Слипцевича
для R22 при кипении в десятиканальной вну-
триоребренной трубе с эквивалентным
диаметром ~3 мм при t0 = 0°С [7]. Значения ар
и апр рассчитаны по уравнению C) для
одиночной трубы (см. рис. 3, а). На этой же диаграмме
имеются экспериментальные данные Бо Пьерра
[11], С.Н.Богданова [2] и Ф. Н. Дьячкова
[3] для ?=Ю00 и 10000 Вт/м2.
Практический интерес представляет
нанесение на ШХТ-диаграмму кривых, отражающих
процесс кипения хладагента в трубах различных
длин. Существует соотношение [13]
(8>
где ех = ед;
8 — коэффициент,
1 1
•+-7Г- +
+ "
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи а от
плотности теплового потока q и массовой скорости М
(ШХТ-диаграмма):
а — для трубы диаметром 13,5 мм; б — для труб других
диаметров; в — для испарителей с различными диаметрами труб.
д1> п2>пт — число труб в первом, втором и m-ом ходе
испарителя;
т — число ходов в испарителе;
п — среднее арифметическое число параллельно»
включенных труб в т ходах испарителя;
х155,Вт/(м2-К)
аГ5^Вт/(-Ю
5000
WOO
3000
/00
1 1 [ м I I 1 I ! I I м I I 1 I I I I I 1 1 //УММУ^ i 1 1 i I i i ! м i i 1 i I i il i м 11 i i i 1 I i I м I 1 i i i I i 1 i i I i Г /ОО
/О 20 30 W 50 70 /00 2СЩхгШ/00 /00 300*Ш500700 /QUO 2С50хпЕт/1н2-Н) 200 300 W0500 700/000 20005000 lt 5.х0)Вт/Ш)
а 5 н 3
36

<Я/7/7, .0O,
вт/т) вг/jfA)
10 15 20 30 W 5060
5000ап,Вт/(м?-К)
1_Г
200 300 WO 500600700 100012501500 2000 25003000 3500ослр,Вт/Ш)
Аппараты
fli + "г + • --+nn
L — длина шланга труб в испарителе, м;
А/— перепад энтальпий на выходе и входе хладагента
в испаритель (для R22 при /0 = 0° С Ai =
= 168 000 Дж/кг).
Для испарителей с равным количеством труб
в ходах е=1.
На диаграмму (см. рис. 3, а) нанесены кривые
для труб длиной L = 2, 3, 4 и 5 м. Их
расположение говорит о том, что в испарителях водо-
охлаждающих машин теплообмен имеет
переходный (между пузырьковым и конвективным)
характер. В испарителях с L > 5 м происходит
чисто конвективный теплообмен.
На рис. 3, б по оси ординат расположены
значения коэффициента теплоотдачи при кипении
R22 в трубах, по оси абсцисс — в аппаратах.
Сплошной линией показаны равные значения
коэффициентов теплоотдачи при кипении R22
в трубах и аппаратах. Здесь же приведены
экспериментальные данные для испарителей водо-
охлаждающих машин ХМВ400 [7], МКТ 20-2-0
[5], МКТ80-2-1 [11] и машины фирмы «Эшер
Висе» ( по результатам испытаний ВНИИхолод-
маша).
Как видно из графика, экспериментальные
данные для аппаратов значительно отличаются
отданных для труб. Пунктирной линией
представлены результаты обобщения экспериментальных
данных Э. Хофмана [13] для испарителей, трубки
которых аналогичны применяющимся в Советском
Союзе. Рекомендуемая Э. Хофманом кривая
получена путем пересчета коэффициентов
теплоотдачи на нулевой перегрев выходящего из ис-
Рис. 3. ШХТ-диаграмма для R22 при кипении в
трубах с эквивалентным диаметром ~3 мм при/0=0°С:
а — для трубы d3 = 3 мм; б — для испарителей.
парителя пара. Хорошо совпадают с ними
экспериментальные данные для испарителя водо-
охлаждающей машины фирмы «Эшер Висе» и
испарителя машины МКТ-20-2-0. Значительно
отклоняются от обобщающей кривой Э. Хофмана
экспериментальные данные, полученные при
испытаниях испарителя ИФ-50 и испарителя
машины МКТ8020-2-1. Это может быть результатом
влияния ряда факторов: неравномерности
распределения парожидкостной смеси по трубам
испарителя, качества изготовления внутриореб-
ренных труб, большого перегрева пара в
аппарате, неточного определения ар, которое
повлияло на значения апр, принятием R3 = 0.
С помощью рис. 3, б можно определить апр
для вновь создаваемых испарителей, приняв
среднее значение апр, полученное по результатам
испытаний отечественных испарителей.
*о. °С
-50
—40
-30
—20
— 10
0
10
Значение коэффициента
В в уравнении E) для
хладагентов
R12
0,105
0,112
0,118
0,123
0,129
0,134
0,138
R22
0,116
0,122
0,128
0,134
0,141
0,149
0,158
1
а бл и ца 3
Значение коэффициента
К в уравнении F) для
хладагентов
R12
0,525
0,399
0,310
0,256
* 0,194
0,156
0,126
R22
0,635
0,470
0,351
0,272
0,215
0,169
0,138
37

Гидродинамический расчет испарителей
Гидродинамический расчет проводится с целью
определения потерь давления на стороне
хладагента и на стороне хладоносителя. Наиболее
труден расчет гидравлического сопротивления
со стороны кипящего хладагента. Это вызвано
наличием двухфазных потоков хладагента в
довольно сложной конструкции теплообменного
аппарата. В испарителях затопленного типа
гидравлическое сопротивление со стороны
хладагента практически отсутствует, а в
испарителях с внутритрубным кипением — оказывает
существенное влияние на термодинамическую
эффективность цикла холодильной машины и
может иметь решающее значение с позиции
выбора типа испарителя.
Гидравлическое сопротивление со стороны
хладоносителя не имеет столь решающего зна-
чения и может вызвать лишь незначительный
перерасход электроэнергии. Оно близко по
значению гидравлическому сопротивлению по хла-
доносителю в кожухотрубных затопленных
испарителях.
Гидравлическое
сопротивление со стороны кипящего
хладагента может быть представлено как сумма
следующих величин:
Ар = Д/?тР + Ару + &Рм. (9)
где Артр,ЧДру, Арм — потери давления на трение в
трубах, на ускорение потока в трубах
при парообразовании и в местных
сопротивлениях аппарата, Па.
На основании результатов экспериментов на
гладких и внутриоребренных десятиканальных
трубах [8, 12] потери давления на трение в
трубах определяют по формуле
0,316 М2 L
APTp = (Re„Hi25 2p7^p,| A0)
где Re" — критерий Рейнольдса, определяемый при
свойствах насыщенного пара;
р" — плотность насыщенного пара, кг/м3;
\|)тр — величина, зависящая от хладагента,
температуры кипения и массовой скорости
(определяется по рис. 37 из работы [8]).
Опыты Ф. Н. Дьячкова [3] подтвердили
возможность применения уравнения A0), при этом
потери автор определял по свойствам
насыщенной жидкости.
Потери давления на ускорение потока в
трубах могут быть рассчитаны по уравнению
М2
= р" (Ди2 — Д^х), где Ди2. и At>! —
приращение удельных объемов при паросодержании на
выходе и входе в аппарат; по рекомендациям
[14] ф = 0. Для приведенных ниже расчетов
принято ф = 1.
Наибольшую сложность представляет
определение потерь давления в местных
сопротивлениях, которые могут быть выражены следующим
уравнением:
Дру=ф-
(П)
Величина ф принимается различной: в опытах
И. М. Хавлы ф =, 1; в работе [10] ф =
= Ах A — р'7р'), где Да: — разность
паросодержании на выходе и входе в аппарат, р' —
плотность жидкости, кг/м3; в работе [3] ф =
38
Ж2
A2)
где ?м __ суммарный коэффициент местных
сопротивлений на входе в крышку, в проходе крышки,
при повороте в крышке, на входе в трубы, на
выходе из них.
На рис. 4 приведены зависимости Д/?м от
массовой скорости М при различных значениях ?м
на один ход испарителя (т = 1) для R22 при
t0 = 0°С. Экспериментальные точки
представляют результаты испытаний различных
испарителей [5, 7, 10]. На графике имеются также
экспериментальные кривые, полученные для
двухходового испарителя с десятиканальными вну-
триоребренными трубами и длиной хода 2,1 м
0,01
30 W 50 60 70 8000ЮО ШМ,нг/(с-М*>
Рис. 4. Зависимость местных сопротивлений Арм от
массовой скорости М при различных значениях ?м на
один ход испарителя (m=l).

[13] и по рекомендациям [14] — Д/?м = @,5 -=-
-т- 0,8) Д/?0. Расположение экспериментальных
точек определено по уравнениям (9)—A2).
Как видно из рис. 4, коэффициенты местных
сопротивлений имеют довольно большие
отклонения. Такой разброс точек связан,
возможно, с неравномерностью распределения
хладагента по трубам и качеством изготовления
внутриоребренных труб. Для расчетов можно
рекомендовать ?м = 50.
Расчеты показывают, что местные
сопротивления являются основным видом
гидравлического сопротивления в испарителе. На общее
гидравлическое сопротивление в аппарате
оказывает влияние также концентрация масла в
хладагенте, однако по имеющимся
экспериментальным данным трудно определить ее
количественное влияние на гидравлическое
сопротивление.
Гидравлическое
сопротивление со стороны хладоносителя
рассчитывают по зависимостям, приведенным
в литературе [8, 14]. Однако, как показывают
эксперименты, гидравлическое сопротивление со
стороны хладоносителя иногда на порядок
превышает значения, полученные по указанным
уравнениям. Окончательные рекомендации для
расчета могут быть сделаны лишь после
проведения тщательных экспериментальных работ в
этом направлении.
Рассмотренная методика расчета тепловых и
гидравлических характеристик испарителей с
внутритрубным кипением позволяет в порядке
первого приближения проводить
конструирование и оптимизацию условий работы вновь
создаваемых аппаратов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бал айка[Б., Сикора К. Процессы
теплообмена в аппаратах химической промышленности.
М., Машиностроение, 1972.
УДК 664.84.85.03:533.1.001.24
Расчет состава регулируемой газовой
Канд. техн. наук А. М. СОШИНСКИЙ
Московский технологический институт пищевой
промышленности
Канд. техн. наук И. Н. ЧЕРНЯЕВА
Московский институт народного хозяйства
им. Г. В. Плеханова
В последнее десятилетие широкое
распространение получило хранение плодов и овощей в
плодоовощехранилищах с регулируемой
газовой средой (РГС) [2].
2. Б о г д а н о в С. Н. Теплообмен при кипении
фреонов внутри горизонтальной трубы. —
Холодильная техника, 1964, № 4.
3. Д ь я ч к о в Ф. Н. Исследование теплообмена
и гидродинамики при кипении фреона-22 в трубах
с внутренним оребрением. — Холодильная
техника, 1977, № 1; Экспериментальное определение
эффективности оребрения при внутритрубном
кипении фреона-22. — Холодильная техника, 1977,.
№ 6.
4. Д ь я ч к о в Ф. Н., Калнинь И. М.г
Кротков В. Н. Обобщение
экспериментальных данных по теплообмену и гидродинамике при
кипении фреона-22 в трубах с внутренним
оребрением. — Холодильная техника, 1977, № 7.
5. Кувшинов С. Г., Япунов И. Ф.,
Фролова Н. И. Анализ работы кожухотруб-
ных испарителей с кипением холодильного агента
внутри труб. — Холодильная техника, 1973, № 9.
6. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., Энергия, 1973.
7. Результаты испытания испарителя ИФ-50
с внутритрубным кипением агента/ Ю. А.
Шапошников, В. Б. Галежа, А. X. Брун и др. —
Холодильная техника, 1977, № 2.
8. Теплооб менные аппараты холодильных
установок/ Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов,.
О. П. Иванов и др. Л., Машиностроение, 1973.
9. X о б л е р Т. Теплопередача и теплообменники.
Л., Химическая литература, 1971.
10. Ч и с т я к о в Ф. М.,1 Фролова М. И.г
Кувшинов С. Г. Определение
гидравлических потерь в горизонтальных кожухотрубных
испарителях с внутритрубным кипением хладагента.—
Холодильная техника, 1977, № 2.
11. Во Pierre— Kaltetechnik, 1955, № 6; Kyltek-
nisk Tidskrift, 1957, № 6; 1969, № 9.
12. Chaw la I. M. u. a. — Kaltetechnik, 1967,
№ 10; 1968, № 4; 1969, № 5; Institut fur Termische
Verfahrenstechnik der Universitat Karlsruhe, 1968;
J. Verfahrenstechnik, 1975, №3; Vt — Hochschul-
kurs 1 Thermische Verfahrenstechnik, Forts 11, 12.
13. H о f m a n n E. — Linde Berichte aus Technik
und Wissenschaft, 1972, № 32; 1975, № 37.
14. S 1 i p с e v i с В. — Die Kalte, 1967, № 9; 1973,
№ 4; Kaltetechnik, 1972, № 12.
среды плодоовощехранилищ
При проектировании плодоовощехранилища
с автоматизированным поддержанием в камерах
РГС заданного состава по азоту, кислороду
и двуокиси углерода после выбора оборудования
с соответствующими расходными
характеристиками требуется выполнить прогнозирующий
расчет работы хранилища, т. е. определить, как
станет изменяться состав газовой среды во
времени. Этот расчет необходим также при
эксплуатации плодоовощехранилища для установления
з»

периодичности включения отдельных видов
оборудования.
В статье приведены уравнения, связывающие
конечные концентрации кислорода и двуокиси
углерода в камерах с РГС с их начальными
концентрациями, объемом и коэффициентом
герметичности камер, расходными характеристиками
оборудования, интервалом времени его
работы, массой и интенсивностью дыхания плодов.
Рассмотрены два способа поддержания РГС
в камере: I — путем дозировки газообразного
азота от азотных установок, II — с помощью
адсорбционных установок (использование
газогенератора, полимерных пленок и контейнеров
с газообменным окном из силиконовой пленки
и другие способы в статье не рассматриваются).
I способ предусматривает три варианта
работы камеры:
1-й вариант — камера загружена плодами
и заполнена газовой средой, подача газов
отключена, концентрации газов в камере
изменяются в результате дыхания плодов и
негерметичности камеры;
2-й вариант — в камеру подают воздух из
окружающей атмосферы;
3-й вариант — камеру продувают азотом, при
этом используют или бросовый азот местной
кислорододобывающей станции, или жидкий
азот, который доставляют в танках или получают
из атмосферного воздуха с помощью автономной
серийной азотной установки, например, типа
ЗИФ-1002, после его испарения. Может быть
также запроектирована автономная
установка [1], производящая непосредственно
газообразный азот в ~2,3 раза большем количестве,
чем ЗИФ-1002, при равной мощности.
II способ предусматривает аналогичные 1-й
и 2-й варианты работы камеры, а вместо 3-го —
4-й вариант: периодическое включение
адсорберов, поглощающих двуокись углерода из
газовой среды камеры (возможная продувка камеры
азотом в пусковой период не рассматривается).
Во 2-м, 3-м и 4-м вариантах входящий газ
предварительно охлаждают до температуры
газовой среды в камере.
При выводе зависимостей приняты следующие
допущения:
время работы камеры делится на ряд равных
интервалов Ат с начальным временем интервала
тн и конечным тк, ч; зависимость концентраций
кислорода и двуокиси углерода от времени
внутри интервала Ат линейная;
для каждого интервала Ат интенсивность
дыхания плодов Яо, или Ясо,
определяется по начальным в данном интервале объемным
концентрациям кислорода и двуокиси углерода
^о2н и ссо2н ; в пределах интервала
значения R * постоянны;
барометрическое давление постоянно, оно не
влияет на коэффициент герметичности камеры
/С.
Балансовые уравнения по кислороду и
двуокиси углерода для каждого из четырех
указанных вариантов работы камеры внутри интервала
Ат имеют следующий вид:
VK^VjfVi + Vt-V» A)
VK = V^fVx+VA^Vg9 B)
VK = VHq:l/1 + y6_V7, C)
где VK — объем кислорода (двуокиси углерода) в камере
в конце рассматриваемого интервала Ат,
равный CKVC, м3;
Ск — объемная концентрация кислорода (двуокиси
углерода) в конце рассматриваемого
интервала Ат, м3/м3;
Vc — свободный объем камеры, м3;
Vc = Vn - G/p;
Vu —¦ полный объем камеры, м3;
G — масса плодов в камере, т;
р — плотность плодовой массы (ненасыпная), т/м3;
VH—начальный объем кислорода (двуокиси
углерода) в камере в начальный момент времени тн
рассматриваемого интервала, равный CHVC, м3;
Сн — объемная концентрация кислорода (двуокиси
углерода) в камере в момент времени тн
[начальная концентрация Сн я-го интервала
является конечной концентрацией предыдущего
(п — 1)-го интервала], м3/м3,
Vx — объем кислорода, поглощенного плодами, или
двуокиси углерода, выделенной плодами, к
концу рассматриваемого интервала (при
составлении баланса по кислороду объем берется с
отрицательным знаком — Vly а по двуокиси
углерода— с положительным -f-Vx), м3;
Vt = RG Ат;
R — интенсивность дыхания плодов по кислороду RQ
или по двуокиси углерода Rco в
рассматриваемый интервал времени Ат [2], м3/(т-ч),
R = #,@,365- 2,774С0гН- 0,883CCCVi). 10;
Rt — интенсивность дыхания плодов по кислороду
Rq t или по двуокиси углерода Rco t в
атмосферном воздухе при 4°С, мл/(кг-ч)
V2— V3 — разность между объемами поступившего в
камеру и ушедшего из нее вследствие ее
негерметичности кислорода (двуокиси углерода)
в течение интервала времени Ат, м3,
* Здесь и далее величина без указания в индексе,
к какому газу она относится (например, R) означает,
что она относится к кислороду (R0 ) (при определении
конечной концентрации CQ „ ) или к двуокиси
углерода (при определении конечной концентрации Сс0 к ).
Примечание относится к объемам Ук, VH, Уг — Vt,V9,
концентрациям Ск, Сн, СсР, Саз, Сатм и интенсивности
дыхания R, Rt.
40

Свент
Уь-Vi
F2-V3 = /(VcAT(CaTM-Ccp);
К — коэффициент герметичности камеры, сут;
Сатм — объемная концентрация кислорода (двуокиси
углерода) в атмосферном воздухе (С0 атм =
= 0,208; CCOjaTM«0), мз/мз;
Сср — средняя концентрация кислорода (двуокиси
углерода) в камере за период времени Ат,
м3/м3,
Сср = (Сн + Ск)/2;
У 4— У ъ — разность между объемами поступившего в
камеру и ушедшего из нее кислорода (двуокиси
углерода) при продувке камеры атмосферным
воздухом в течение интервала Дт, м3,
^4— ^б — ФвентДт (^атм — Qp);
производительность вентилятора, м3/ч;
разность между объемами поступившего в
камеру и ушедшего из нее кислорода (двуокиси
углерода) при продувке ее азотом в течение
интервала Ат, м3,
V6-F7 = Qa3AT(Ca3-Ccp);
Фаз—производительность азотной установки, м3/ч;
Саз — объемная концентрация кислорода (двуокиси
углерода) в азоте, поступающем в камеру
(ССО2аз-0), м3/м3;
^С028 — объем двуокиси углерода, удаленной из
камеры в результате очистки газовой среды в
адсорберах в течение интервала Ат, м3;
^CO§8 = ФадсССОвсРДт'>
Оадс — производительность адсорбера, м3/ч;
V9 — объем кислорода (двуокиси углерода),
поступившего в камеру из атмосферного воздуха
взамен двуокиси углерода, оставшейся в
адсорбере, в течение интервала Ат, м3,
^э = СадсСС0|ср^тСатм-
Подставив объемы Vx-i-V9, выраженные через
вышеприведенные величины, в балансовые
уравнения A)—D) и сделав преобразования,
получаем основное расчетное уравнение для
определения объемных концентраций кислорода и
двуокиси углерода в газовой среде камеры в
рассматриваемом интервале времени
г н—
Ск = 1 + В Дт *
E)
При последовательном вычислении в каждом
интервале конечных объемных концентраций
двуокиси углерода по формуле E) имеем для
всех четырех вариантов работы камеры
следующее выражение для величины А, м3 С02/(ч-м3):
А = Асп-== Вгг\ Сгг\ о — ^СО 6/Ус-
: А:о,— 5co,ccofH
F)
Константы BCOi для 1—3-го вариантов
работы равны константам ?о8> ч~
для 1-го варианта
ВСо,= В0й=К/48,
для 2-го варианта
Д
со,
т/2Ус
G)
(8)
для 3-го варианта
Ясо,= B0t = Qa3/2l/c. (9)
Для 4-го варианта работы камеры при
определении ССо2к
5со2
— Фадс/21/о
(Ю)
При вычислении в каждом интервале времени
конечных объемных концентраций кислорода
в камере по формуле E) имеем для 1—3-го
вариантов следующее выражение для величины А>
м3 02/(ч.м3):
А = Ло2 = RoiGIVo + B02(C02H- 2С02ВНеш). A1)
В выражении A1) для 1-го и 2-го вариантов
^Озвнеш^ С08атм, а ДЛЯ 3-ГО Варианта С02ВНеш=
— С02аз-
Конечная объемная концентрация кислорода
в случае работы камеры с адсорбером D-й
вариант) определяется с учетом поступления
атмосферного воздуха в камеру^взамен адсорбиоо-
ванной двуокиси углерода:
[^о2к— со2н~- ^о2Лт'
A2)
где
^02 = RqG/Ус - «адсС0,атмССО.ср/^с. A3)
На рис. 1 показано изменение во времени
концентраций (в объемных процентах) кислорода
и двуокиси углерода, рассчитанное для плодо-
овощехранилища, состоящего из четырех
небольших камер объемом Уп=147 м3, емкостью
35 т плодов каждая. Камеры имеют
сравнительно низкий коэффициент герметичности К=
=0,1 сут-1. Для создания и регулирования
газовых сред используется серийная азотная
установка ЗИФ-1002 с испарителем
производительностью по жидкому азоту 8 кг/ч.
Как видно из графика, пусковой период
одной камеры равен 1,5 суткам. После пускового
периода общей продолжительностью 6 суток
СьЯоб.
20 22х,сут
Рис. 1. Изменение концентраций кислорода и
двуокиси углерода в четырех камерах плодоовощехранилища
(/(=0,1 сут), оснащенного азотнсй установкой:
/ — пусковой период; 2,3 — отогрев и работа азотной установки.
41

C-й вариант работы камеры) во всех четырех
камерах устанавливается требуемая газовая
среда. После этого азотную установку
отключают на 2 суток, за это время ее отогревают
и просушивают F ч). После отключения
установки концентрации кислорода и двуокиси
углерода возрастают во всех четырех камерах A-й
вариант работы камеры).
В случае лучшей герметичности камер (К=
=0,05 сут-1) при работе их по 1-му варианту
концентрация кислорода станет убывать и
восстановить ее можно добавлением атмосферного
воздуха с помощью вентилятора B-й вариант
работы).
После отогрева установку ЗИФ-1002 вновь
включают, азот начинает поступать в камеры,
и концентрации кислорода и двуокиси углерода
снижаются до исходных значений C-й вариант
работы). Время, необходимое для снижения
концентраций кислорода и двуокиси углерода
в одной камере (время продувки камеры азотом),
рассчитывают по уравнению E). В проведенных
расчетах оно составило 12 ч.
При непрерывной работе с помощью одной
азотной установки ЗИФ-1002 можно хранить
в условиях РГС ~350 т плодов. Применение
установки, производящей газообразный азот, [2]
равной мощности позволит увеличить количество
хранимых плодов до 800—1000 т.
В Московском технологическом институте
пищевой промышленности и Московском
институте народного хозяйства им. Г. В. Плеханова
авторами проведен теоретический анализ работы
камер с РГС с помощью предложенных
зависимостей. Работу камер моделировали на ЭВМ.
Расчеты, а также графики, полученные с
помощью ЭВМ, показали, как будут изменяться
во времени концентрации кислорода и двуокиси
углерода в камерах при выбранном
оборудовании и можно ли поддерживать газовый состав
в заданных пределах.
При моделировании работы камер на ЭВМ
предполагалось, что контроль состава газовой
среды в камерах, а также включение и
отключение подачи азота, атмосферного воздуха или
поглотителя двуокиси углерода выполняются
автоматически и циклично. Продолжительность
цикла Ат зависит от производительности насоса,
отбирающего смесь из камер для
газоанализатора, протяженности и диаметра подводящих
трубок и от числа камер, которые должен
обслуживать один газоанализатор.
Оптимальное сочетание всех параметров,
входящих в зависимости E) и A2), может быть
выявлено после проведения ряда расчетов и
построения графиков.
На рис. 2 показаны результаты расчета
концентраций (в объемных процентах) кислорода
и двуокиси углерода в камерах с РГС,
загруженных яблоками сорта Пепин шафранный, при
регулировании состава газовой среды по I
способу — подачей азота и атмосферного воздуха
(см. рис. 2, а) и по II способу — включением
адсорбера и подачей атмосферного воздуха
(см. рис. 2, б).
Для расчета были взяты следующие данные:
Дт = 3 ч; Vu= 104 м3; G = 36 т; р=0,8т/м3; /?0f, =
= 3,2 мл/(кг-ч); #c(v = 3,5 млДкг-ч); С0,атм =
= 0,208 м3/м3; С0газ = 0,01 м3/м3; К = 0,05 сут;
т=150 ч — продолжительность проверки работы камер;
п — порядковый номер расчетного интервала времени Ат;
С0н = 0,2; Ссо н1 = 0 — начальные концентрации
кислорода и двуокиси углерода в камере в первом
расчетном интервале времени (п— 1), принятые для I
способа поддержания РГС, м3/м3;
СОн1=^0,08; ССОн1=0,04 — то же, для II способа,
м3/м3;
СО2м = 0-03; COj6=0,04; ССО2М=0,05; ССОгб =
= 0,06—меньший и больший допустимые пределы
изменения концентраций соответственно кислорода и
двуокиси углерода в камере, м3/м3.
При регулировании состава газовой среды по
I способу (рис. 2, а) в расчет вошли: Фаз =
СоЛсо,, %о5.
Г
|/
А
mil i/i
сог
J
i J_l Mil i.
N^
20
1 1,J I 1 i .! I
?
5
Vs
P JO
-1 1.1 Mill
-An
?0
ihiiil
V
/7 V^
i ULl UJ.J-
\Ccc26
\6
fo2M
50
100
t,4
7
4
C02/\
у z\
Mill ll
10
i! i и 11 i
\ A A
V\A
VJ
20
11111 j 11
/\/V
. 30
11 j 1111
s
v\/
s
4
III) III I
Ал\
/7 50
и 111111
CcOyd'
'ЩМ
'ozf
'ozm-
50
100
?,ч
Рис. 2. Поддержание концентраций кислорода и
двуокиси углерода в заданных пределах (моделирование
на ЭВМ):
а — при использовании азотной установки; б — при
использовании адсорбера
42

=6,47 м3/ч, фадс = 0 м3/ч, QBeHT = 1 М3/ч; П0 II
Способу, с адсорбером (рис. 2, б):| Qa3 = 0M3K
Саде = 3 м3/ч, QBeHT = 2 м3/ч.
Регулирование состава газовой среды по I
способу (см. рис. 2, а) начинается с подачи азота
{процесс /), вследствие чего концентрация
кислорода снижается до точки 2, при этом
концентрация двуокиси углерода остается равной нулю.
Подача азота прекращается, но продолжается
процесс дыхания плодов, сопровождающийся
дальнейшим снижением концентрации
кислорода до точки 3 и ростом концентрации двуокиси
углерода. В точке 3 концентрация кислорода
ниже меньшего допустимого предела, поэтому
включается вентилятор подачи атмосферного
воздуха на весь интервал времени Ат, т. е. до
следующего анализа состава газовой среды в
этой камере. Наконец, когда концентрация
двуокиси |углерода возрастает выше большего
допустимого предела (точка 4), вновь начинается
подача азота на время Ат (процессы 4—5 и 6—7).
Далее процессы повторяются.
На графике хорошо видно, что принятый
расход азота слишком резко снижает концентрацию
за время Ат через весь допустимый интервал
концентраций от точки 4 до точки 5. Поэтому
расход азота должен быть уменьшен в 3—3,5
раза, до Qa3 «*2 м3/ч. Правда, при этом начальный
процесс 1 увеличится с 15 до ~50 ч.
При поддержании состава газовой среды в
камере с помощью адсорбера (см. рис. 2, б)
первоначальное снижение концентрации кислорода
следует выполнять дозировкой азота, как это
было показано на рис. 2, а. В противном случае
снижение концентрации кислорода только
вследствие дыхания плодов будет происходить очень
медленно. На рис. 2, б видно, что она снижается
даже с начальных 8 до 3% об. на протяжении
~100 ч (процесс*?). За это время концентрация
двуокиси углерода достигает большего
допустимого предела (процесс У), в результате чего
включается адсорбер и концентрация снижается
(процесс 1—2). Процесс 3 продолжается до
достижения меньшего допустимого предела по
кислороду (точка 4), после чего включается
вентилятор процессы D—5 и 6—7.) На рис. 2, б
видно, что интервал концентраций в процессе
4—5 велик, поэтому принятая
производительность вентилятора должна быть уменьшена
в ~2 раза. При меньшей производительности
вентилятора амплитуда колебаний концентрации
кислорода тоже сократится в ~2 раза и точка 5
войдет в заданные пределы между Со2б
и со9и- Процесс 5—8 аналогичен процессу 3.
Анализ работы камер с РГС с помощью
предложенных зависимостей и разработанных алгоритма
и программы расчета на ЭВМ желательно
проводить на стадии проектирования плодоовоще-
хранилищ с РГС и результаты анализа
прилагать к проектам в качестве характеристик
работы камер с РГС.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 619761 (СССР).
2. Хранение плодов в регулируемой газовой
среде/Л. В. Метлицкий, Е. Г. Салькова, И. Л. Волкинд
и др. М., Экономика, 1972.
УДК 621.565.92.57.041-213.4:E46.217-f 621.564.25).001.5
Методика определения неконденсирующихся примесей
в холодильном агрегате бытового холодильника
М. М. ФАКТОРОВА, Б. К. КИСЕЛЕВ, Л. Н. ГРИШИНА
Всесоюзный проектно-технологический институт по
электробытовым машинам и приборам
Неконденсирующиеся примеси в холодильном
агрегате бытового холодильника образуются
в основном за счет воздуха, оставшегося после
вакуумирования^и поступившего в него с
хладагентом при заправке.
До недавнего времени большинство заводов-
изготовителей бытовых холодильников и
комбинатов по ремонту не придавали большого
значения последнему фактору. Контроль за
содержанием воздуха в агрегате осуществляли путем
расчета парциального давления воздуха после
вакуумирования [1], что не всегда являлось
показателем подготовки агрегата к заправке
хладагентом и, тем более, не давало представления
о количестве воздуха в холодильном агрегате.
В действительности парциальное давление
воздуха в агрегате значительно превышает, часто
не менее чем в 200 раз, парциальное давление,
которое допускается общепринятыми нормами
на процесс вакуумирования— 13,3 Па @,1 мм
рт. ст.), так как с хладагентом R12 может
поступить до 0,3% об. воздуха (ГОСТ 19212—73),
который создает в агрегате, заправленном,
например 100 г R12, парциальное давление около
2,94—3,33 кПа B2—25 мм рт. ст.).
43

Поэтому необходимо правильно определять
содержание воздуха в холодильном агрегате
после его изготовления и заправки. Кроме того,
зная общее содержание воздуха в агрегате и в
R12 при поставке, можно, в свою очередь,
контролировать соблюдение технологического
процесса изготовления агрегатов, в том числе
работу оборудования и оснастки.
Лабораторией холодильных агрегатов
Всесоюзного проектно-технологического института
по электробытовым машинам и приборам
(ВПТИЭМП) проведены исследования и
разработана методика определения содержания*'воз-
духа в пробах R12, отобранных из емкостей
поставки (бочек, цистерн), стенда заправки
холодильного агрегата хладагентом и из
холодильного агрегата, с помощью газо-жидкостной
хроматографии, которая дает наиболее
достоверные результаты из всех известных методов и
является достаточно оперативной для
использования в заводских экспресс-лабораториях.
Работу проводили на газовом хроматографе типа
ЛХМ-8МД с детектором по теплопроводности.
Газо-хроматографические колонки
подготавливали и режимы работы хроматографа
устанавливали согласно ГОСТ 19212—73 на R12.
Определение содержания воздуха в хладагенте
в емкостях поставки. Пробы R12 из емкости
поставки отбирали из жидкой фазы в отвакууми-
рованный до 13,3 Па @,1 мм рт. ст.) баллон
емкостью 1 л после установления рабочих
параметров хроматографа и стабилизации нулевой линии
регистратора. Молярную концентрацию воздуха
в жидкой фазе баллона рассчитывали по
объемной доле, определяемой хроматографом. При
этом необходимо учитывать, что проба в
хроматографе и в исследуемой емкости находится при
различных давлениях и температуре, и поэтому
необходимо пересчитывать объемную долю в
молярную концентрацию по известным
соотношениям.
Если баллон заполнен жидким хладагентом
практически полностью, то полученный
результат характеризует общую молярную
концентрацию воздуха, т. е. концентрацию воздуха в R12,
который идет на заправку агрегата. Если же
баллон перед выполнением анализа заполнен
R12 не полностью, как это допускается ГОСТ
19212—73, то общую концентрацию воздуха
рассчитывают по формуле
После некоторых преобразований получаем:
С =
СтУж Ч~ СпУп
A)
где С, Сж, CD
• общая молярная концентрация и
молярная концентрация воздуха в
жидкой и паровой фазах R 12;
V> Vm> Уп — общий объем и объемы жидкой и
паровой фаз при атмосферном давлении
и окружающей температуре.
С = —*r[Vm(l - a) ±Va],
B)
где а — отношение молярных концентраций воздуха
в паровой и жидкостной фазах.
Величину Vm находим по формуле
Ут = -
Рж — Рп »
C)
где т—масса R 12 в баллоне;
Рп, Рж — плотность пара и жидкости при данной
температуре.
Отношение концентраций а можно легко
получить из зависимостей, приводимых Пармеле [21
на основании законов Генри и Рауля:
<?=*# D>
~Р=СПР, E>
где С*ж, С*—объемная доля жидкости и пара,
определяемая по хроматограмме;
k — коэффициент, зависящий от температуры;
р — парциальное давление воздуха над жид
костью;
Р — общее давление, равное сумме давления
насыщенных паров Рн R 12 при
температуре окружающего воздуха и
парциального давления воздуха р.
Из уравнений D), E) следует, что отношение аг
выраженное через С* равно
Уж
kPn + C* V-Vm *
F)
Коэффициент &, 1/Па, рассчитываем по
формуле
у ос
lg^-p——10,15,
G)
где Т — температура равновесия парожидкостной смеси..
При уменьшении в баллоне количества
жидкого R12 концентрация воздуха в паровой фазе
увеличивается и уменьшается в жидкой,
следовательно, снижается точность измерений
концентрации воздуха в жидкой фазе. Кроме того,
при малых количествах жидкого хладагента
возможны проскоки пара при подаче пробы на
хроматограф и быстрое нарушение равновесия
между паровой и жидкой фазами, что также
снижает точность результатов опытов.
Поэтому, когда в баллоне находится жидкого
хладагента менее 30% его объема,
целесообразно на хроматограф подавать пробу не из жидкой,
а из паровой фазы. При этом для уменьшения
влияния температуры на концентрацию воздуха
в паровой фазе баллон с хладагентом надо
выдерживать в термостате с водой при
постоянной температуре в течение 20—30 мин до подачи
44

и затем в процессе подачи пробы на хроматограф.
В этом случае для расчета используют
следующие формулы:
С =
-^-1Ыа-1)+П
Vu
•9жУ
Рп —Рж '
Уи
(8)
(9)
A0)
Определение общей концентрации через
молярную в паровой фазе дает возможность
получить более точные результаты, что особенно
важно при низких концентрациях. Например,
при объеме баллона 1 л, массе хладагента 100 г,
окружающей температуре 20°С
чувствительность метода газо-жидкостной хроматографии
по теплопроводности составляет 0,01% об. В
этих условиях получим: при С^=0,01% об.
>С=0,13% об., а при q-0,01% об. [С=
=0,0031% об., т. е. чувствительность
определения содержания воздуха в исследуемом объекте
возрастает более чем в 40 раз.
Определение содержания воздуха в хладагенте,
находящемся в стенде заправки. Контроль за
содержанием воздуха в R12, находящемся в
стенде, который является промежуточным
звеном между емкостью поставки и холодильным
агрегатом, позволяет выявить неполадки в
работе стенда и нарушение его герметичности или
промежуточной системы трубопроводов.
Для определения содержания воздуха в
хладагенте баллон присоединяют непосредственно
к стенду и опорожняют дозатор стенда в баллон.
Так как доза R12, а значит и количество
жидкости, составляет небольшой процент от объема
баллона, последний устанавливают в термостат
с водой, как указано выше, и концентрацию
воздуха в пробе R12 определяют через
концентрацию воздуха в паровой фазе по формулам
<8)—A0).
Определение содержания воздуха в холодильном
агрегате. После окончательного заполнения
хладагентом холодильный агрегат выдерживают до
стабилизации в нем давления в течение 20 мин.
Затем непосредственно из агрегата (из паровой
фазы) отбирают пробу R12 на хроматограф и по
полученному результату рассчитывают общую
концентрацию, т. е. всего заправленного
хладагента. При этом учитывают, что при заправке
холодильного агрегата часть хладагента
растворяется в масле, которое находится в
компрессоре, а весь воздух, который был в агрегате до
его заправки и поступил в него с хладагентом,
находится только в паровой?фазе.
Общую молярную концентрацию воздуха в
хладагенте в холодильном агрегате в этом случае
определяют по формуле
С = СП
Уи
Varp
do
где Уагр — емкость агрегата.
Зная давление в агрегате непосредственно
перед подачей пробы в хроматограф и полученную
по хроматограмме концентрацию воздуха в
паровой фазе хладагента, можно, не рассчитывая
общей концентрации, определить парциальное
давление воздуха в агрегате рагр по формуле E).
В этом случае, принимая во внимание, что
агрегат заполняется жидким R12, измеренная
по хроматограмме концентрация воздуха равна
общей концентрации дозы.
Таким образом, разработанная методика
позволяет как контролировать полное содержание
воздуха в готовом холодильном агрегате, так
и определять степень подготовки агрегата
к заправке по разности молярных
концентраций воздуха в пробах хладагента, взятых из
агрегата и из емкости поставки, или по разности
парциальных давлений воздуха в них.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Факторова М. М., Гришина Л. Н. Ва-
куумирование холодильных агрегатов домашних
холодильников.— Холодильная техника, 1970, № 1.
2. Parmelee H. M. Solubility of Air in Freon-12
and Freon-22.— Journal of the ASHRAE, 1951,
Vol. 59, № 255.
45

НОВЫЕ ВИДЫ ПРОДУКЦИИ
УДК 621.565.83:631.37:656.7
Термоэлектрический воздухоохладитель для системы принудительной
вентиляции самолетов и вертолетов, применяемых в сельском хозяйстве
А. Н. ДЬЯЧЕНКО, Н. Т. РАДЬКО
Львовский завод биофизических приборов
Львовский завод биофизических приборов серийно
выпускает термоэлектрические воздухоохладители,
спроектированные НИИавтоприбором (Москва). Они
предназначены для охлаждения воздуха в системе
принудительной вентиляции самолетов и вертолетов,
применяемых в сельском хозяйстве.
Воздухоохладитель (см. рисунок) состоит из 28
последовательно соединенных термобатарей 7. Каждая
термобатарея собрана из термоэлементов с ветвями
л-типа 2 и р-типа 3, которые скоммутированы медными
теплообменниками по горячим 4 и холодным 1 спаям.
Термобатареи скомпонованы в блок и помещены в
корпус, состоящий из двух половин. Электрическая и
тепловая изоляция между термобатареями выполнена
из стеклоткани и уплотнительной замазки 5 типа
У20А. Блок в корпусе уплотнен прессшпановыми и
резиновыми прокладками 6. Воздухоохладитель
подключается к источнику постоянного тока с помощью
двух клемм 8. Для обеспечения хорошей стыковки
с системой вентиляции на оба торца воздухоохладителя
надеты резиновые манжеты 9.
Техническая характеристика воздухоохладителя
Напряжение питания, В
Сила тока, А, не более
Холодопроизводительность, Вт
Расход во--духа, м3/ч
по холодному теплообменнику
по горячему теплообменнику
Масса, кг, не более
Условия работы воздухоохладителя
температура окружающей среды, °С
относительная влажность при
температуре 35°С, %
нагрузки, g
вибрационные (на^частотах до 300 Гц)
линейные
ударные
Срок службы, лет
Средний ресурс, ч
Эксплуатационные качества воздухоохладителя
проверены в течение пяти лет на различных типах
самолетов и вертолетов. В настоящее время ими оборудован
большой парк самолетов АН-2 в сельскохозяйственной
авиации, где они используются для снижения
температуры в кабине пилота.
Благодаря хорошим техническим и
эксплуатационным характеристикам воздухоохладителя его можно
применять в системах принудительной вентиляции с
автоматическим регулированием микроклимата в
кабинах различных транспортных средств,
подверженных ударным перегрузкам, в том числе в кабинах
грузовых автомобилей, электровозах и т. д. *.
Прибору присвоен государственный Знак качества.
Пример записи обозначения воздухоохладителя при
заказе и в другой документации: воздухоохладитель
термоэлектрический, ОСТ 1.00813—76.
Условия поставки — по прямым связям.
27+2'4
z/—3,0
26
348,9+jjij
90
250
11
—60 ^-+60
98
5
10
12
7
3000
55
i?
<ъ
^
^
S"-
$-
¦^
^г
*сь.
Под
Tepi
А Горячий
11 поток
Ч Холодный
поток \
Термоэлектрический воздухоохладитель.
46
26

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 628.84-52.004
Эксплуатация приборов
автоматики в системах
технологического
кондиционирования воздуха
Л. А. ГОЛОВАЦКАЯ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В системах технологического
кондиционирования регулируются температура и влажность
воздуха. Регуляторы температуры и влажности
воздействуют на один объект регулирования и
связаны через него. Датчики регуляторов
устанавливаются обычно на стороне всасывания воз-
духообрабатывающего агрегата кондиционера.
В настоящее время в системах технологического
кондиционирования воздуха наиболее широко
применяются регуляторы температуры типа
ПТР-3 и регуляторы влажности типа СПР
04-ЗТ.
ПТР-3 — полупроводниковый трехпозицион-
ный регулятор, предназначенный для
регулирования температуры воздушной или жидкой
среды путем подачи команд на исполнительные
механизмы. Поставляется он с термосистемой
погружного или камерного типа. В дальнейшем
этот регулятор будет заменен аналогичным
регулятором типа ТР.
СПР-104-ЗТ — трехпозиционный регулятор,
предназначенный для регулирования
относительной влажности воздушной среды путем подачи
команд на исполнительные механизмы.
Чувствительным элементом регулятора является
калиевонатриевый первичный преобразователь
влажности, воздействующий на
сопротивление влагочувствительной пленки при
изменении относительной влажности воздуха.
Заводы-изготовители технологических
кондиционеров поставляют их укомплектованными
щитами управления с указанными
регуляторами.
Технологические кондиционеры работают в
автоматическом режиме и не требуют
постоянного присутствия обслуживающего персонала.
В процессе нормальной эксплуатации один
раз в месяц необходимо проводить
профилактические работы: проверять состояние приборов
автоматики, правильность их срабатывания.
Для проверки предприятие должно
располагать следующей контрольно-измерительной
техникой: набором контрольных термометров типа
ТЛ-4; психрометром аспирационным типа МВ-4М
или М-34; магазином сопротивлений типа
МСР-60 или МСР-63; комбинированным
переносным прибором типа 4324, 4312 или другого типа.
Этого комплекта приборов достаточно для
выяснения всех неисправностей, могущих возникнуть
в процессе эксплуатации системы автоматики
кондиционеров. Все перечисленные приборы
должны иметь свидетельства о проведенной в
установленные сроки государственной поверке.
Правильность срабатывания контактов
регуляторов проверяют следующим образом: рядом
с датчиком устанавливают контрольный
прибор, термометр или психрометр. Ручкой
настройки задатчика регулятор выводят в зону «норма».
Визуально она определяется по выключенным
сигнальным лампам регулятора. Затем
фиксируют отметку шкалы, соответствующую зоне
«норма», и сравнивают с показаниями
контрольных приборов. В технической документации
технологического кондиционера приведены
основные допустимые погрешности
срабатывания контактов регулятора. Если при проверке
погрешность незначительно превышает
допустимую, надо сделать корректировку моста
регулятора переменным резистором, выведенным на
переднюю панель регулятора. При
значительных погрешностях следует обратиться на завод-
изготовитель.
Снимать показания контрольного прибора
необходимо не менее трех раз в установившемся
режиме.
Возможные неисправности регуляторов
температуры и влажности и способы устранения
неисправностей приведены в инструкции по их
эксплуатации.
При эксплуатации автоматизированной
системы кондиционирования особое внимание
следует уделять датчикам температуры и
влажности.
Установка датчиков во входном сечении воз-
духообрабатывающего агрегата имеет ряд
преимуществ, но в то же время при интенсивном
обдувании их воздушным потоком со скоростью
2,3—2,7 м/с на них попадает пыль. Для
продления срока службы датчиков влажности типа
ЭВЧ необходимо поверх перфорированного
кожуха датчика надевать фильтр из капроновой
ленты и заменять его по мере загрязнения.
Рекомендуется при проведении в
кондиционируемых помещениях работ, связанных с
обработкой жидкостями (побелка, мытье,
дезинфекция и др.), обязательно снять датчик влаж-
47

ности, завернуть его в вощеную бумагу и вынести
из обрабатываемого помещения. Так как
чувствительный элемент датчика монтируется на
панели от электронной лампы, то для демонтажа
достаточно вынуть его из ламповой панели.
УДК 621.57.316.345
Универсальный пульт
программного управления
холодильными машинами
в. Ф. КОЗЛОВ, И. М. ЧЕРНЯКОВСКИЙ, Е. И. КУПЕР-
шмит
Львовское специальное конструкторское бюро
микроэлектроники в приборостроении
Для автоматизации управления
технологическими процессами появляется необходимость
создания систем автоматического управления,
выполненных на микроэлектронной базе,
обладающих повышенной надежностью.
Сравнительный анализ использования
локальных систем и систем с применением
вычислительных машин для целей управления
довольно простыми технологическими
процессами показал некоторые преимущества первых,
а именно: меньшие габаритные размеры и
стоимость, простота обслуживания, малый объем
памяти.
При создании универсального пульта
управления холодильными машинами использован
принцип построения управляющего автомата,
реализующего алгоритм функционирования
системы управления [2]. Управляющий автомат
вырабатывает сигналы управления,
воздействующие на объект. Последовательность
вырабатываемых сигналов зависит от состояния самого
объекта управления и внешних сигналов,
которые могут быть поданы извне.
По принципу построения различают три
основных типа управляющих автоматов:
моноблочные, многоблочные с рассредоточенными
управляющими связями, многоблочные с
концентрированными управляющими связями.
Третий принцип построения управляющих
автоматов характеризуется отсутствием
управляющих связей между функциональными блоками и
центральным блоком управления, в который от
функциональных блоков поступает
осведомительная информация, а от центрального блока
управления к функциональным блокам —
управляющая информация.
Наличие центрального блока управления,
называемого также блоком программного
управления, позволяет довольно просто, без измене-
Не допускается подпайка линий связи к
ламповой панели при нахождении в ней датчика.
Практика показала, что своевременное принятие
мер предосторожности увеличивает срок
службы регуляторов на несколько лет.
ния всей структуры управляющего автомата,
заменять программу управления.
Такие автоматы, называемые программными
управляющими автоматами, находят все
большее применение в самых различных
автоматических системах.
Этот принцип использован при разработке
пульта программного управления холодильными
машинами.
Пульт программного управления (ППУ)
представляет собой локальную систему
непосредственного управления по постоянной программе
с жестким алгоритмом функционирования.
Для обеспечения требуемой надежности
работы в схеме функционирования пульта
предусматриваются три равнозначных основных
логических узла с мажорированием их выходных
сигналов или холодное резервирование с
автоматическим отключением вышедших из строя
схем и подключением резервных. При этом
формируются сигналы отказа элементов системы
с запоминанием аварийной ситуации.
Управление механизмами холодильной
машины условно делится на три этапа: пуск,
работа и остановка. Это позволяет формализовать
процесс управления с целью унификации
системы для обеспечения управления различными
технологическими операциями.
Для каждого этапа имеется свое
программирующее устройство, обеспечивающее требуемые
алгоритмы управления.
Управление механизмами ведется по двум
параметрам: блокировочным зависимостям и
времени. Для механизмов, время включения
(выключения) которых конкретизировать
невозможно, так как оно зависит от внешних
факторов (начальная установка
технологического оборудования, обеспечение рабочей
температуры масла и пр.), устанавливается
временная зона, в течение которой механизм должен
сработать.
При отсутствии разрешения на выполнение
команды по заданному времени (зоне)
формируется сигнал аварии.
Формирование команд по двум параметрам
обеспечивает высокую надежность управления
и помогает выявить неисправности системы.
В пульте управления холодильными
машинами применен динамический метод построения
48

схем обработки информации с использованием
одного арифметического устройства при
большом числе управляющих механизмов. Такое
построение позволяет сократить количество
оборудования и тем самым снизить потребляемую
мощность и массо-габаритные характеристики
системы.
Динамический метод управления основан на
стробировании | входной информации,
последовательном формировании команд управления!в
арифметическом устройстве и дешифрации
команд по адресному коду. Цк
Учитывая инерционность работы
исполнительных механизмов холодильных машин,
контроль за выполнением команд [ осуществляется с
программируемой задержкой. Сигнал контроля
формируется с помощью программируемой
логической матрицы, временного счетчика,
сумматора и схемы сравнения. Он практически не
зависит от числа исполнительных механизмов [1].
Для предотвращения ложных срабатываний
исполнительных механизмов формирование
команд задерживается также на время
переходного процесса, когда может возникнуть дребезг
датчиков исполнительных механизмов.
Блок-схема пульта программного
управления холодильной машиной приведена на
рисунке. Она состоит из следующих блоков и
устройств:
БАК — блок адресных кодов, в нем
установлены кварцованный генератор и счетчик,
формирующий код адресов;
БС — блок стробирования информации,
поступающей с контактов датчиков положения
технологического оборудования холодильной
машины;
БРТ — блок регулирования температуры,
управляемый датчиком температуры и
регулирующий производительность холодильной
машины;
УП — программирующее устройство, оно
программирует: временную последовательность
включения (выключения) механизмов,
блокировочные зависимости, время задержки
включения (выключения) механизмов относительно
команды, время инерционности включения
(выключения) механизмов, формальное
состояние контактов технологических датчиков и
датчиков технологического оборудования;
БУ — блок управления, формирующий
команды местного управления холодильной
/V
БАК
N1
Б-
5-
и
БАК
N2
РА
Б РТУ
БС
N1
БУ
-т Tj N2 ^
УП
А N1
I—t ТП УП иХ 9М
Ш УП
*Ч /уj
БЛП
И N1
БЛП
J*AN2
БЛП
Ч N5
Ы зм
Lr-^1
V
ВПК
БСП
Блок-схема пульта программного управления
холодильной машиной:
а — команды «пуск», «стоп»; б — информация от датчиков
положения механизмов холодильной машины; в — питание; г —
информация от датчиков температуры; д— управляющие
сигналы к силовым цепям механизмов холодильной машины.
машиной и преобразующий поступающие
сигналы команд в логические уровни;
БЛП — блок логических преобразований,
обеспечивающий арифметическую обработку
поступающей и запрограммированной
информации и реализующий заданный алгоритм
управления;
ЭМ — элементы мажорирования,
обеспечивающие голосование двух из трех
равнозначных сигналов и анализ неисправного блока или
устройства;
БИК — блок индикации и контроля, в нем
установлены .устройства индикации состояния
технологического оборудования холодильной
машины и пульта управления со световой и
звуковой сигнализацией аварийных ситуаций;
БСП — блок силовых преобразователей,
собранный на оптронных тиристорах,
управляющих силовыми цепями механизмов и
обеспечивающих гальваническую развязку силовых и
логических цепей;
PI, P2 — контакты реле, переключающие
питание с блоков, вышедших из строя, на
резервные.
Вся логическая часть пульта выполнена на
микроэлементной базе 133 и 134 серий со
средней степенью интеграции.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 594483 (СССР).
2. Л а з а р е в В. Г., П и й л ь Е. И. Синтез
управляющих автоматов. М., Энергия, 1978.
41

УДК 628.84
Изменение компоновки
машинного отделения
кондиционера IKC-I2A
Э. И. ЧЕРНЯВСКИЙ
Череповецкий металлургический завод
В машинном отделении кондиционера 1КС-12А
установлены кожухотрубный конденсатор,
компрессор 2ФВБС6 или Н2-28/4-065/2,
арматура и приборы контроля и автоматики.
Наиболее трудоемкой операцией при
техническом обслуживании кондиционера является
очистка трубок конденсатора от отложений при
работе на технической воде.
Конденсатор расположен вдоль продольной
оси кондиционера, и для очистки трубок
необходимо снять или сам конденсатор или
компрессор (для обеспечения доступа к конденсатору
с обеих сторон), что связано с нарушением
фреоновой системы и значительными трудозатратами.
Автором и рационализатором А. П.
Архангельским предложено устанавливать
конденсатор поперек продольной оси кондиционера
(см. рис. а). В этом случае для очистки трубок
конденсатора достаточно снять панели
кондиционера и крышки конденсатора. При этом
увеличение свободной Тзоны в машинном отделении
кондиционера улучшает условия
обслуживания остального оборудования и позволяет при
необходимости установить компрессор большей
производительности, например 2ФУБС9 или
2ФУБС12 (как показано на рисунке).
Жидкостный трубопровод с вентилем 7 и
фильтром 6 перегибают таким образом, чтобы
фильтр не выступал за пределы кондиционера,
для чего переносят крепление фильтра на
конденсаторе 1. Нагнетательный-вентиль 3
компрессора 2 соединяют с фланцем конденсатора
нагнетательным трубопроводом 5, а всасывающий
вентиль 4 — с воздухоохладителем (на рисунке
не показан). Жидкостный трубопровод от
фильтра 6 присоединяют к соленоидному вентилю
(на рисунке не показан).
На рис. б показано расположение панелей
со стороны выводных труб конденсатора.
Прежняя одинарная панель разрезается на две:
панель 8 для обслуживания компрессора и
панель 9 для обслуживания конденсатора.
А
I
120
so
х 1
^ -ф- т" v
\^отЗ.М16 ШШ2
1—4- *%*¦ _<ь_ ^4-
U"*-
360 г
ш
260 \
\
^
В
к
1
I
Кондиционер 1 КС-12 А:
а — измененная компоновка машинного отделения; б —
расположение панелей со стороны выводных трубок конденсатора;
в — плита-кондуктор для предварительной сборки компрессор-
но-конденсаторного агрегата; / — конденсатор; 2 —
компрессор 2ФУБС9; 3 — нагнетательный вентиль; 4 — всасывающий
вентиль; 5 — нагнетательный трубопровод; 6 — жидкостный
фильтр; 7 — жидкостный вентиль; 8 — панель для
обслуживания компрессора; 9 — панель для обслуживания конденсатора;
10 — отвод охлаждающей воды; 11 — подвод воды для
охлаждения конденсатора.
Компрессорно-конденсаторный агрегат,
состоящий из компрессора 2ФУБС9 и штатного
конденсатора, а также арматуры и контрольно-
измерительных 1,|приборов, может быть собран
заранее на плите-кондукторе (см. рис. в).
Собранный и проверенный на герметичность
агрегат устанавливают в машинное отделение
кондиционера.
Предложение внедрено в листопрокатном цехе
завода в 1978 г.
Внедрение предложения позволило
уменьшить трудовые и материальные затраты на
обслуживание и ремонт кондиционера 1КС-12А.
50

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК 725.355:624.143.34.001.12
О проектировании систем
электрообогрева грунтов
под зданиями холодильников
Е. Ф. ДУРАНОВ, А. И. ГОРИН
ЦНИИпромзданий
Надежная защита здания холодильника от
пучения грунта вследствие его промерзания
возможна при условии создания положительного
поля температур по всей площади основания
холодного контура. При электрообогреве это
условие может быть выполнено, если участок системы
обслуживает зону помещений с одинаковой
температурой. В этом случае обеспечиваются
автоматическое регулирование работы системы
обогрева и минимальные эксплуатационные
затраты на обогрев грунтов.
Зона помещений с одинаковой температурой
может включать одну или несколько камер с
обязательной установкой регулирующего
датчика температуры в каждой камере. Участок
электрообогрева зоны управляется независимо
каждым из этих датчиков. Без установки
регулирующих датчиков в каждой камере
автоматический режим работы участка электрообогрева
становится невозможным.
Поясним это на примере работы системы
электрообогрева грунта под распределительным
холодильником Росмясомолторга в Клину.
Холодный контур здания размером 108x48=
=5184 м2 разбит на двенадцать одинаковых
участков обогрева (рис. 1). Каждый участок
имеет один датчик автоматического
регулирования температуры грунта. Размеры участков
электрообогрева не совпадают с размерами
камер.
Участки //, V, VIII и XI обогревают по три
зоны*с различными температурами (например,
в участок V входят часть камеры № 1, коридор
и часть камеры № 6). При работе системы
электрообогрева в автоматическом режиме, если
регулирующий датчик находится в камере с более
высокой температурой, существует вероятность
промерзания грунта под камерой с более низкой
температурой. Это и произошло на холодильни-
Стооона жвлезнодооожной платшормы
Рис. 1. Схематический план участков
электрообогрева полов холодильника в Клину:
/—XII — участки обогрева; ф —датчики для регулирования
температуры.
ке в марте 1977 г. Эксплуатационной службе
холодильника пришлось перевести систему
электрообогрева на ручной режим
регулирования, поддерживая положительную температуру
грунтов под камерами с пониженными
температурами. Температура обогревающей плиты
повысилась до 5—6°С вместо запроектированных
2°С, в связи с чем в камерах с более высокими
температурами значительно возросли
эксплуатационные потери — увеличились расход
электроэнергии на обогрев грунтов, потери
холода или теплопритоки через пол, усушка
продуктов. За месяц на холодильнике было
израсходовано около 30 000 кВт-ч электроэнергии,
тогда как теоретически при автоматическом
регулировании расход не должен превышать
18 000 кВт-ч.
Существенное влияние на температурный
режим электрообогревающей плиты оказывает
расположение датчика температуры.
На рис. 2 показано распределение температур
в конструкции пола и в колодце установки
датчика при температуре в камере —20°С и грунта
1°С. Как показали натурные исследования,
конструкция колодца не оказывает
существенного воздействия на температурное поле
обогревающей плиты. Однако установка
регулирующих датчиков в месте максимального
температурного градиента (над плитой обогрева)
приводит к усреднению температуры,
регистрируемой датчиками, которая на 4—5°С ниже
фактической температуры плиты электрообогрева.
Ранее рекомендовалось регулирующие и
измерительные датчики устанавливать
непосредственно на верхней поверхности
обогревающей плиты*. Дальнейшие исследования пока-
* Гиндоян А. Г.,* Горин А. И., Дура-
нов Е. Ф. О надежности систем электрообогрева
грунтов оснований зданий холодильников.—
Промышленное строительство, 1973, № 5.
51

зал и, что "оптимальное место размещения
датчиков — непосредственно в обогревающей плите.
Гильзу из стальной трубы диаметром
50 мм замоноличивают в плиту с
нагревателями и заполняют трансформаторным маслом
до верха обогревающей плиты.
Чувствительный элемент датчика погружают в заполненную
гильзу и фиксируют. Усредненная температура
плиты, регистрируемая датчиком, отличается
от фактической на поверхности грунтов, по
последним исследованиям, не более чем на 1°С,
что вполне обеспечивает устойчивую работу
системы электрообогрева в автоматическом
режиме.
В связи с изложенным рекомендуется:
каждый участок системы электрообогрева
грунта проектировать равным площади
расположенной над ним камеры;
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1N35946B1) 2407823/28-13 B2) 22.09.76 2E1) А 22
С 11/00; F 25 D 13/00 E3) 621.565 G2) Г. Л. Шихов,
Н. Н. Мизерецкий
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ ВАРЕНЫХ
КОЛБАСНЫХ ИЗДЕЛИЙ, содержащее камеру,
холодильный агрегат с испарителем и вентилятором и
систему циркуляции охлаждающей воды, отличающееся
тем, что, с целью интенсификации охлаждения,
сокращения расхода воды и уменьшения потерь продукта,
оно снабжено поддоном для сбора охлаждающей воды,
при этом испаритель смонтирован в поддоне, а
нагнетательный патрубок вентилятора установлен так, что
его нагнетательное отверстие расположено на уровне
воды в поддоне.
Рис. 2. Распределение температур в конструкциях:
/ — в зоне счистого» пола; // — в зоне установки датчика.
чувствительный элемент датчика
температуры устанавливать в конструкции обогревающей
плиты, что позволит значительно сократить
расход электроэнергии на защиту грунтов от
промерзания.
A1) 638809 B1) 2511457/23-06 B2) 25.07.77 2E1) F 25
В 1/00; F 25 D 21/08 E3) 621.574 G2) В. А. Радионов,
С. А. Кириличенко, Ю. А. Повстемский, Н. И. Ба-
куткин, И. Г. Чумак G1) Николаевский ордена
Трудового Красного Знамени кораблестроительный
институт им. С. О. Макарова
E4) КОМПРЕССИОННАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ
УСТАНОВКА, содержащая воздухоохладитель с
нагревательными элементами, снабженными регулятором
процесса оттайки и включаемыми через контакты в
электросеть, отличающаяся тем, что, с целью повышения
экономичности, регулятор выполнен в виде
герметичного цилиндрического сосуда, снабженного магнитом
и частично заполненного электропроводной жидкостью,
разделенной на две части магнитопроводной
жидкостью, взаимодействующей с магнитом, и контакты
размещены в зоне магнитопроводной жидкости ниже
уровня электропроводной жидкости, а сосуд в верхней
части по обе стороны магнитопроводной жидкости имеет
патрубки, подключенные соответственно к входу и
выходу воздухоохладителя.
1 , Г
I
тт
_Л-
52

В НТО ПИЩЕВОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Двухгодичные курсы
«Комплексная система
управления качеством
продукции в пищевой,
мясной, молочной и рыбной
промышленности»
Для оказания помощи специалистам промышленности
в освоении комплексной системы управления
качеством продукции (КС УКП) Общественный институт
повышения квалификации ИТР Центрального
правления научно-технического общества пищевой
промышленности объявляет набор на заочные двухгодичные
курсы «Комплексная система управления качеством
продукции в пищевой, мясной, молочной и рыбной
промышленности» с 1 января по 31 декабря 1979 г.
Всем зачисленным на курсы слушателям будут
высланы тексты 16 лекций, предусмотренных
программой, на следующие темы:
Разработка и внедрение КС УКП в отраслях
пищевой промышленности.
Опыт работы по внедрению КС УКП в
хлебопекарной, консервной, масло-жировой, пивоваренной,
мясной, молочной и рыбной промышленности, а также
в министерствах союзных республик.
Основные принципы отраслевой системы
управления качеством продукции.
Стандартизация как основа комплексной системы
управления качеством продукции.
Планирование повышения качества продукции.
Формы и методы стимулирования повышения
качества продукции и производительности труда.
Экономическая эффективность внедрения КС УКП.
Метрологическое обеспечение предприятий
пищевой промышленности.
Приложение №1
(Образец заявления)
В Общественный институт повышения
квалификации ИТР ЦП НТО пищевой
промышленности
ЗАЯВЛЕНИЕ
(наименование предприятия, организации)
просит зачислить на заочные курсы «Комплексная система управления качеством про"
дукции в пищевой, мясной, молочной и рыбной промышленности» следующих специа"
листов:
№
п/п
Фамилия, имя, отчество (полностью)
1
2
3
и т. д.
Учетные карточки рекомендуемых на курсы специалистов прилагаются.
Плата за обучение на курсах в сумме : руб. перечислена на расчетный
счет Центрального правления НТО пищевой промышленности № 700 039 в
Дзержинском отделении Госбанка г. Москвы поручением (почтовой квитанцией) № .
.197—г.
Адрес предприятия (подробный), по которому направлять учебные лекции, на чье имя:
Директор
Гл. бух га л тер-
Председатель совета НТО (там, где имеется)-

Управление качеством продукции за рубежом.
Учебные лекции рекомендуется широко
использовать для самообразования в системе повышения
квалификации ИТР, служащих и рабочих предприятий,
организаций и в системе народных университетов.
Лекции содержат материал, освещающий
современное состояние вопроса и то новое, что будет
внедряться в ближайшее время в промышленность. К
каждой лекции даны вопросы для самопроверки и перечень
рекомендуемой литературы для желающих более
глубоко изучить тему.
Слушателям курсов будут высланы также учебная
программа и методические указания к ней. При
необходимости можно получить консультацию по
интересующему вопросу. К подготовке лекций привлечены
высококвалифицированные специалисты.
Удостоверение об окончании курсов выдается
заочнику на основании отчета о практическом
использовании материалов лекций, или по итогам аттестации
на семинаре по месту работы слушателя курсов, или
на. основании оценки представленного реферата на
одну из предложенных (выбранных) тем.
Форму подведения итогов учебы выбирает сам
слушатель заочных курсов. Срок подведения итогов —
три месяца после получения последней лекции.
ПОРЯДОК ЗАЧИСЛЕНИЯ НА КУРСЫ
На заочные курсы принимаются без вступительных
экзаменов лица, желающие пополнить и углубить
свои знания.
Для зачисления на курсы требуется выслать
заявление о зачислении, учетные карточки и копию
документа об оплате за обучение по адресу: 103031, Москва,
К-31, Кузнецкий мост, 19, подъезд 1, этаж 3, комн. 8.
Общественный институт повышения квалификации
ИТР ЦП НТО пищевой промышленности. Телефон
223-54-46.
Образцы заявления и учетной карточки приводятся
в приложении № 1 и 2. Плату за двухгодичный курс
обучения в сумме 15 руб. за каждого заочника следует
оформить почтовым переводом или банковским
поручением на расчетный счет Центрального правления НТО
пищевой промышленности № 700039 в Дзержинском
отделении Госбанка г. Москвы. Плату за обучение
может производить предприятие, первичная
организация НТО или сам заочник. Зачисляют на курсы после
поступления платы за обучение.
Приложение №2
(Образец учетной карточки)
Заочные курсы «Комплексная система управления качеством продукции в пищевой,
мясной, молочной и рыбной промышленности»
УЧЕТНАЯ КАРТОЧКА
(писать разборчиво)
1. Фамилия, имя, отчество-
2. Год- рождения
3. Образование
4. Занимаемая должность
5. Состоит ли членом НТО (да, нет)-
6. Наименование и адрес предприятия, где работает заочник.
7. Домашний адрес заочника.
Подпись заочника-
-197—года
54

КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
УДК 621.565:629.12@49.3)
Новая книга
Константинов Л. И., Мельниченко Л. Г. Судовые холодильные установки. М.г Пищевая
промышленность, 1978, 448 с, 9000 экз., 1 р. 30 к.
Д-р техн. наук, проф. А. А. ГОГОЛИН
Книга «Судовые холодильные установки»
рекомендована в качестве учебника для студентов вузов
Министерства рыбного хозяйства. В 12 главах книги
рассматриваются следующие темы: проектирование
холодильных установок (гл. I), тепловая изоляция (гл. II),
системы охлаждения (гл. III), схемы холодильных
установок (гл. IV), калорический расчет камер (гл. V),
подбор холодильного оборудования (гл. VI), анализ
работы (гл. VII), эксплуатация (гл. VIII) и
испытания (гл. IX) судовых холодильных установок,
оборотное охлаждение воды (гл. X), производство и
применение водного и сухого льда (гл. XI), малые
холодильные установки (гл. XII).
Основным достоинством книги, отличающим ее от
ряда других аналогичных учебников, является
системный подход к изучению судовой холодильной установки
и создание ее математической модели, позволяющей
анализировать различные факторы в целях установления
оптимального режима работы. Вопросы анализа
судовой холодильной установки и ее моделирования
излагаются в седьмой главе, которую поэтому следует
считать центральной. Главы пятая и шестая являются
в значительной степени подсобными, дающими
характеристики различных элементов холодильной
установки, необходимые для анализа. В этих, а также
частично в третьей и восьмой главах, изложение ведется на
основе математизации с разработкой алгоритмов для
вычисления характеристик оборудования на ЭВМ.
Все это повышает научный уровень книги и делает
ее вполне современной. В частности, является новой
и представляет интерес математическая обработка
процессов замораживания и охлаждения рыбы, а также
образования инея на воздухоохладителях и их расчет
при переменной толщине слоя инея.
Необходимо однако сказать, что стремление
математизировать процессы в холодильных установках
привело к тому, что книга по своему характеру стала
ближе к монографии, чем к учебнику. Очевидно,
недостаток места заставил авторов отказаться от рассмотрения
некоторых подробностей, весьма важных для
понимания студентами сущности предмета.
Изложение вопроса о коэффициентах компрессора
всецело подчинено разработке его характеристики.
Отсутствует описание процесса в цилиндре
поршневого компрессора, а о винтовых компрессорах авторы
только упоминают. Нет даже схематического разреза
компрессора. Вместо этого показан всасывающий
клапан непрямоточного поршневого компрессора с
габаритными размерами, что, естественно, вызывает
недоумение.
Излишне подробно рассматривается коэффициент
дроссельных потерь в компрессоре, который, как
известно, близок к единице из-за уменьшения депрессии
в клапане в конце хода поршня. С другой стороны,
для несравненно более важного коэффициента
подогрева авторы без всякого анализа приводят приближенную
устаревшую формулу, непригодную для современного
оборудования.
Среди материалов о теплопередаче отсутствует
объяснение физической картины процессов. Здесь в очень
сжатой форме даются уравнения, необходимые для
составления расчетных характеристик оборудования. В
результате этот раздел больше похож на справочник,
чем на учебник. То же самое можно сказать и о
разделе, посвященном гидравлическим сопротивлениям.
Замечания о некотором несоответствии стиля
изложения задачам книги относятся лишь к главам V, VI
и частично III. Остальной материал изложен в стиле,
необходимом для учебника. Особенно в этом
отношении следует отметить главы II, VIII и IX. Главы
о водоохлаждающих устройствах (X), льдотехнике
(XI) и малых холодильных установках (XII) написаны
чрезмерно сжато, что, конечно, отразилось на их
качестве. В первую очередь, это относится к главе X, весь
материал которой разместился на 3,5 страницах. Ее
вообще не следовало бы включать в книгу, так как
судовые холодильные установки работают
исключительно на проточной воде.
Хорошее в целом впечатление о рецензируемой
книге несколько снижается из-за обилия мелких ошибок
и недочетов, особенно недопустимых, в учебнике.
Прежде всего здесь надо отметить частые неувязки
в единицах измерения, в связи с чем студент, не
имеющий большого опыта и, вследствие этого, доверяющий
всему, что написано в учебнике, получит неправильный
результат, произведя вычисления по рекомендуемым
уравнениям.
Так, например, в уравнениях VI. 32, VI. 118 и
XI. 13 единица измерения кДж сочетается с Вт, а
в уравнении VI. 81 расход приведен в м3/ч, а не в м3/с.
Отношение Льюиса (III. 16 и VI. 47) дано в технической
системе единиц, т. е. оно занижено примерно в четыре
раза. В формуле Планка (XI. 3 и XI. 4) при применении
системы СИ продолжительность замораживания льда
получается в секундах, а не в часах, как сказано на
с. 402 книги. В уравнениях XI. 1 и XI. 12 из
температуры воды в °С вычитается температура плавления в К
(^в-273).
В ряде формул (III. 84, III. 85, III. 86, V. 20, VI. 24,
VI. 25 и др.)> написанных в системе СИ, вместо
простого и изящного вида, свойственного этой системе,
применен неоправданно усложненный способ выражения
их в системе технических единиц с числовыми
коэффициентами для пересчета в систему СИ, например:
@,86<7FH-6.
55

В уравнениях III. 18, III. 56, III. 101 и III. 103
имеются арифметические ошибки.
В уравнении III. 45 не учтено тепловое
сопротивление ребра, которое несравненно больше теплового
сопротивления стенки трубы. В уравнении X. 4
отсутствует коэффициент облученности, хотя его малая
величина является одной из главных причин того, что
в расчете градирен радиационный теплообмен обычно
не учитывается, о чем говорят и сами авторы на с. 397.
В уравнении X. 6 нет теплоемкости воды, хотя в
системе СИ она не равна единице.
Величина Ер (III. 70) дана для прямых ребер и
уточнена для пластинчатых. Как считать ее для круглых
ребер, нигде не сказано.
Для ламинарного режима (Re<2000) на с. 95
приведено критериальное уравнение III. 74, в котором
коэффициент 8/ рекомендуется определять по рис. 35, а.
Однако на этом рисунке коэффициент s/ дан для Re=
= 10000-5-100000, что соответствует развитому
турбулентному потоку.
ХРОНИКА
К 60-летию Валентина
Петровича Алексеева
В апреле 1979 г. исполнилось 60 лет ректору Одесского
технологического института холодильной
промышленности, доктору технических наук, профессору
Валентину Петровичу Алексееву.
В 1951 г. В. П. Алексеев с отличием окончил
Одесский технологический институт пищевой и холодильной
промышленности. В 1955 г. он защитил кандидатскую
.диссертацию на тему: «Исследование эффекта
вихревого температурного разделения газов и паров».
Вся трудовая деятельность В. П. Алексеева, начиная
с 1951 г., связана с родным институтом. Вначале он
работал ассистентом, затем доцентом кафедры
холодильных машин, с 1963 г. — заведующим кафедрой
глубокого охлаждения и разделения газов, которая была
позже реорганизована в кафедру криогенных
установок.
После защиты докторской диссертации,
посвященной исследованию процессов тепло- и массообмена в
.аппаратах холодильных установок с регулярной
насадкой, В. П. Алексееву в 1969 г. присвоено ученое звание
профессора. Возглавляя одну из ведущих кафедр
института, проф. В. П. Алексеев проявил себя как
опытный педагог и инициативный ученый.
С 1972 по 1973 г. проф. В. П. Алексеев работал
проректором по учебной работе, с 1973 г. является
ректором. Под его руководством проведена значительная
работа по дальнейшему улучшению качества
подготовки специалистов, расширению номенклатуры
специальностей. Для развития творческих навыков молодых
специалистов на всех факультетах института внедрена
система научно-исследовательских работ студентов,
организованная в виде обязательных учебных занятий.
Не разъясняется, какой характерный линейный
размер должен быть в критериальном уравнении V. 4
для теплоотдачи подводной части судна.
В уравнении VI. 20 разность энтальпий надо
принимать для адиабатического процесса, что в тексте
не уточнено.
В приложении 1 коэффициент теплопроводности
для сосны и ели указан одинаковым как для
направления поперек, так и вдоль волокон, что неверно.
В разделе, посвященном сухому льду, нигде не
разъясняется, что это такое.
Не указаны значения пробных давлений и вакуума
(с. 320).
Наименее страдают от ошибок и недочетов главы
I, II, VII, VIII и IX.
В заключение следует сказать, что
рассматриваемая книга, несмотря на значительные недочеты, в
целом представляет большую ценность. Весьма
желательно было бы ее переиздать, устранив отмеченные (а
также и неотмеченные в рецензии) недостатки.
Валентин Петрович много внимания уделяет
повышению эффективности научных работ, проведению
исследований по наиболее перспективным направлениям
холодильной и криогенной техники, широкому
внедрению завершенных работ.
В. П. Алексеев — научный руководитель
проблемной лаборатории по холодильной технике, а также
отдела химической термодинамики и физико-химических
свойств веществ Физико-химического института
АН УССР, председатель специализированных советов
по защите кандидатских и докторских диссертаций по
специальности 05.04.03 («Гидравлические машины,
машины и аппараты холодильной и криогенной техники»),
ответственный редактор республиканского
научно-технического сборника «Холодильная техника и
технология».
Научные труды проф. В. П. Алексеева хорошо
известны в Советском Союзе и за рубежом. Им
опубликованы 163 научные работы, в том числе монографии
и учебные пособия для вузов. Он является автором
65 изобретений, связанных с совершенствованием
процессов, аппаратов и машин техники низких температур.
Как крупный специалист в области холодильной и
криогенной техники и член комиссии А-3 Международного
института холода проф. В. П. Алексеев принимал
участие в работе XII, XIII и XIV Международных
конгрессов по холоду.
Проф. В. П. Алексеев — член КПСС с 1943 г. Он
является членом Центрального райкома партии г.
Одессы. Неоднократно избирался депутатом Совета
народных депутатов Центрального района г. Одессы.
Валентин Петрович проводит большую работу в
области международных связей, укрепления научных и
культурных контактов как председатель Одесского
городского и вице-президент Всесоюзного общества
советско-индийской дружбы.
За участие в Великой Отечественной войне и
заслуги в области подготовки инженерных кадров и научных
работников В. П. Алексеев отмечен
правительственными наградами.
Коллектив Одесского технологического института
холодильной промышленности, редакционная коллегия и
редакция журнала «Холодильная техника» поздравляют
Валентина Петровича Алексеева со славным юбилеем
и желают ему доброго здоровья, большого счастья,
дальнейших творческих успехов.
S6

К 60-летию Виктора Михайловича Бродянского
Исполнилось 60 лет профессору кафедры криогенной
техники Московского энергетического института,
доктору технических наук Виктору Михайловичу Бродянско-
му, одному из ведущих ученых в области криогеники
и холодильной техники.
В годы Великой Отечественной войны В. М. Бродян-
ский, прервав учебу в Московском институте
химического машиностроения, ушел добровольцем на фронт.
В 1943 г. вступил в ряды Коммунистической партии. За
боевые заслуги награжден орденом Красной Звезды и
многими медалями.
После демобилизации Виктор Михайлович
возобновляет учебу в МИХМ. Окончив в 1946 г. институт, он
работает во ВНИИхиммаше, а затем на 1-м Московском
автогенном заводе. Здесь он активно участвует в
реорганизации производства и совершенствовании
кислородных установок. Работая на производстве, В. М. Бро-
дянский защитил кандидатскую диссертацию.
t В 1958 г. Виктор Михайлович переходит в
Московский энергетический институт, где работает и в
настоящее время, успешно сочетая плодотворную научную
работу с подготовкой инженерных кадров. В 1967 г. он
защитил диссертацию на соискание ученой степени
доктора технических наук. За время работы в институте
им подготовлено 19 кандидатов технических наук. Он —
автор более 170 научных работ и изобретений.
Написанные им или при его активном участии книги
«Термодинамические основы трансформации тепла и
процессов охлаждения», «Эксергетический метод
термодинамического анализа», «Производство кислорода»
представляют собой не только монографии, полезные
для научно-технических работников, но и служат
учебными пособиями. Виктор Михайлович много энергии
отдает развитию в МЭИ специальности «Холодильные и
компрессорные машины и установки», он один из
инициаторов создания новой специальности
«Криогенная техника».
В. М. Бродянский удачно сочетает фундаментальные
исследования в области прикладной термодинамики с
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 631762 B1) 2483354/23-06 B2) 13.05.77 2E1) F
25 В 29/00; В 60 Н 1/22 E3) 621.578 G2) Е. Т. Бар-
тош, М. Е. Мейлихов, В. И. Панферов G1)
Всесоюзный ордена Трудового Красного Знамени научно-
исследовательский институт железнодорожного
транспорта
E4) ТЕПЛОНАСОСНАЯ УСТАНОВКА
преимущественно для отопления транспортных средств,
содержащая двухступенчатый компрессор, размещенный в
обогреваемом помещении конденсатор и установленные в
воздуховодах межступенчатый охладитель с
переохладителем и испаритель, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности, межступенчатый охладитель
с переохладителем установлены по ходу воздуха, перед
испарителем, а их воздуховоды соединены между
собой.
разработкой инженерно-технических задач. Им начать?'
и при его активном участии получили развитие такие
перспективные направления, как эксергетический метод,
термодинамического анализа, холодильные устройства с
использованием вихревого эффекта Ранка, поршневые
детандеры с внутренним приводом клапанов, теплоис-
пользующие рефрижераторы с нестационарными
потоками рабочего тела, холодильные и криогенные
установки с эжекторами, дроссельные системы на базе
многокомпонентных смесей, процессы внутреннего
охлаждения электрических и магнитных полей и др.
Многие из этих направлений нашли применение в
смежных отраслях промышленности —
газоперерабатывающей, нефтехимической, теплоэнергетике. Эксергетиче-
ским методом, одним из авторов которого является
В. М. Бродянский, широко пользуются не только в
отечественных научно-технических исследованиях, но и за
рубежом.
Виктор Михайлович активный пропагандист научно-
технических и общественно-политических знаний. В
течение ряда лет он был председателем
научно-технической секции общества «Знание» Калининского района
г. Москвы, а сейчас — член правления общества
«Знание» г. Москвы. В. М. Бродянский проводит большую
общественную работу как член межведомственного
Совета по криогенной технике, заместитель председателя
секции холодильных машин и аппаратов НТО МВС и
СО СССР. Он член Национального комитета по холоду
и Международного института холода.
Высокий уровень научных знаний, активная
творческая деятельность, принципиальность и убежденность в
пропаганде новых идей снискали ему глубокое
уважение и высокий авторитет в широком кругу
научно-технических работников.
Редколлегия и редакция журнала «Холодильная
техника», коллеги и товарищи по совместной работе
сердечно поздравляют Виктора Михайловича Бродянского
с юбилеем и желают ему доброго здоровья и
дальнейшей плодотворной работы.
A1) 638811 B1) 2491511/23-06 B2) 01.06.77 2E1) F 25
В 9/02 E3) 621.57.012.4 G2) Г. Н. Аникеев, Н. Д.
Захаров, А. К. Грезин, В. В. Афанасьев
E4) 1. СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ ХОЛОДА с помощью
дроссельной криогенной установки, работающей на
криоагенте в виде смеси высоко- и низкокипящих
компонентов, отличающийся тем, что, с целью понижения
рабочей температуры после выхода установки на
промежуточный рабочий режим, концентрацию высококи-
пящих компонентов в криоагенте уменьшают.
2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что
уменьшение концентрации высококипящих компонентов в
криоагенте осуществляют путем пропускания криоагента
высокого давления через адсорбент, обладающий
избирательной способностью к поглощению
высококипящих компонентов.
3. Способ по п. 1, отличающийся тем, что уменьшение
концентрации высококипящих компонентов в
криоагенте осуществляют путем их сепарирования и отбора в
виде жидкости.
57

В МЕЖДУНАРОДНОМ
ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
УДК 621.564:69
Руководство по холодильному
хранению скоропортящихся
ПРОДУКТОВ* (МИХ, 1976 г.)
СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
холодильников
Экономичность зданий холодильников считают за
рубежом основным критерием при проектировании.
Поэтому проектировщики отказываются от
архитектурных излишеств и все шире используют сборные
конструкции, в особенности для одноэтажных
холодильников, здания которых получаются легкими, а
нагрузка на грунт — небольшой.
Грунт под одноэтажным холодильником находится
под воздействием статической нагрузки порядка 5,0—
7,5 т/м2 от штабелей продуктов и собственной массы
строительных конструкций и динамической
сосредоточенной нагрузки около 3,0 т, передаваемой колесами
погрузчиков.
Для одноэтажных холодильников обычно
применяют армированную бетонную плиту с фундаментами
под стойки каркаса. Плиту укладывают
непосредственно на грунт (после предварительного его уплотнения)
или выполняют оторванной от грунта.
Холодильники с полами камер, расположенными
на грунте, должны быть защищены от промерзания и
пучения грунта, происходящих вследствие
постепенного углубления нулевой изотермы в грунт через
теплоизоляцию пола и замерзания содержащейся в
грунте воды.
Поскольку лед занимает больший объем,
происходит пучение грунта и подъем пола камер и
строительных конструкций. В целях предотвращения
промерзания и пучения' грунта применяют следующие
решения:
отрыв от грунта пола холодильника и устройство
его на уровне платформ с циркуляцией окружающего
воздуха в подполье;
обогрев грунта с укладкой элементов на (или в)
бетонную подготовку, несущую теплоизоляцию;
систему выполняют из электронагревательных стержней
или труб с циркуляцией раствора гликоля или масла;
теплоноситель нагревают в теплообменнике
перегретыми парами, нагнетаемыми в конденсатор.
Работу систем обогрева грунта контролируют
термостатически, поддерживая температуру основания
пола на несколько градусов выше нуля.
Под отдельными основаниями колонн
низкотемпературных камер и перегородок между ними
предусматривают отдельные участки обогрева грунта.
* Продолжение. Начало см. № 2 за 1979 г.
Одноэтажные холодильники строят из сборных
изолированных панелей, которые изготавливают в
заводских условиях и выпускают в готовом виде с
защитой от увлажнения паронепроницаемым слоем.
В процессе строительства необходима лишь
тщательная заделка стыков между смонтированными
панелями. Благодаря этому достигают большего
сопротивления ограждений паропроницаемости, чем при
применявшемся ранее способе возведения стен
холодильников с нанесением на них пароизоляционного слоя.
Для крепления ограждающих конструкций
одноэтажных сборных холодильников применяют два типа
металлических каркасов — наружный или
внутренний. К наружному каркасу сборные панели стен и
покрытия крепят со стороны камер, а снаружи
защищают их от атмосферных воздействий специальной
обшивкой по каркасу. Если применяют внутренний
каркас, то панели образуют фасад здания. Поэтому
стены и покрытие должны быть водонепроницаемыми.
Строительство холодильников должно вестись с
учетом недопустимости осадки зданий в процессе
эксплуатации, так как при этом будет нарушена стабильность
и непрерывность теплопароизоляционных свойств
ограждений.
Многоэтажные холодильники строят
традиционными методами. Фундаменты рассчитывают на
полезную нагрузку от хранимых грузов и собственную
массу конструкций здания. Каркас здания многоэтажного
холодильника выполняют железобетонным,
используют также металлические обетоненные колонны.
Для одноэтажных холодильников используют два
решения:
металлический каркас с пролетом до 60 м,
перекрывающим здание без внутренних колонн (элементы ме-
таллокаркаса изготавливают на заводах,
транспортируют на строительную площадку и быстро монтируют);
минимальным считают пролет 15 м, который
экономичен и несущественно ухудшает размещение поддонов
и расположение проходов в камерах; покрытие несет
только теплоизоляцию и кровлю, включая снеговую
нагрузку; при использовании подвесных
воздухоохладителей рекомендуется размещать их не в середине
пролета, а ближе к колоннам; наружный металлокар-
кас холодильника можно использовать для целей
заземления;
железобетонный каркас с перекрывающими камеры
балками или комбинированный каркас с
железобетонными колоннами и металлическими фермами.
Подвесные пути в камерах крепят либо к
основному каркасу здания, либо к дополнительному метал-
локаркасу с передачей нагрузки от его стоек
непосредственно на пол, причем в первом случае при устройстве
теплоизоляции снизу покрытия приходится нарушать
ее элементами крепления.
Наружные стены монтируют из сборных панелей,
офактуренных профилированным алюминием,
стальным листом, покрытым пластиком, или асбоцементным
листом. Применяют также сборные железобетонные
панели. Некоторые специалисты и местные органы
власти настаивают на использовании для стен
традиционных материалов (кирпич, бетонные или
цементные блоки). Выбор материала для стен зависит от
степени огнестойкости здания, регламентируемой
противопожарными нормами.
Потолки холодильных камер выполняют
подвесными или укладывают на каркас здания.
Одноэтажные холодильники обычно имеют
двухскатную кровлю. Водонепроницаемости кровли
придают большое значение и обеспечивают посредством
гладкого или профилированного материала,
прикрепляемого к каркасу здания или непосредственно к
теплоизоляции, если она уложена на покрытии.
58

Сечение водосточных желобов принимают в
зависимости от размера пролета здания и уклона кровли.
Рекомендуется избегать устройства для здания
нескольких параллельных двухскатных кровель, так
как ендовы будут расположены над изолированным
покрытием. При этом усложняется отвод дождевой
воды и не исключается риск протечки кровли.
В связи с широким применением на холодильниках
вилочных погрузчиков и укладкой грузов на большую
высоту большое внимание обращают на состояние
полов холодильных камер, поскольку ремонт полов из
армированного бетона в условиях низких температур
очень затруднен.
Рекомендуется рабочий пол, устраиваемый на
армированной бетонной плите толщиной 100—150 мм,
выполнять износоустойчивым, чтобы предотвратить
образование пыли.
Теплоизоляцию пола перед заливкой бетона
следует покрывать рулонным кровельным материалом или
листовым пластиком, что позволяет предупредить
увлажнение теплоизоляции и создать скользящий
слой, уменьшающий напряжение бетона при
схватывании.
Полы холодильных камер выполняют
горизонтальными для удобства штабелирования грузов на
большую высоту и облегчения работы
подъемно-транспортных машин. Поверхность рабочего пола не должна
быть скользкой.
Армирование пола следует проводить так, чтобы
арматура связывала участки соседних пролетов.
Благодаря этому в стыках могут происходить только
горизонтальные смещения, а вертикальные, вызываемые
неравномерной нагрузкой на пол, не будут иметь
места. Для этой цели используют скользящие
анкерные соединения, состоящие из труб с одной и стержней
с другой стороны стыка. В процессе охлаждения
камер стыки слегка раскрываются, однако это не мешает
работе погрузчиков.
В камерах с положительными температурами время
от времени может возникать необходимость мойки
полов. Поэтому между панелями пола оставляют
зазоры с соответствующим заполнителем. Однако при
использовании погрузчиков такое решение не
рекомендуется, так как они постепенно сбивают края панелей
и пол становится неровным.
Для ускорения строительства полы камер
современных холодильников выполняют из сборных
бетонных панелей размером 2X2 м, укладываемых на слой
песка толщиной 2 см поверх теплоизоляции.
Специальной износоустойчивой краской (на
метиловой основе) желтого цвета, который хорошо виден,
на полы камер наносят схему размещения поддонов.
Это ускоряет проведение грузовых работ.
Затраты на тёплопароизоляцию составляют около
25—30% стоимости строительства здания
холодильника. В связи с этим весьма важен выбор
теплоизоляционных материалов и методов производства работ.
В настоящее время для теплоизоляции
холодильников применяют пробку (экспанзит), некоторые
материалы растительного происхождения, синтетические
материалы — минеральные (например, стекловолокно),
ряд пенопластов (полистирол, полиуретан, поливинил).
Стены и потолки изолируют преимущественно пено-
полистиролом или пенополиуретаном, в некоторых
случаях — стекловолокном; полы —
пенополиуретаном, пенополистиролом, пеностеклом и реже —
пробкой.
В строительстве холодильников используют три
способа пароизоляции:
покрытие сборных изолированных панелей
паронепроницаемыми материалами (например, листовыми
алюминием или оцинкованной сталью, армированными
пенопластами);
экранирование теплоизоляции мембранами из
металла, битуминизированного рулонного материала,
пластифицированных пленки или листа;
нанесение на ограждения слоя жидкой или
полужидкой мастики на асфальтовой, резиновой или
полимерной основе.
Следует иметь в виду, что пароизоляция должна
защищать теплоизоляцию с теплой стороны. Если
наружная температура ниже, чем в камере, движение
водяного пара может происходить в обратном
направлении, поэтому при довольно частом возникновении
таких условий выбор местоположения пароизоляции
надо тщательно обосновывать.
Пароизоляция при всех способах ее устройства
должно выдерживать температурное расширение или
сжатие в любом направлении без появления трещин,
через которые проникает влага. Особенно тщательно
необходимо заделывать швы пароизоляционного
экрана. Для этой цели применяют материалы, обладающие
низкой паропроницаемостью, причем все швы
обязательно перекрывают.
В швах между стенами и потолком или полом, а
также в углах стен для дополнительной пароизоляции
используют полосы из гибкой мембраны (типа
гармоники) или отдельные плиссированные полосы с
перекрытием швов. Мембрана должна выдерживать сгиб
на 180° без увеличения паропроницаемости.
Пароизоляцию, накладываемую на стены, делают
непрерывной и заводят под пол и над потолком на 0,3 м.
Выбор пароизоляционного материала зависит от
его стоимости и технической возможности
использования. Однако для критических зон (места сопряжений
стен с потолками и полами, в углах стен)
рекомендуется в качестве наиболее надежного материала,
защищающего от проникновения влаги, гибкая мембрана.
Качество теплоизоляции холодильника зависит от
способа производства работ и свойств применяемого
материала.
При выполнении теплоизоляционных работ:
не допускаются тепловые мостики в местах прохода
трубопроводов, электрокабелей, крепления
подвесных путей; металлические элементы стремятся
пропускать через ограждения в одном месте, усилив его
дополнительной изоляцией;
не допускаются тепловые мостики также в местах
прохода через теплоизоляцию наружу балок или
колонн низкотемпературных камер, важно поэтому
полностью изолировать балки и колонны с устройством
пароизоляции;
швы в изоляции перекрывают и заделывают
минимальным количеством адгезионных средств; плитный
изоляционный материал укладывают не менее чем
в два слоя;
тщательно выполняют пароизоляцию в целях
защиты теплоизоляции от увлажнения;
теплоизоляцию не только полов, но также стен и
потолков холодильных камер обеспечивают
противоударной защитой с помощью листового алюминия,
оцинкованной стали, армированного пластика или
штукатурки, битуминизированного состава и пр.
Для окраски оштукатуренных стен со стороны
камер следует использовать пористую краску, чтобы
избежать отслаивания покраски под действием
водяных паров, проникающих в камеру.
Защитить теплоизоляцию стен от повреждений
можно с помощью прикрепляемых к ним
вертикальных деревянных брусков или отбойного бруса из
бетона или другого материала. Это позволяет, кроме
того, создать продухи для циркуляции воздуха,
необходимые при укладке продуктов вплотную к
ограждениям.
Полы камер с относительно высокой температурой
(выше 0°С) можно не изолировать, что упрощает их
59

конструкцию и не оказывает существенного влияния
на холодильное оборудование.
Холодильные трубопроводы изолируют пенополи-
стиролом,пенополиуретаном,
поливинилхлоридом,пробкой и другими материалами. Большое значение для
теплоизоляции холодильных трубопроводов имеет
защита ее посредством эффективной пароизоляцик ( с
теплой стороны). Швы в последней рекомендуется
заделывать тщательно, ибо, если водяные пары будут
проникать в теплоизоляцию, на трубах будет
намерзать лед и изоляция разрушится. Поверх пароизоляции
можно нанести декоративное или водонепроницаемое
покрытие (для наружных трубопроводов).
На холодильниках, где используют вилочные
погрузчики, устанавливают автоматические
горизонтально-раздвижные двери (одно- или двухстворчатые)
с электрическим, пневматическим или гидравлическим
приводом.
В зависимости от температуры в камере и
характеристики теплоизоляционного материала толщина
теплоизоляции дверей составляет от 50 до 200 мм. Для
изоляции дверных полотен используют
преимущественно пенополиуретан.
В дверных рамах по периметру полотен
предусматривают устройства для обогрева дверей, чтобы исклю-
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 637599 B1) 2507835/23-06 B2) 13.07.77 2E1) F 25
В 15/10 E3) 621.575 G2) В. М. Янченко, Э. А.
Казаков, А. В. Котельников G1) Ленинградский
технологический институт холодильной промышленности
E4) 1. ГЕНЕРАТОР АБСОРБЦИОННО-ДИФФУЗИ-
ОННОГО ХОЛОДИЛЬНОГО АГРЕГАТА, содержащий
кожух с теплоизоляционным слоем на внутренней
поверхности и размещенные внутри кожуха нагреватель,
термосифон, теплообменник и пароотводящую трубу,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности, внутренняя поверхность теплоизоляционного
слоя покрыта металлическим экраном, имеющим
тепловой контакт с пароотводящей трубой.
2. Генератор по п. 1, отличающийся тем, что экран
выполнен из материала с высоким коэффициентом
теплопроводности и малой степенью черноты,
преимущественно алюминия.
A1) 641247B1) 2499796/23-06 B2) 24.06.77 2E1)
F25 В 15/02 E3) 621.575 G2) В. М. Турецкий G1)
Производстве иное объединение «Техэнергохимпром»
E4) СПОСОБ ПУСКА АБСОРБЦИОННОЙ
ХОЛОДИЛЬНОЙ УСТАНОВКИ с обогреваемым генератором,
теплообменником, абсорбером и насосом путем подачи
последним раствора через теплообменник в генератор,
повышения в генераторе давления до величины, на
3—4 атм превышающей давление в абсорбере, и
обеспечения устойчивой циркуляции раствора по
замкнутому контуру, отличающийся тем, что, с целью
сокращения периода пуска, в генератор подают раствор,
отбираемый насосом из этого же генератора, и
циркуляцию раствора с одновременным повышением
давления в генераторе осуществляют через теплообменник,
минуя абсорбер.
чить их примерзание. В полу в местах проемов также
закладывают обогревающие элементы, чтобы избежать
образования наледи. С обеих сторон дверных проемов
устанавливают специальные противоударные
металлоконструкции для защиты дверей от повреждений при
транспортировке продуктов. Рамы дверных проемов
защищают, кроме того, металлической обшивкой.
Изолированные двери изготавливают различных
размеров. Для нормальной эксплуатации
холодильника, в котором для укладки грузов применяют
стандартные поддоны европейского типа, достаточна
ширина дверей 2 м. Высота дверей зависит от типа
погрузчика и высоты грузового пакета.
Рекомендуется там, где возможно, использовать
передвижные гибкие тамбуры (типа гармоники) для
стыковки дверей авторефрижераторов и вагонов с
дверями холодильных камер или закрытых платформ.
(Продолжение следует)
И. М. ГИНДЛИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
A1) 637598 B1) 2503742/23-06B2H5.07.77 2E1) F 25
В 1/00; F 25 D 21/06 E3) 621.574 G2) А. И. Яковенко-
E4) ХОЛОДИЛЬНЫЙ АГРЕГАТ, содержащий
заключенные в герметичный кожух компрессор с
электродвигателем, установленный на нагнетательной линии комп -
рессора конденсатор, а на всасывающей линии —
испаритель и соленоидный вентиль, входной патрубок
которого подсоединен к нагнетательной линии, а
выходной через трубопровод оттайки — к испарителю,
отличающийся тем, что, с целью повышения
эксплуатационной надежности, соленоидный вентиль размещен-
внутри кожуха и снабжен дополнительным патрубком,
включенным в нагнетательную линию перед
конденсатором.
A1) 641245 B1) 2467301/23-06 B2) 04.04.77 2E1)
F 25 В 9/02 E3) 621.565.3 G2) А. И. Азаров, С. О.
Муратов, Ю. М. Симоненко, Ю. В. Чижиков G1)
Одесский технологический институт холодильной
промышленности
E4) ВИХРЕВАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая входной патрубок и корпус, в котором
размещены сопловые вводы не менее трех вихревых
труб, каждая из которых имеет камеру
энергетического разделения и выводы горячего и охлажденного
потоков, отличающаяся тем, что, с целью повышения
термодинамической эффективности, сопловой ввод
одной вихревой трубы расположен в центре корпуса и
соединен с входным патрубком, а остальные сопловые
вводы размещены на равном расстоянии от
центрального и соединены с ним выполненными в корпусе
каналами и периферийные вихревые трубы снабжены
гильзами, охватывающими камеры энергетического
разделения и имеющими напротив центральной
вихревой трубы щели для выхода горячих потоков.
60

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 627.57.042
Новые терморегулирующие
вентили большой
производительности для R22
С. Н. САПРЫКИНА
ВНИИхолодмаш
С. П. АФАНАСЬЕВ
СКБприбор
А. Р. КАЛЬВИ
Тартуский приборостроительный завод
Для автоматического регулирования количества
хладагента, подаваемого в испарители комплексных
холодильных машин холодопроизводительностью свыше
232 кВт B00 тыс. ккал/ч), разработаны
терморегулирующие вентили для R22 производительностью 291 кВт
B50 тыс. ккал/ч) и 465 кВт D00 тыс. ккал/ч) (рис. 1).
Вентили прошли межведомственные испытания и
переданы в серийное производство.
Приборы представляют собой статические
регуляторы непрямого действия без подвода энергии извне,
что вызвано значительными усилиями при
перемещении клапана большого диаметра.
Терморегулирующий вентиль состоит из двух
основных узлов (рис. 2): управляющего устройства и
исполнительного механизма. Управляющее устройство
расположено в корпусе углового типа и состоит из
мембранного чувствительного элемента 7, винта
задатчика 8 и конического клапана 10. Устройство имеет
линию внешнего уравнивания 6. Винт задатчика
расположен сбоку. Перемещение мембраны передается
коническому клапану через центральный шток,
уплотненный сальником манжетного типа. Клапан
закрывается под действием давления конденсации,
подаваемого снизу. Сальник винта задатчика в случае
необходимости можно подтянуть.
Комбинированный (двухкомпонентная смесь)
наполнитель термосистемы обеспечивает
работоспособность прибора при температуре мембранного
чувствительного элемента на 15°С ниже температуры
термобаллона, а также незначительное изменение перегрева
начала открытия клапана во всем рабочем диапазоне
температур кипения при заводской и близкой к ней
настройке вентиля. Конструктивно управляющее
устройство унифицировано с другими терморегул ирующи-
ми вентилями производительностью до 11,6 кВт A0 тыс.
ккал/ч), серийное производство которых осваивается
в * настоящее время.
Управляющее устройство смонтировано на крышке
исполнительного механизма.
• Исполнительный механизм (см. рис. 2) поршневого
типа размещен в корпусе выпускаемого серийно
регулятора давления «после себя» типа АДД-40М. Корпус
проходной, поршень 3 уплотнен фторопластовыми
трубками. Конический клапан 2 исполнительного
механизма жестко связан с поршнем, положение которого
определяется равнодействующей сил пружины
возврата 4 и давлений в полостях над и под ним. Под поршень
через отверстие а в диафрагме 11, выполняющей роль
Рис. 1. Терморегулирующие
22ТРВ-400.
вентили 22ТРВ-250 и
демпфера, подается давление конденсации.В надпоршне-
вой полости устанавливается более низкое давление,
величина которого зависит от соотношения расходов
хладагента через дросселирующее отверстие б в поршне
и через сопло 9 управляющего устройства. Чем больше
перегрев на выходе из испарителя, тем больше степень
открытия клапана управляющего устройства, расход
через линию сброса 5 и, следовательно, ниже давление
в надпоршневой полости. При этом поршень и клапан
исполнительного механизма поднимаются вверх,
проход в сопле / исполнительного механизма и расход через
исполнительный механизм увеличиваются.
Рис. 2. Устройство и схема внешних соединений тер-
морегулирующих вентилей 22ТРВ-250 и 22ТРВ-400.
03
о

Технические характеристики вентилей
Тип вентиля 22ТРВ-250, 22ТРВ-400
Номинальная холодопроизводи-
тельность при стандартных
условиях (г0 = 5°С, гк = 35°С), кВт
(тыс. ккал/ч) 291 B50) 465 D00)
Рабочая среда R22 с маслами
ХФ-22-24; ХФ-22с-16;
ХС-40
Диапазон температур кипения /0, °C —20 -т- +20
Температура конденсации ^к, °С До 60
Заводская настройка перегрева
начала открытия клапана при
стандартных условиях, °С 4±1
Неравномерность при стандартных
условиях, СС 4±1
Диапазон настроек перегрева
начала открытия клапана при
стандартных условиях, °С 2—8
Максимальная холодопроизводи-
тельность, % от номинальной 120—150
Максимальное рабочее давление,
МПа (кгс/см2) 2,5B5)
Максимально допустимая
температура термобаллона, °С 100
Дистанционность, м 3±0,3
Масса, кг 3,8
Вентили предназначены для эксплуатации и
категорий размещения У2 и ОМ5 по ГОСТ 15150—69,
но для работы при температуре окружающего воздуха
от —20°С до 50°С, относительной влажности 100% с
конденсацией влаги и выпадением инея на корпусе,
при любом атмосферном давлении.
Вентили могут быть использованы в стационарных
и судовых холодильных установках и отвечают
требованиям Регистра СССР.
Они работоспособны при качке и наклонах до 45°
в любую сторону и с любой продолжительностью,
вибрации с частотой от 3 до 10 Гц с амплитудой не
более 5 мм и с частотой от 10 до 80 Гц с ускорением
синусоидальных колебаний в любом направлении до
30 м/с2, при воздействии ударов (тряски) в любом
направлении с ускорением 50 м/с2 при частоте от 40 до
80 ударов в минуту, в условиях воздействия морского
J^max
75тах
Рис. 3. Габаритные, присоединительные и
установочные размеры терморегулирующих вентилей 22ТРВ-250
и 22ТРВ-400.
тумана и плесневых грибов, а также после воздействия
вибрации с частотой 50 Гц и максимальным ускорением
до 50 м/с2 и ударов (тряски) с частотой от 80 до 120 в
минуту с ускорением до 30 м/с2.
Вентили поставляются с контрфланцами.
Предусмотрена поставка ремонтного варианта вентилей без
контрприсоединений.
Габаритные, присоединительные и установочные
размеры вентилей приведены на рис. 3.
Вентили необходимо монтировать на
горизонтальном участке трубопровода с расположением
управляющего устройства сверху. Перед вентилем рекомендуется
устанавливать фильтр со стороной ячейки не более
0,15 мм (фильтры в комплект поставки вентилей не
входят). Схема внешних соединений вентиля
представлена на рис. 2,
РЕФЕРАТЫ
УДК 637.133.1
Охлаждение молока в колхозах и совхозах — гарантия
сохранения его качества. СУХОВ Н. К.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Отмечены преимущества охлаждения молока на
фермах колхозов и совхозов. Проанализированы причины
медленного увеличения сдачи молока в охлажденном
виде. Рассмотрен опыт передовых хозяйств.
УДК 621.565.83:631.37:656.7
Термоэлектрический воздухоохладитель для системы
принудительной вентиляции самолетов и вертолетов,
применяемых в сельском хозяйстве. ДЬЯЧЕНКО А. Н.,
РАДЬКОН. Т. «Холодильная техника», 1979, № 4.
Описана конструкция термоэлектрического
воздухоохладителя. Дана его техническая характеристика.
Воздухоохладитель может быть использован в
системах принудительной вентиляции с автоматическим
регулированием микроклимата в кабинах различных
транспортных средств, подверженных ударным
перегрузкам.
Иллюстраций 1.
УДК 637.23:621.564.27
Использование жидкого азота в производстве
сливочного масла. ВЫШЕМИРСКИЙ Ф. А.,
МУРАШОВА Р. М., ЖАГА М. М.« Холодильная техника», 1979,
№ 4.
Экспериментально установлена возможность
использования жидкого азота в производстве сливочного
масла: для преобразования высокожирных сливок
в масло, низкотемпературной подготовки сливок к
сбиванию, замораживания летних сливок с целью их
длительного хранения и последующего использования
для выработки масла в межсезонный период. При
охлаждении сливок обычной жирности в атмосфере азота
сокращается продолжительность процесса подготовки
их к сбиванию и обеспечивается его непрерывность.
Преобразование высокожирных сливок с
использованием в качестве хладагента жидкого азота позволяет
получить масло по физической структуре и свойствам,
близкое к вырабатываемому традиционным способом
сбивания сливок. Разработана конструкция маслообра-
зователя.
Таблиц 2. Иллюстраций 1. Список литературы — 4
названия.
62

УДК 621.56/.59:637.1
Холодоснабжение предприятий молочной
промышленности. КЛИМЕНКО Б. С, ФОРМИН В. П.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Показана система холодоснабжения предприятий
молочной промышленности на примере городского
молочного завода мощностью 230 т переработанного
молока в смену. Снабжение холодом основных
потребителей централизованное от аммиачной холодильной
установки. Децентрализованная установка на хладо-
не применена для охлаждения камеры масла. Освещены
проблемы холодоснабжения предприятий молочной
промышленности.
Иллюстраций 2.
УДК 621.565.9:637.131
Каскадная теплонасосная установка на Пскентском
молочном заводе. РАХИМОВ X. С, АЮПОВ А. А.,
ДАНИЛОВ Р. Л. «Холодильная техника», 1979, № 4.
Описана установка для комплексного получения тепла
и холода на молочном заводе, предназначенная для
тепловой и холодильной обработки молока при его
пастеризации и охлаждении, а также обслуживания
пяти камер хранения молочных продуктов с общей
поверхностью приборов охлаждения 140 м2. С
помощью установки получают 1,5 м3/ч воды с
температурой 40—65°С для технических нужд завода и 29 м3/ч
воды с температурой около 90°С для пастеризатора-
охладителя. В нижней ветви каскада применена
аммиачная холодильная машина, в верхней — фреоновая,
работающая на смеси R142 G0%) и R11 C0%).
Иллюстраций 1.
УДК 628.84.001.12:637.333.92
Проектирование установок технологического
кондиционирования воздуха в камерах созревания сыра. СМЕ-
ХОВА Н. Л., МЕЖОВА С. А. «Холодильная
техника», 1979, № 4.
Описан опыт Гипромолпрома по проектированию
установок технологического кондиционирования воздуха
в камерах созревания сыров. Обосновано применение
местных кондиционеров для этой цели. В частности,
показаны преимущества использования
технологического рассольного кондиционера КТР двух
типоразмеров — производительностью по воздуху 7000 и 13000 м3/ч
и по холоду соответственно 22,5 и 30,0 кВт, —
разработанных ВНИХИ. Рассмотрен способ раздачи воздуха
в камеры созревания сыра с помощью пристенного
эжекционного панельного воздухораспределителя
(ВПЭП).
УДК 621.57.044.004.15
Влияние неравномерности поля скоростей воздуха по
фронту конденсатора на работу холодильного агрегата.
ГОПИН С. Р., ТИХОМИРОВ В. А., РОГОВА В. А.,
КОЖЕВНИКОВА В. П., АВЕРИН С. В.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Приведены результаты испытаний холодильного
агрегата ВСр 400 I с различными вариантами компоновки
вентиляторного узла. Исследовано влияние
неравномерности поля скоростей воздуха по фронту
конденсатора на теплоэнергетические показатели
холодильного агрегата. Выявлена возможность повышения
эффективности работы воздушного конденсатора
холодильного агрегата на 15—20% путем
рациональной компоновки вентиляторного узла.
Таблиц 2. Иллюстраций 4. Список литературы — 5
названий.
УДК 621.514.5.041
Новые холодильные винтовые компрессорные агрегаты
общепромышленного типа. ДАВЫДОВА Н. Ю.,
АФОНСКАЯ Е. М., ПЯТИГОРСКИЙ Э. А., КУРЬЯ-
НОВ А. П. «Холодильная техника», 1979, № 4.
Описаны особенности конструкций отечественных
винтовых агрегатов общепромышленного типа, диапазоны
применения и технические характеристики. Приведены
результаты теплотехнических испытаний на аммиаке.
Сделан анализ результатов этих испытаний и степени^
влияния различных факторов на эффективность
работы агрегатов.
Таблиц 1. Иллюстраций 5.
УДК 621.574.512.2.041
Холодильная машина с поршневым компрессором без
смазки. КОШКИН Н. Н., СЫСОЕВ В. Л.,
АКСЕНОВ С. П., КАЛНИНЬ И. М., СОФЕР А. А.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Рассмотрены результаты испытаний макетного образца
фреоновой холодильной машины средней
производительности с поршневым компрессором без
циркулирующей смазки. Описана конструкция компрессора.
Приведены объемные и энергетические характеристики
холодильной машины. Показана перспективность
дальнейшей работы над холодильными машинами с
поршневыми компрессорами без смазки.
Иллюстраций 5. Список литературы — 9 названий
УДК 725.355:624.143.34.00 .12
О проектировании систем электрообогрева грунтов под
зданиями холодильников. _ ДУРАНОВ Е. Ф.,
ГОРИН А. И. «Холодильная техника», 1979, № 4.
Выявлены недостатки проектирования системы
электрообогрева грунта, на основании чего даны
рекомендации: каждый участок системы электрообогрева
проектировать равным площади расположенной над ним
камеры; чувствительный элемент датчиков температуры
устанавливать в конструкции обогревающей плиты, что
значительно сократит расход электроэнергии.
Иллюстраций 2.
УДК 621.57.041 + 621.689:537.214:545.
Анализ удельных расходов электроэнергии на
компрессоры и водяные насосы. ТИМОФЕЕВ Г. Д.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Получены аналитические выражения для расчета
приращений удельных расходов электроэнергии на
компрессоры и водяные насосы. Предложена методика
выбора рационального варианта включения водяных
насосов для обеспечения энергетически рационального
расхода электроэнергии на установку в целом.
Таблиц 2. Иллюстраций 5. Список литературы — 7
названий.
УДК 621.57.316.345
Универсальный пульт программного управления
холодильными машинами. КОЗЛОВ В. Ф., ЧЕРНЯКОВ-
СКИЙ И. М., КУПЕРШМИТ Е. И. «Холодильная
техника», 1979, № 4.
Рассмотрены основные критерии построения
универсального пульта управления холодильными машинами
и технические возможности обеспечения повышенной
надежности его работы путем использования
динамического метода обработки информации,
предусматривающего одно арифметическое устройство при большом
числе управляемых механизмов. Приведена
блок-схема пульта программного управления рядом
холодильных машин.
Иллюстраций 1. Список*улитературы — 2 названия.
ю

УДК 628.84-52.004
Эксплуатация приборов автоматики в системах
технологического кондиционирования воздуха. ГОЛОВАЦ-
КАЯ Л. А. «Холодильная техника», 1979, № 4
Изложена методика периодической поверки
регуляторов температуры и влажности, рекомендованы
профилактические меры, позволяющие увеличить срок
службы приборов автоматики и системы кондиционирования
воздуха в целом.
УДК 621.57.048.001.24
К расчету испарителей с внутритрубным кипением.
КАН К. Д. «Холодильная техника», 1979, №4.
На основании обобщения экспериментальных данных
для испарителей с внутритрубным кипением
предложены расчетные зависимости для теплового и
гидравлического расчета испарителей.
Таблиц 3. Иллюстраций 4. Список литературы — 14
названий.
УДК 628.84
Изменение компоновки ^машинного отделения
кондиционера 1КС-12А. ЧЕРНЯВСКИЙ Э. И.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Предложено конденсатор в машинном отделении
кондиционера 1КС-12А устанавливать не вдоль, а
поперек продольной оси кондиционера. Для очистки
трубок конденсатора в этом случае не требуется вынимать
его из кондиционера, а достаточно снять панели
кондиционера и крышки конденсатора. Увеличение
свободной площади в машинном отделении улучшает
условия обслуживания остального оборудования и
позволяет установить компрессор большей холодопроиз-
шодительности.
^Иллюстраций 1.
УДК 664.84.85.03:533.1.001.24
Расчет состава регулируемой газовой среды плодоово-
щехранилищ. СОШИНСКИЙ А. М.,
ЧЕРНЯЕВА И. Н. «Холодильная техника», 1979, № 4.
Предложены расчетные зависимости, связывающие
размеры и коэффициент герметичности камер,
расходные характеристики и интервал времени работы
оборудования, количество и интенсивность дыхания плодов
с начальной и конечной концентрациями кислорода и
двуокиси углерода в плодоовощехранилище с
регулируемой газовой средой (РГС). Анализ работы плодо-
овощехранилищ с помощью полученных зависимостей
и разработанных алгоритма и программы расчета на
ЭВМ рекомендуется проводить как на стадии
проектирования этих хранилищ, так и при их эксплуатации.
Иллюстраций 2. Список литературы — 2 названия.
УДК 621.565.92.57.041-213.4:E46.217+621.564.25).
001.5
Методика определения неконденсирующихся примесей
в холодильном агрегате бытового холодильника. ФАК-
ТОРОВА М. М., КИСЕЛЕВ Б. К., ГРИШИНА Л. Н.
«Холодильная техника», 1979, № 4.
Приведены результаты исследований и методика
определения содержания неконденсирующихся примесей
(воздуха) в пробах фреона-12, отобранных из емкостей
поставки (бочек, цистерн), стенда заправки
холодильного агрегата и из холодильного агрегата с помощью
газо-жидкостной хроматографии. Применение
предлагаемой методики позволяет как контролировать
полное содержание воздуха в готовом холодильном
агрегате, так и определять степень его подготовки к
заправке по разности концентраций воздуха в пробах фреона,
взятых из агрегата и из емкости поставки, или по
разности парциальных давлений воздуха в емкостях.
Список литературы — 2 названия.
.д\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\и\\\\\\\\\\и\\\\\\\\\\\\\т
Опечатка, допущенная в Журнале сХолодильная техника» № 2, 1979 г.
Страница, колонка, строка
3, правая, 17-я сверху
Напечатано
12 млн. 306 тыс. руб.
Следует читать
12306 руб.
На первой странице обложки. Винтовой холодильный компрессорный
«сборочном участке.
агрегат А350-7-1 на
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов,
Е. М. Агарев, А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, д-р техн. наук, проф.
Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко, д-р техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко,
.д-р техн. наук, проф. А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
•Сдано в набор 06.03.79. Подписано в печать 04.04.79. Т-06833. Формат 84X108Vi6. Высокая печать.
Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72. Уч.-изд. л. 7,74. Тираж 14 765 экз. Заказ 437.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома Государственного комитета СССР
*ло делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 142300, г. Чехов, Московской области