ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА
МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-
ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ,
холодильная
техника
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Расширенное собрание партийно-хозяйственного актива
Мннмясомолпрома СССР 2
К новым трудовым победам! 3
Крайняя В, С, Коротаева М. М., Айзятова Ж. 3.» Го-
ноцкий В, А.» Попков В. Н. О разработке новых
быстрозамороженных продуктов для школьников 7
Шаззо Р. И. Количественное регулирование
относительной влажности воздуха в камерах сушки колбас 9
Куприянова А. В., Брезгнн В. С, Данилова Г. Н.»
Богданов С, Н. Экспериментальное исследование моделей
пластинчато-ребристых воздухоохладителей 11
Гопин С. Р.» Тихомиров В. А., Берегович И» Н.,
Басе Э. С, Шкоп М, А. Применение отделителей
жидкости в малых холодильных машинах 15
Дмитриев В. И., Картофяну В, Г.» Берсудский С. Ю.,
Усенко В. Г.» Стрельцов А. И. Выбор схемы
холодильного агрегата для двухтемпературного бытового
холодильника 18
Боярский М. Ю., Лапшин В. А. Определение холодо-
производительности регенеративных установок,
работающих на смесях, при переменной температуре 23
Мифтахов А. А., Тарабарин О, И. Влияние изменения
конструктивных параметров концевой ступени
холодильных турбокомпрессоров на эффективность работы
боковых сборных камер 27
Ионов А. Г.» Кан А. В. Особенности холодильного
комплекса головного учебно-промыслового судна
«Призвание» * 31
Иванова Р. П., Галжин А. В. Изменения в упакованном
под вакуумом мясе в процессе хранения при —2 °С. 35
Латышев В. П. Метод приближенного расчета
коэффициента теплопроводности некоторых . пищевых
продуктов • 38
Алексеева Н. Ю., Борисова Л. А., Фильчакова Н. Н.»
Семашко Е. В. Изменение свойств казеината, натрия в
процессе замораживания и хранения " 41
ОБМЕН ОПЫТОМ
Чернявский Э. И, Смотровое стекло для жидкостного
трубопровода фреонового кондиционера 46
Негодов В» П. Опыт эксплуатации судовых аммиачных
компрессоров 8W200/2 47
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Гланцев А. И. Правила монтажа судовых
холодильных установок • ¦- 49
ИЗОБРЕТЕНИЯ 51, 61
ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Гиндлин И. М.» Лемешжо В, К., Соломаха Ю. К.
Мероприятия по повышению безопасности эксплуатации
холодильных установок предприятий мясной и молоч- '
ной промышленности 52
ХРОНИКА
К 70-летию А. А. Гоголина 56
В МЕЖДУНАРОДНОЙ ОРГАНИЗАЦИИ
ПО СТАНДАРТИЗАЦИИ
Быков А. В., Калнинь И. М., Шпенцер В. Б.
Стандартизация холодильного оборудования в рамках ИСО 57
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Пименова Т. Фм Шуватова Э. Д. Контейнеры с сухо-
ледным охлаждением для хранения готовых блюд в
самолетах 60
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Сапрыкина С. Н., Гуков И. И., Кальви А. Р. Термо-
регулирующие вентили малой производительности
для R502 62
РЕФЕРАТЫ 63
CONTENTS
Enlarged Meeting of Party arid Administrative Executives
of USSR Ministry of Meat and Dairy Industry
To New Labour Victories!
Kralnyaya ?. S.» Korotayeva Al. M.» Alzyateva Zh. Z.,
Goootsky V. A.» Pepkov V. N. Development of New
Quick-Frozen Foods for Schoolchildren
Shazzo ft I. Quantitative Control of Air Relative
Humidity in Sausage Drying Chambers
Kupriyanova A. V., Brezgin V. S.» Danilova G. N..
Bogdanov S. N. Experimental Investigation of Models
of Plate-Finned Air Coolers
Gopin S, R., Tikhomirov ?. A., Beregovich I. N.,
Bass E. S., Shkop M. A. Utilization of Liquid
Separators in Small Refrigerating Machines
Dmitriyev ?. I., Kartefyanu ?, G., Bersudsky S. U.,
Usenko ?, G., Streltsov A. I. Selestion of
Refrigerating Unit Circuit for Two-Temperature Household
Refrigerator
Boyarsky M. U., Lapshin V, A. Determination of
Refrigerating" Capacity of Regenerating Plants Operating
on Mixtures at Variable Temperature
Miftakhov A. A., Tarabarfn O. I. Influence of
Changing Design Parameters of End Stage in Refrigerating
Turbocompressors Upon Effectiveness of Operation of
Lateral Accumulating Chambers
Ionov A. G.» Kan A. V. Peculiarities of Refrigerating
Complex Aboard Master Training-Fishing Vessel «Prizna-
viye»
Ivanova R. P.» Galklo A. V. Changes in
Vacuum-Packed Meat During Storage at — 2°C
Latyshev ?. P. Method of Approximate Calculation of
Heat Conductivity Coefficient of Some Foodstuffs
Alekseyeva N. U., Borlsova L, A., Filchakova N. N..
Semashko E. V. Changes in Sodium Caseinate
Properties During Freezing and Storage Processes
PRACTICE
EXCHANGE
15
23
35
38
41
Chernyavsky E. I. Sight Glass of Liquid Pipe of
Freon Air Conditioner 46
Negodov V. P. Experience of Operating Marine Ammonia
Compressors 8W 200/2 47
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Glantsev A. I. oules of Mounting Marine Refrigerating
Plants
I NVENTION S
LABOUR PROTECTION AND SAFETY RULES
Gindlin I. M.» Lemeshko V. K-, Solomakha II. K.
Measures for Increasing Operation Safety of
Refrigerating Plants at Enterprises of Meat and Dairy Industry
MI SCELLANY
70th Birthday of A. A. Gogolin
AT INTERNATIONAL STANDARDIZATION
ORGANIZATION
Bykov A. ?., Kalnln I. M., Shpentser V. B.
Standardization of Refrigerating Equipment at ISO
FOREIGN TECHNICA4- NEWS
Pimenova T. F., Shuvatova E. D. Dry Ice Cooled
Containers for Storing Prepared Dishes on Board Aircraft
REFERENCE DATA
Saprykina S. N., GukoY I. I., Kalvi A. R, Small
Thermostatic Expansion Valves for R502
SUMMARIES
49
51,61
52
56
60
62
63
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1979 г.
t

тенцию продукта, были выбраны казецит и
картофельный крахмал. Опыты показали, что
наилучшим стабилизатором" является казецит,
который добавляли к продукту в количестве 3—
5%, Добавление 5% казецита обеспечивает хо.
рошую консистенцию продукта после
размораживания.
Гарантийный срок хранения яично-печеноч-
ного паштета 3 мае,
Бактериологическими исследованиями
установлено» что паштет является доброкачественным
в санитарном отношении продуктом.
В нем содержится 37,4% сухих веществ,
16,5% жира» 14,3% белка. Полученное
соотношение между белком и жиром является
оптимальным, отвечает физиологической потребности
детей..
Новый продукт высокопитателен и может
быть рекомендован для питания школьников.
УДК 628.84:66.047
Коянчоствоннов регулирование относительной влажности
воздуха' в * камера! сушки колбас
Р. И. ШАЗЗО
Северо-Кавказское отделение ВНИХИ
Относительная влажность воздуха является
важным параметром, влияющим на процесс сушки
твердокопченых колбас. Нами проверена
возможность количественного регулирования
относительной влажности путем изменения
кратности циркуляции воздуха в камерах сушки
колбас. |*Я
При постоянной температуре в камере сушки
колбас количественное регулирование
реализуется согласно соотношению
AG
dK=^ dn
Lp
CD
где dK -
AG-
L-
• влагосодержание воздуха в камере, кг/кг;
• влагосодержание приточного воздуха, кг/кг;
- влаговыделения в камере,Шг/ч;
-расход воздуха, м3/ч;
- плотность воздуха, кг/м3.
Значение d0 при количественном регулирова»
нии остается неизменным. Для обоснования
необходимого значения d0 рассмотрим состояние
воздуха в камере в разные сроки сушки колбас.
Изменение относительной влажности в
камере фк и время сушки т связаны уравнением [1 ]
Фк = Фн —Аг, * B)
где фн — начальная относительная влажность;
Л—суточное изменение влажности воздуха, сут".
На основании уравнения B) находим
зависимость влагосодержания воздуха в камере от
времени сушки. Для этого представим
где dK — влагосодержание г насыщенного воздуха лри
температуре камеры» кг/кг.
После подстановки получим
-Дт5
dK
или
где dH — начальное влагосодержание» кг/кг;
т
В момент окончания сушки влагосодержание
воздуха в камере dK становится минимальным.
Необходимо, чтобы влагосодержание приточного
воздуха d0 было близким минимальному значе»
нию dK. Это даст возможность исключить в схеме
кондиционирования воздуха устройство для
увлажнения и использовать влаговыделения
колбасы для создания рациональных режимов
сушки.
Количественное регулирование
относительной влажности воздуха целесообразно для
небольших по емкости камер сушки,
кондиционеры которых не имеют приборов прямого
регулирования относительной влажности.
Для определения необходимого расхода
воздуха (кратности воздухообмена в камере)
разделим и умножим последний член уравнения
A) на массу воздуха vp содержащегося в объеме
камеры:
Щ)
tip
где -
vp
AG
vp
:«¦—кратность воздухообмена, 1/ч;
= Ад — удельные влаговыделения, кг/(кг«ч).
На основании уравнений C) и D) находим:
Ад
¦Вт
т
На рис. 1 показано изменение кратности
воздухообмена в зависимости от времени сушки при
следующих условиях:
?fH=8,5-10~~3 кг/кг, d0=4,7-10" кг/кг, что
соответствует относительной влажности <pH=0,92f
2 Холодильная техника № 10
§

I 1 ! ¦ 1 i _J I L__ .
0 Z 4 6 8 10 12 h 16 ?, %<m
Рис. 1. Зависимость кратности воздухообмена от
времени сушки:
I — теоретическая (уравнение 5); 2 — линеаризованная
(уравнение 6); 3 —действительная» реализованная при опытной сушке.
Рис. 2. Принципиальная схема автоматизации и
программного управления при количественном
регулировании относительной влажности воздуха в камере
сушки колбас:
I — камера для сушки колбас; 2 — кондиционер; 3, 5, 7 —
регулятор температуры; 4 — калорифер; 6 — электродвигатель
компрессора; 8 — регулятор относительной влажности; 9 —
электродвигатель заслонки.
<р0=^0,55 при постоянной температуре воздуха
в камере 12°С, rf;=9-10"8 кг/кг/ 5=0,153X
лЮ"8 кг/(кг*сут), А^=0,025 кг/(кг-ч) при
норме загрузки 40 кг/м3 [2].
Возможность количественного регулирования
относительной влажности проверена в
полупроизводственной камере сушки колбас.
Кратность воздухообмена (количество подаваемого
в камеру воздуха) изменялась ступенчато на
основании упрощающей зависимость E)
линеаризованной зависимости
Л = ЯН + СТ, F)
где ян — начальная кратность воздухообмена при %~
=0, 1/ч;
ю
2 4 6 б 10 12 /4 16 Ю г, суш
Рис. 3. Теоретическая и экспериментальная
зависимости температуры и относительной влажности воздуха
в камере от времени сушки колбас:
/ — рекомендуемая температура; 2 — экспериментальная
температура; 3 — рекомендуемая относительная влажность; 4 —
экспериментальная относительная влажность.
с~— суточное изменение кратности воздухообмена,
A/ч)/сутки.
Принципиальная схема автоматизации и
программного управления при количественном
регулировании относительной влажности воздуха
в камере сушки колбас показана на рис. 2.
Работа установки кондиционирования и
приборов автоматики заключается в следующем.
Забираемый из камеры воздух осушается и
охлаждается в воздухоохладителе кондиционера до
температуры точки росы приточного воздуха
3f5°C, что соответствует . d0=4,7-10" кг/кг.
Регулятор температуры 5 путем позиционного
регулирования холодопроизводительности
компрессора поддерживает данную температуру после
воздухоохладителя. Регулятор температуры 8f
настроенный на температуру 12°С, с помощью
калорифера 4, установленного после вентилято-
ра кондиционера, поддерживает температурный
режим в камере. Программное управление
реализуется блоком реле времени БРВ согласно
уравнению (8).
На рис. 8 представлены значения
относительной влажности и температуры в камере сушки
в разное время. Отклонения относительной
влажности от рекомендуемой составляют не более
±5%, температуры — ±0?5°С.
Таким образом, с помощью количественного
регулирования технологического микроклимата
в камерах сушки колбас можно с достаточной
точностью поддерживать необходимые
параметры воздуха.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Зависимость относительной влажности воз-
духа в камерах-сушилках от изменения массы
колбас/ Р. И. Шаззо, Ю. В. Маяковский, В. Д. Недиль-
ко и др. — Холодильная техника, 1978» № 6.
2. Шаззо Р. И., Маяковский Ю. В., Не-
д и л ь к о В. Д. Исследование влаговыделений
¦от колбас при переменном режиме сушки. ¦—
Холодильная техника, 1978, № 4»

?ДК 624.565.945.001.57
Экспериментальное исследование моделей
пластинчато-ребристых воздухоохладителей
Канд. т- и. I* v: А П КУПРИЯНОВА,
д-р техн. наук, яроф. Г. Н. ДАНИЛОВА,
канд. техн. наук С. Н. БОГДАНОВ
Ленинградский тежнологический институт холодильной
промышленности
В. С. БРЕЗГИН
Сеерыбзсолодфлот
В различных областях техники широкое
распространение получили пластинчато-ребристые
(ПлР) теплообменники [3]. Интенсификация
теплообмена в них осуществляется в результате
турбулизации потоков теплоносителей на
различных ребристых поверхностях. Расчетно-тео-
ретический анализ показал, что использование
ПлР воздухоохладителей с определенным типом
насадки позволяет уменьшить массу и
габаритные размеры аппаратов [4]. Однако до сих пор
не было экспериментальных данных о
теплотехнических и аэродинамических
характеристиках воздухоохладителей с
пластинчато-ребристыми поверхностями. Нет также сведений о
применении таких аппаратов в технике умеренного
холода.
С целью получения данных для
обоснованного расчета и проектирования ПлР
воздухоохладителей в ЛТИХП исследованы две модели
аппаратов применительно к условиям
кондиционирования воздуха. Опытные модели
спроектированы ВНИИхолодмашем, ЛТИХП и Одесским
СКТБ КХМ и изготовлены СКТБ КХМ. Ранее
эти модели были испытаны в качестве воздушных
конденсаторов [2 ].
Опытные модели выполнены из сплава'
алюминия АМц, Наружные размеры теплообмен»
ного элемента 280X280 мм по фронту и 160 мм
в глубину по ходу воздуха. В аппаратах
использовали насадки, показанные на рис. 1.
Геометрические характеристики опытных моделей
приведены в таблице.
Экспериментальный стенд (рис. 2) состоял из
аэродинамической трубы замкнутого типа,
принудительное движение воздуха в которой
осуществлялось вентилятором Ц4-70 № 4, контура
хладоносителя, в качестве которого
использовали воду, и контура хладагента (R12).
Воздух на входе в аппарат предварительно
подогревался и увлажнялся. Для нагревания
воздуха на всасывающей стороне воздушного
тракта были установлены регулируемые ТЭНы
общей мощностью 6 кВт, Увлажняли воздух
слегка перегретым паром низкого давления ир
электрического парового котла. Для предотвра-
Рис. 1. Насадки, использованные в опытных моделях:
а — прерывистая, аппарат № 1 (сторона воздуха); б —
волнистая, аппар i „ « 2 (сторона воздуха); в— гладкая»
аппараты № 1 и № 2 (сторона хладагента).
щения' уноса выпавшей в аппарате влаги
непосредственно за аппаратом находился
отделитель влаги, выполненный из гофрированных
пластин. Выпавшая влага стекала в поддон,
а затем в сборник конденсата.
Скорость воздушного потока измеряли на
входе в аппарат с помощью микроманометра ЦАГИ
и пневмометрических трубок по существующей
методике и относили к узкому сечению
аппарата. Регулировали скорость с помощью задвижки.
Температуру воздуха до и после
испытываемой модели измеряли медь-константановыми тер-
Характеристики аппарата
Тип насадки
Толщина ребер б, мм
Высота ребер К мм
Шаг ребер мр, мм
Гидравлический диаметр,
мм
Степень оребрения FTn -\-
+ FvffTJl
Число каналов п
Фронтальное сечение /фР,
м
Живое сечение /жив» м
Поверхность
теплообмена F, м2
Аппарат
Ш 1
Сторона

Прерывистая
0,2
6,0
4,0
4,6
2,5
24
0,0728
0,0323
4,7
Аппарат
№ 2
воздуха

Волнистая
0,2
6,0
3,9
4,0
2,8
24
0,0723
0,0320
5,9
Аппараты
№ 1 и 2
Сторона
R12
Гладкая
0,2
4,0
3,0
3,2
О Q
23
0,0426
0,0102
3,6
2*

Рис. 2. Схема экспериментального стенда:
/ — холодильная машина АК-ФВб; 2 ~~ задвижка; 3 —
электропаровой увлажнитель; 4 — нагревательные элементы (ТЭНы);
5 — центробежный вентилятор; 6 — хоннейкомб (сотовый
выпрямитель потока); 7 — конденсатор-испаритель; 8 — мерник;
9— вентиль; 10 — психрометрическое устройство; 11 —
указатель уровня; 12 — сухопарник; 18 — испытываемый
пластинчато-ребристый воздухоохладитель; 14 ~ отделитель
влаги; 15 — мерная емкость; 16 — термостат; 17 — рассольный
насос.
мопарами; электродвижущую силу в цепи
термопар — с помощью цифрового
микровольтамперметра Ф-30. Перед входным сечением
аппарата располагалась специальная сетка с
закрепленными на ней 10 термопарами, на выходе —
такая же сетка с 24 термопарами. Это позволило
более точно определять распределение
температур воздуха по сечению аппарата. Средние
температуры воздуха на входе в аппарат *вх и
выходе из него iBMX находили как средние
арифметические из показаний термопар в
соответствующих сечениях.
Среднюю по сечению относительную влажность
воздуха изменяли с помощью прибора «Волна-1»,
датчики которого были установлены в
отборниках проб воздуха. Контроль осуществлялся с
помощью сухих и мокрых термопар. Количество
выпадающего в аппарате конденсата измеряли
объемным методом. Аэродинамическое
сопротивление модели находили по перепаду
статического давления в двух сечениях
аэродинамической трубы до и после модели.
В связи с невозможностью заделать термопары
на поверхности насадки и получить прямые
данные о коэффициенте теплоотдачи со стороны
воздуха были проведены две серии опытов с целью
исследовать теплотехнические характеристики.
В первой серии в качестве охладителя
использовали воду. Коэффициент теплопередачи k
определяли опытным путем, коэффициент
теплоотдачи со стороны воды aw — из соответствующих
формул. Коэффициенты теплоотдачи со стороны
воздуха ак и ас находили расчетным путем
с использованием известных значений k и аш.
Во второй серии опытов аппарат включали во
фреоновый. контур и воздух охлаждался
кипящим хладагентом R12. В этом случае опытным
путем определяли только коэффициент
теплопередачи аппарата,
В первой серии опытов расход охлаждающей
воды измеряли объемным способом, температуру
воды на входе и выходе — медь-константановы-
ми термопарами.
Опыты проведены при~ следующих параметрах
воздуха: температура на входе в аппарат ^БХ =
=25~f-35°C; относительная влажность срвх=
=50—80%; скорость в живом сечении шв=
=3-^23 м/с» Полученные в ходе опытов
величины изменялись в следующих пределах:
температурный напор 6те=2,54~15°С; разность
температур воздуха на входе и выходе Д1ч=4-^
-г-18°С; коэффициент влаговыпадения ?=1,1-=-
4-2,6; плотность теплового потока qF =300ч-
~~2500 Вт/м2.
Термическое сопротивление на стороне
воздуха определяли как разность полного
термического сопротивления ¦ аппарата и термического
сопротивления теплоотдаче на стороне воды:
где «в — полный коэффициент теплоотдачи со стороны
воздуха, учитывающий «сухой» теплообмен и
и теплоту конденсации, Вт/(м2«К);
kF — средний коэффициент теплопередачи в опытах
с водой» отнесенный к поверхности со стороны
воздуха, Вт/(м2-К);
aw — средний коэффициент теплоотдачи со стороны
воды, определенный расчетом, Вт/(м2-К);
FB—поверхность теплообмена со стороны воздуха,
м2;
Fw ~— поверхность теплообмена со стороны воды»
м2.
Оценка термического сопротивления
теплопроводности разделительной пластины показала,
что оно мало по сравнению с каждым из
слагаемых уравнения A) и им можно пренебречь при
расчете ав. Коэффициент теплопередачи
вычисляли из уравнения
k = Q/FQm B)
по опытным величинам Q и 0т. Тепловую
нагрузку Q, Bts находили как среднюю
арифметическую из величин Qt определенных по воде и по
воздуху.
Опыты проведены для двух режимов
аппарата — «сухого» и с влаговыпадением. Во
втором случае, кроме «в, рассчитывали также
коэффициент конвективной теплоотдачи по
отношению
«к = «вЯ. C)
f Найденные значения ак сравнивали со зна-
12

чениями ас, полученными в опытах на «сухом»
режиме»
На рис. 3 приведены результаты опытов. Для
аппарата № 1 (см. рис. 3, а) наблюдается
некоторое расхождение между ас и «к при
скоростях воздуха больших чем 15 м/с. Это объясняется
сложностью точного определения количества
выпадающей влаги при больших скоростях
воздуха. Кривая обобщает данные по «к и ас. В
опытах с аппаратом № 2,(см. рис. 3, б) скорости
воздуха не превышали 12,5 м/с и значения ас
и ак удовлетворительно совпадали во всем
исследованном интервале значений w и g.
Здесь же приведены данные о коэффициенте
теплоотдачи со стороны воздуха для пучка труб
со спиральными накатными ребрами и для
аппарата из плоских труб с алюминиевыми
ребрами [1].
Результаты опытов показали, что
коэффициенты теплоотдачи в аппарате с волнистой
насадкой (№ 2) несколько выше» чем в аппарате с
прерывистой насадкой (№ 1), При скоростях
воздуха 2—12,5 м/с это превышение в среднем
равнялось 20%. Для обеих насадок коэффициенты
теплоотдачи выше, чем для пучка труб со
спиральными ребрами примерно в 2,2—2,6 раза.
Опытные данные о коэффициентах теплоотдачи
и массоотдачи представлены также в безразмер-
сс?Зт/(м2*Ю
то
го w6t м/с
Рис. 3. Зависимость коэффициента теплоотдачи от
скорости воздуха:
а —для аппарата № 1; б -—для аппарата № 2; О -—«сухой»
режим; д —режим с влаговыпадением; 1 —данные [1];
Отданные Жуковского и РезниЕОвича. %
ном виде на рис. 4 (опытные точки нанесены
только для апйарата № 1). Усредняющие линии
соответствуют следующим уравнениям.:
для аппарата № 1
Nu = NuB = 0,148 Re0*65, D)
для • аппарата № 2
Nu-0,HRe0'7.
E)
В уравнениях D) и E)
""--г-;
Nun = -
D
Re--
wdp
где ^г-~гидравлический диаметр канала;
л—коэффициент теплопроводности воздуха, Вт/(м К);
р—коэффициент массоотдачи, м/с;
D—коэффициент диффузии, м2/с;Ё
7—-коэффициент кинематической вязкости, м2/с
ицШа рис. 4 видно, что тепловой и
диффузионный критерии Нуссельта удовлетворительно
согласуются между собой.
Вторая серия опытов, когда воздух
охлаждался кипящим R12, проведена с аппаратом № 1.
Заполнение аппарата R12 было полным.
Коэффициент теплопередачи определяли так же,
как и в опытах, где хладоносителем была вода.
Отличие заключалось лишь в том? что при
нахождении среднелогарифмической разности
температур использовали значения температуры
кипящего хладагента Щ2, причем последнюю
определяли по измеренному давлению
насыщения. Тепловую нагрузку Q брали как среднюю
арифметическую из значений Q, найденных по
воздуху и R12. Для нахождения Q по R12 из-
10*
v
и
1/
J
т1
8
S
8
ГГ~^
1
М
|Н-~—
1
•
¦ *т
ГГЗ!^
л # i
т
—щ
-~~~Ж
«у
т
т
•
¦ 1 ! L
Г| |
W3 1
3
4
с
л
OV/
Ц-
1
!__[__
!
8
ZjZZI
! L
?\s j
!
_i
!
1
i
|
i I
W4e
Рис, 4. Зависимость числа Нуссельта от числа Рей-
нольдса:
I —- для аппарата № 1; 2 — для аппарата №2; О — «сухой»
режим; д —- режим с влаговыпадением; ф
Мн
!ХГ
13

меряли объемный расход R12 с помощью
мерного сосуда. Результаты экспериментов
представлены на рис. 5 в виде зависимости kFB = f (ш)
при различных значениях коэффициента влаго-
выпадения. С ростом коэффициента влаговыпа-
дения коэффициенты теплоотдачи существенно
увеличиваются. Так, например, для скорости
6 м/с изменение | от 0 до 2,6 вызывает повыше-
ние а вдвое.
По опытным значениям коэффициента
теплопередачи и рассчитанным по уравнению D)
значениям коэффициента теплоотдачи со
стороны воздуха были определены коэффициенты
теплоотдачи со стороны кипящего хладагента R12:
%, В/п/(м*-Ю
kpB Рш «в ^в
1
ав
F)
где аа •
¦ коэффициент теплоотдачи со стороны
кипящего хладагента, Вт/(м2-К);
• средний коэффициент теплопередачи в опытах
с К12» отнесенный к поверхности со стороны
воздуха, Вт/(м2-К);
•коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха,
Вт/(м2.К).
При изменении плотности теплового потока
от 800 до 2300 Вт/м2 величина аа изменялась от
1000 до 1600 Вт/(м2-К).
Данные об аэродинамическом сопротивлении
аппаратов представлены на рис. 6, Аппарат № 2
с волнистой насадкой имеет вдвое большее
сопротивление, чем аппарат № 1 с прерывистой
насадкой. Существенно увеличивает
сопротивление и выпадение влаги. Так, для аппарата с
прерывистой насадкой:
ДРсух = 9,7ю1'66, G)
Арвл=15ю1'65, (8)
где Ар — аэродинамическое сопротивление^ Па.
Результаты исследования позволяют сделать
следующие выводы.
Коэффициенты теплоотдачи со стороны
воздуха в аппаратах с прерывистой и волнистой
насадками различаются мало, в то время как
аэродинамическое сопротивление во втором случае
существенно больше. Прерывистая насадка
позволяет получить большие значения FB/Fa. Эти
обстоятельства позволяют рекомендовать для
использования в пластинчато-ребристых
воздухоохладителях оребрение из прерывистой
насадки.
Теплоотдача со стороны воздуха в изученных
аппаратах значительно интенсивнее, чем в
аппаратах с некоторыми видами трубчато-ребристых
поверхностей.
Однако ПлР воздухоохладители могут
конкурировать с трубчато-ребристыми в случае
существенного увеличения их степени оребре-
ния. Этому условию будут удовлетворять
поверхности с прерывистой насадкой со стороны
воздуха, имеющей высоту ребер не менее 18 мм.
18 W, М/С
Рис. 5. Зависимость коэффициента теплопередачи от
скорости воздуха для аппарата № 1 (R12 в качестве
хладагента):
О — «сухой» режим; д — 1=1,2 +1,5; ^ — ?=1,6+2,1;
• - ?«2,6.
\о,Па
Z 4 6 8 10 w, м/с
Рис. 6. Зависимость аэродинамического
сопротивления от!скорости воздуха для аппарата № 1:
О — «сухой» режим; д — режим с влаговыпадением.
Полученные уравнения D) и E) могут быть
использованы для расчета теплоотдачи со
стороны воздуха в аппаратах с однотипными
насадками.
Влаговыпадение не влияет на коэффициент
конвективной (сухой) теплоотдачи» а его
влияние на общий коэффициент теплоотдачи может
быть учтено путем умножения коэффициента
конвективной теплоотдачи на коэффициент вла-
говыпадения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Андреев А. М., Кузнецов Д. А.,
Симон е н к о А. П. Теплообменные аппараты из
алюминиевых сплавов для судовых систем
кондиционирования воздуха. — Холодильная техника, 1977»
№ 12.
14

2. Данилова Г. Н.» И в а н о в О. П.,
Варило В. Н. Испытания фреоновых пластинчато-
ребристых конденсаторов с воздушным
охлаждением, —- Холодильная техника, 1974, № 11,
3. Кейс В. М. Лондон А, Л. Компактные
теплообменники. М., Госэнергоиздат, 1967.
УДК 621.57.049.2
Применение отделителей жидкости в
Канд. техн. наук С, Р. ГОПИН,
манд. тежн. наук В, А, ТИХОМИРОВ
ВНИИторгмаш
Ч И ЕЕРЕГОВИЧ, 3, С БАСС
Ярославский завод жолодильных машин
М. А. ШКОП
ПО «Торгхолодмаш»
Применение отделителей жидкости в
холодильных системах предотвращает попадание жидкого
хладагента в компрессор, обеспечивая тем
самым его нормальную надежную работу.
Использование отделителей жидкости в крупных
и средних холодильных установках широко
известно и достаточно хорошо изучено.
В малых холодильных установках (холодо-
производительностью до 10 кВт) отделители
жидкости до последнего времени почти не
примни ял и. Это обусловлено тем, что в таких уста-
еовках возможно осуществить достаточный
перегрев хладагента на всасывании, чтобы
жидкость не попадала в компрессор. Кроме того,
малые машины работают обычно с
герметичными или бессальниковыми компрессорами, в
которых, как считалось ранее, попадание жидкого
хладагента в кожух или корпус не приносит
вреда, в этом случае даже улучшается
охлаждение встроенного электродвигателя.
Между тем, как было показано в работах [3, 4 ]
и последних исследованиях [8], достигнуть
полного доиспарения хладагента в малых
холодильных машинах в некоторых случаях невозможно,
что приводит к значительному снижению
эффективности их работы. В первую очередь, это
относится к бытовым кондиционерам и тепловым
насосам, где температуры кипения высоки» а
длина всасывающей линии и температурный напор
между хладагентом на всасывании и
окружающим воздухом малы, что не гарантирует полного
доиспарения всасываемых капель жидкого
хладагента. Установлено также, что попадание
жидкого хладагента на обмотку
электродвигателя может привести к разрушению ее изоляции,
а на поверхность трения — к разрушению
смазочного слоя и преждевременному износу
трущихся поверхностей.
В бытовых кондиционерах, где прежде всего
4. О перспективах применения пластинчато
ребристых аппаратов для холодильных машин/
И. М. Калнинь, Т. М, Сутырина, Г. С. Антоненко
и др. — Холодильная техника, 1974, № 8.
малых холодильных машинах
были применены отделители жидкости [9], вслед
ствие небольшого количества уносимого из ис"
парителя жидкого хладагента отделители
жидкости имеют небольшие размеры и, как правило»
монтируются непосредственно на кожухе
компрессора, что при их обдуве теплым воздухом
после конденсатора также способствует более
интенсивному испарению жидкости в отделителе,
о Особенностью этих отделителей жидкости
является автоматический возврат не только хла-
> дагента в виде пара, но и отделившегося в них
к масла.
1- В холодильных машинах торгового
оборудования отделители жидкости стали использовать
|- сравнительно недавно — лишь последние 5 лет —
и в связи с распространением автоматического от-
;- таивания испарителей горячими парами хлада-
L- гента и широким внедрением встраиваемых аг~
j- регатированных холодильных машин,
[- Подача горячих паров высокого давления в ис-
>, паритель приводит к резкому выталкиванию
[- жидкого хладагента во всасывающий трубопро-
>- вод, что усиливает проявление указанных выше
0 недостатков, а также приводит к перегрузке
т электродвигателя, поломке клапанов и другим
!- нарушениям работы компрессора.
В связи с этим ряд зарубежных фирм — «Са-
1 нио» и «Тошиба» (Япония), «Дорин» (Италия),
> «Вестингауз» (США),«Фримар» (Франция),«Йорк»
I- (США) и др. — комплектуют все низкотемпера-
|, турные и часть среднетемпературных агрегатов
и торгового оборудования отделителями жидко-
о сти (рис, 1).
vi Анализ патентных и проспектных материалов
> [1, 2, 5—7] свидетельствует, что отделители
р жидкости (рис. 2) различаются главным образом
1- системой отвода масла. Емкость их примерно в
о 1,5—-2 раза больше емкости отделителей бытовых
i- ^ кондиционеров,
е В отделителях жидкости, показанных на
I- рис, 2, а$ б, повышение эффективности сепара-
[, ции достигается установкой отбойника или при-
[- менением отводящей U-образной трубки со зме-
г- евиковыми витками, в которых развиваются
центробежные силы. Масло захватывается потоком
о пара через небольшое отверстие в колене трубы
IS

Рис. 1. Холодильный агрегат фирмы «Тошиба» (Япо
ния):
1 — ресивер; 2
яым узлом; 4 •
- компрессор; 3 — конденсатор с вентилятор-
отделитель жидкости.
k
(Он i
|1г^
f
. ним
^^^Л п И
\А \^*w J&Jr й
Рис, 2. Отделители жидкости:
а, б — [5,6]; б — [1]; г — отделитель жидкости —
регенеративный теплообменник [2]; df e — совмещенные отделители
жидкости, ресивер и регенеративный теплообменник [? ].
или сбрасывается через автоматический клапан
в картер компрессора. В отделителе жидкости
на рис, 2, в для этой же цели в отводящую V-
образную трубку вставлена трубка малого се»
чения, погруженная под уровень жидкости.
Известны также конструкции отделителей
жидкости, совмещенных с другими аппаратами —
регенеративным теплообменником и ресивером
(рис, 2, г, д, е).
Фирма «Дорин» (Италия) комплектует ряд
холодильных агрегатов унифицированными
отделителями жидкости одного типа (рис. 3).
Хладагент поступает из испарителя в отделитель
через патрубок 4, а отсасывается через патрубок
3. Возврат масла, выделившегося вместе с
хладагентом в корпусе 1, осуществляется через
отверстие 5 в нижней части колена отводящей
трубки. Для выравнивания давления во
всасывающем патрубке и корпусе отделителя
имеются небольшие отверстия 2. Емкости отделителей
жидкости фирмы «Дорин» для средне- и
низкотемпературных агрегатов приведены в таблице.
Холодопроизводитель-
ность компрессора*,
кВт
Хладагент.
Емкость отделителя
жидкости»
м3-10~3
Бессальниковые
3,5—4,5 i R12 :
1,2—2,0 1 R22 I
2,0-3,0 ! R502 |
6,0—10,0
4,0—5,0
4,3—4,8
R12
R22
R502
3,3
4,4
Сальниковые
4,0
2,0
2,3
8,0
4,0
5,0
14,0
5,0
5,8
3,0
13,5
16,0
R12
R22
R502
R12
R22
R502
R12
R22
R502
Ш2
R22
R502
3,3
4,4
7,0
14,5
* Холодопроизводительность указана для среднетемпе-
ратурных компрессоров (на R12)npn ^0 = —15° С, /к =
= 30° С» ^к = 25° С, tBC = 20° С; для низкотемпературных
компрессоров (на R22, R502) при t0 = —35° С, tK= 30° С,
tK = 25° С, *BG = 20° С
№

Рис. 3. Отделитель жидкости фирмы «Дорин» (Италия):
А, В, С, D, d — размеры, мм.
В 1978 г. ПО «Марихолодмаш» было начато
производство низкотемпературных сборных
холодильных камер КХН-2-6СМ, обслуживаемых
двумя холодильными агрегатами типа ВСэ
1250B) на R22 с автоматическим оттаиванием
инея горячими парами хладагента.
Эксплуатационные испытания камер, проведенные Мос-
ковким специализированным комбинатом
холодильного оборудования, показали, что в
компрессорах имели место значительные износы
пар трения, в первую очередь поршнего
пальца — шатуна. Причиной считали попадание
жидкого хладагента в процессе оттаивания и
ухудшение смазки трущихся поверхностей.
Для проверки этого предположения на
заводе-изготовителе агрегатов — Ярославском
заводе холодильных машин — были проведены
сравнительные испытания холодильной камеры
КХН-2-6СМ в обычном исполнении и с
введением в схему отделителя жидкости. Для этой
цели был смонтирован специальный стенд
(рис. 4), имитирующий работу системы с
агрегатом ВСэ 1250B).
При обычном исполнении хладагент (R22)
направлялся из компрессора 1 через запорный
вентиль 2, конденсатор 3, ресивер 4, запорный
вентиль 5, фильтр-осушитель 6 и терморегу-
лирующий вентиль 7 в расположенный в
низкотемпературной камере 8 испаритель 9. Из
испарителя пары хладагента возвращались в
компрессор через запорные вентили 11 и 13. При
оттаивании реле времени 14 включало
соленоидный вентиль 15, и хладагент, минуя
конденсатор 3 и ТРВ 7, поступал в испаритель 9 и
выталкивал находящуюся в нем жидкость
непосредственно в компрессор,
3 Холодильная техника № 10
Рис. 4. Схема стенда для испытания холодильной
системы с отделителем жидкости.
В схеме с отделителем жидкости хладагент
проходил из испарителя через запорный
вентиль 16 в отделитель жидкости /7, а затем через
запорный вентиль 18 отсасывался в компрессор.
Для визуального наблюдения за возвратом
хладагента имеются смотровые стекла 10 и 12.
В качестве отделителя жидкости была
принята конструкция, показанная на рис. 5. Емкость
отделителя 2,2 л, диаметр всасывающей U-об-
разной трубки 16X1 мм.
Испытания проводили при давлении
всасывания 0,15 МПа и нагнетания 1,1 МПа при
работе машины в цикле охлаждения и 0,42 и
0,9 МПа — в цикле оттаивания горячими пара-
Рис. 5. Конструкция исследованного отделителя
жидкости:
/ — вход пара; 2 — выход пара; 3 — корпус; 4 — U-образная
трубка.
17

ми. Температуру окружающего воздуха
поддерживали на уровне 20°С При работе в цикле
охлаждения температура в охлаждаемом
объеме была равна —18°С, а при оттаивании
повышалась до 7°С.
До и после испытаний проводили
микрометраж пар трения компрессора: поршень —
цилиндр, палец — шатун, вал — шатун, вал —
верхний подшипник, _ вал — нижний
подшипник.
Для измерения деталей использовали
универсальный измерительный микроскоп УИМ-21
(цена деления спирального окулярного микрометра
0,001 мм), горизонтальный оптиметр с
головкой ИП-3 (цена деления 0,001 мм) и
вертикальный миниметр с рычажно-измерительной
головкой (цена деления 0,001 мм).
Опытный агрегат проработал 200 ч (по 100 ч в
цикле охлаждения и оттаивания).
Испытания показали, что при отсутствии
отделителя жидкости в схеме холодильной
машины износ основных пар трения начинается
раньше и происходит интенсивнее. Особенно велик
износ пары палец — шатун. У шатуна износ
составил 8 мкм, у пальца 25 мкм, в то время
как в схеме с отделителем жидкости износ обеих
деталей достиг всего 2 мкм. Это близко совпало
с результатами эксплуатационных испытаний.
В связи с этим было признано целесообразным
в холодильном оборудовании с автоматическим
оттаиванием инея с испарителей горячими
парами обязательно устанавливать отделители
жидкости.
В целях выявления оптимальных
конструктивных параметров отделителя жидкости этого
типа были испытаны конструкции с уменьшенной
емкостью до 0,7 л, а также с уменьшенным сече-
УДК 643.353.97:621.57.041
Выбор схемы холодильного агрегата
бытового холодильника
Канд. тежни наук В. И. ДМИТРИЕВ, В. Г. КАРТОФ1НУ
Кишиневский политехнический институт им. С. Лазо
С Ю. БЕРСУДСКИЙ, В. Г, УСЕНШ,
канд. техн. наук А. И. СТРЕЛЬЦОВ
Минский завод холодильников
Эффективность работы двухтемпературного
бытового холодильника во многом зависит от
схемы холодильного агрегата. Широко
распространенные одноиспарительные и двухиспаритель-
ные схемы не обладают достаточной теплоэнер»
18
нием (примерно в 2 раза) отводящей U-образ-
ной трубки 12x1 мм при емкости 2,2 л.
В первоначальном опытном варианте после
выталкивания хладагента из испарителя в
отделитель жидкости поступление жидкого
хладагента в компрессор длилось всего 40—50 с.
В варианте с отделителем жидкости
уменьшенной емкости этот процесс продолжался 8 мин„
при этом еще долгое время всасывалась парожид-
костная смесь. В первом же случае время
поступления смеси пара с жидкостью из
отделителя не превышало 1 мин после начала
оттаивания.
Уменьшение сечения U-образной трубки уве?
личивало продолжительность выхода из
отделителя жидкого хладагента до 1—1,5 мин и
парожидкостной смеси до 2 мин, т. е. почти
вдвое.
Таким образом, первый испытанный вариант
отделителя жидкости в схеме с холодильным
агрегатом ВСэ 1250B) оказался наиболее удачным.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 615338 (СССР).
2. А. с. № 602749 (СССР).
3. Ш а в р а В. М. Влияние перегрева пара,
выходящего из испарителя, на работу малой холодильной
машины. — Холодильная техника, 1962, № 6.
4. Ш а в р а В. М. Влияние перегрева всасываемого
пара на работу фреонового компрессора. —
Холодильная техника, 1963, № 1.
5. Патент № 621576 (Япония).
6. П а т е н т № 52—42253 (Япония).
7. П а т е н т № 30.12.414 (США).
8. Reichelt I. — Die Kalte und KHmatechnik,.
1977, № 10.
9. Revue pratique du froid et du conditiormemeht
d'air. 1978, 15—5.
pi двухтемпературного
гетической и эксплуатационной эффективностью
[41.
В последнее время в целях повышения
эффективности работы холодильного оборудования
уделяют внимание проблеме практического
использования различных неазеотропных смесей
хладагентов. Теоретические и
экспериментальные исследования подтверждают
целесообразность применения в качестве рабочих веществ,
неазеотропных смесей фреонов для неизотерми-

ческого поточного охлаждения [5], а также для
получения двух температурных уровней в одно-
компрессорной схеме холодильного агрегата
бытового холодильника [6],
Установлено, что применение неазеотропной
смеси R12 и RI1 (массовая концентрация R12
1н12==0»7 кг/кг) в условиях переменных
температур внешних источников позволяет увеличить
эффективный холодильный коэффициент на 29%
по сравнению с использованием R12.
Г. Хассельден [5] теоретически показал
возможность снижения расхода электроэнергии на
^50% при использовании неазеотропных
смесей для неизотермического поточного
охлаждения.
При исследовании двухкамерных
холодильников, работающих на неазеотропной смеси R12
и R11 [6], установлено уменьшение расхода
электроэнергии до 20% по сравнению с работой
холодильника на R12.
Применение неазеотропных смесей фреонов,
в частности, в агрегатах двухтемпературных
бытовых холодильников позволяет снизить
температурный напор между температурой
кипения хладагента в испарителе и температурой
воздуха в нем благодаря неизотермичности
процесса кипения в .изобарических условиях, что
способствует уменьшению внешней
необратимости. Помимо этого, при определенных
условиях в результате изменения состава и
содержания компонентов неазеотропной смеси можно
изменить ее удельную объемную холодопроизво-
дительность и в итоге увеличить емкость
холодильника или использовать компрессор
меньшей холодопроизводительности, чем при
применении однокомпонентного рабочего вещества.
Применение неазеотропных смесей даже в
схеме холодильного агрегата двухтемнератур-
ного холодильника с двумя последовательно
соединенными испарителями, обычной при
работе на чистом хладагенте» улучшает условия
поддержания температурных режимов в каждом
отделении вследствие неизотермичности
процесса кипения, повышает объемные и
энергетические характеристики компрессора при
соответствующем подборе компонентов смеси, а также
некоторые эксплуатационные показатели
холодильника, Однако степень неизотермичности
процесса кипения в испарителях, как показали
исследования А. Лоренца [7], зависит от
разности нормальных температур кипения
хладагентов, входящих в бинарную неазеотропную
смесь. Если она составит 30 и Б0°С, то разность
средних значений температур кипения в
испарителях низкотемпературного и плюсового
отделений будет равна соответственно 5 и 10°С, что
недостаточно для обеспечения с минимальными
затратами энергии разности температур воздуха
в отделениях двухтемпературного
холодильника около 25—30СС. Разность температур кипения
в испарителях при использовании
неазеотропной смеси можно увеличить, устанавливая
между ними регенеративный теплообменник, но
при этом повысится паросодержание парсжид-
костной смеси, поступающей в испаритель
плюсового отделения, и, следовательно, часть его
поверхности будет работать на перегретом паре.
В результате снизится зффективнссть работы
холодильного агрегата в целом. Основной
недостаток схем с последовательным соединением
испарителей заключается в зависимости
заполнения жидким хладагентом одного испарителя
от тепловой нагрузки на другой, а также более
высоком, чем при параллельном соединении
испарителей, гидравлическом сопротивлении
движению паров, всасываемых в испарители.
В последние годы в мировой практике
наметилась тенденция выпуска двухтемпературных
холодильников не только для хранения
замороженных продуктов, но и для замораживания
некоторого их количества. При этом так
называемые холодильники-морозильники должны
обеспечивать получение требуемых низких
температур в морозилке при работе их в широком
диапазоне температур окружающей среды —
от 16 до 82°С и при гарантированном
поддержании температуры воздуха в плюсовом отделении
не ниже 0°С.
Выполнить указанные ьыше требования при
использовании двухиспарительной однокомпрес-
сорной схемы холодильного агрегата трудно.
В целях оптимизации конструктивных решений
авторами была предложена [1, 2] и испытана
новая схема охлаждения двухтемпературного
бытового холодильника, работающего на неазе»
отропвых смесях, а также рекомендованы новые
неазеотропные смеси 13], поскольку их выбор
тесно связан с конкретными условиями работы
холодильной машины. В частности, при выборе
бинарной смеси для двухтемпературного
бытового компрессионного холодильника
учитывали: значения нормальных температур кипения
и их соответствие с требуемыми температурами
в камерах холодильника; объемную холодопро-
изводительность, молекулярную массу
компонентов, температуру конна сжатия,
растворимость со смазочными маслами и влагой,
токсичность, взрывоопасность и т. д. В результате
предложены следующие смеси хладагентов:
R143—R12B1; R13B1—R21; R143—RC318 и др.
Оссбеннсстью предлагаемой схемы1" (рис/ 1)
является разделение фракции хладагента при
его конденсации. Холодильный агрегат по
данной схеме работает следующим образом. Из
компрессора 5 пары неазеотропной смеси
нагнетаются в секцию 8 конденсатора, где частично
конденсируются (преимущественно высококипя-
щий компонент). Полученная смесь' конденсата
з*
1

Рис. 1. Схема двухтемпературного бытового
холодильника, работающего на неазеотропных смесях
хладагентов»
и паров с более высокой концентрацией по низ-
кокипящему компоненту поступает в
отделитель жидкости 2, который одновременно
является ресивером для жидкой фракции, богатой
высококипящим компонентом. Из нижней части
отделителя жидкости жидкая фракция вместе
с маслом через фильтр-осушитель 1 и
капиллярную трубку 15 направляется в
высокотемпературный испаритель 14 плюсового
отделения 18, Пары с более высокой концентрацией ,
по низкокипящему компоненту из верхней
части отделителя жидкости 2 поступают в секцию 4
конденсатора, откуда образовавшийся
конденсат через фильтр-осушитель 8 и капиллярную
трубку 9 сливается в испаритель 11
низкотемпературного отделения 12. Образовавшиеся в
испарителях пары через общий трубопровод 6
отсасываются компрессором 5, Для повышения
теплоэнергетических характеристик
холодильного агрегата установлены регенеративные
теплообменники 17 и 10. При пониженных
температурах окружающей среды по команде датчика
температуры, установленного в холодильной
камере» включается грелка 16, которая»
нагревая капиллярную трубку, снижает ее
проходимость в результате дополнительного испарения
хладагента в процессе дросселирования.
Благодаря этому в высокотемпературный
испаритель поступит меньшее количество хладагента,
а избыток его из отделителя жидкости стечет
по переливной трубке. 7 во вторую секцию
конденсатора. U-образная форма переливной
трубки позволяет образовать гидравлический
затвор, препятствующий прорыву паров
хладагента из отделителя жидкости в нижнюю часть
второй секции конденсатора. Такое
конструктивное решение исключает возможность
получения отрицательных температур в плюсовом
отделении в режиме замораживания при
пониженных температурах окружающей среды.
Особенности процесса конденсации при работе
холодильного агрегата, выполненного по
предложенной схеме, на неазеотропной смеси
хладагентов R143 и R142 показаны на t, ^-диаграмме
при давлении конденсации рк=1,5 МПа и
массовой концентрации R143 в смеси 0?62 кг/кг
(рис. 2),
Точка 1 характеризует состояние паров
хладагента» поступающего в конденсатор. Линией
1—8 показан процесс конденсации в первой
секции, в результате которого образуется <р кг
жидкой фракции с концентрацией |4=0,42 кг/кг.
Последняя направляется через регулирующее
устройство в высокотемпературный испаритель.
Пары в количестве б кг конденсируются во
второй секции конденсатора, образуя конденсат
концентрации |6=0,72 кг/кг? который через
регулирующее устройство поступает в
низкотемпературный испаритель. Таким образом, по
предложенной схеме охлаждения в испарители
поступают жидкие смеси хладагентов,
отличающиеся концентрациями. Это, в свою очередь,
обеспечивает получение в них средних
температур кипения, значения которых будут
значительно отличаться друг от друга, что
приводит к снижению внешней необратимости в
процессе теплообмена между воздухом и
хладагентом, кипящим в испарителе плюсового
отделения, уменьшению усушки неупакованной
продукции в холодильной камере благодаря
повышению относительной влажности воздуха в
ней, улучшению условий оттаивания инея с
поверхности испарителя плюсового отделения
в период нерабочей части цикла.
На рис. 2 точками 2,4,7 обозначены
соответственно концентрации исходной смеси,
высокотемпературной и низкотемпературной фракции.
%
70
60
50
?0
Si
w
О 0,15 ОЯ 0,5 0,62 0,710,75 LmM
Рис. 2. t, ^-диаграмма для смеси R143 и R142.
^*_- •
¦
1
Т~ 1 " }
""-^ 1 рк^15МПа \
N. К
VTsrH-:?—
ы
i i ! i'i
\ . 1 г- ..г/
1 . , 1
l"""*'^ Чч
20

В целях выявления возможности
практического применения бинарных неазеотропных
смесей фреонов для получения двух
температурных уровней в изобарических условиях
проведены сравнительные испытания макетного
образца двухтемпературного холодильника
емкостью 300 дм3 с объемом морозильного
отделения 40 дм3. Макетный образец был
укомплектован холодильным агрегатом на базе компрессора
ФГ-0,125 с последовательной подачей
хладагента R12 сначала в испаритель морозильного, а
затем холодильного отделений. Поверхность
конденсатора /^=0,749 м2, испарителя
холодильного отделения FH=0,210 м2, испарителя
морозильного отделения FH=0,583 м2.
После испытания холодильника на R12
холодильный агрегат был заменен агрегатом на
базе того же компрессора, но с
двухступенчатой конденсацией неазеотропной смеси (см.
рис. 1). В этом случае поверхность конденсатора
составила FK=0,30 м2, секции 3 конденсатора
F^=0,37 м2, испарителя морозильного
отделения FH=0,583 м2, испарителя холодильной
камеры FH=0,210 м2. В обоих случаях
использовали один и тот же холодильный шкаф со
значением kF^=2,\ Вт/К.
При работе на R12 было предусмотрено
дополнительное охлаждение компрессора с
помощью змеевика, размещенного внутри кожуха,
откуда холодильный агент поступал в пред-
конденсатор,
В качестве рабочего вещества при испытаниях
была использована смесь R143 и R142 с
массовой концентрацией R143 в смеси 0,62 кг/кг,
предложенная и исследованная во ВНИХИ и
удовлетворяющая основным требованиям»
предъявляемым к рабочим веществам двухтемператур-
ных холодильников. Воспламеняемость
компонентов в смеси с воздухом не представляет в
данном случае опасности, так как система
герметична, но даже при утечке концентрация
фреоно-воздушной смеси не может достигнуть
в помещении опасного для возникновения пожара
значения (9,5—19,1% по объему).
Сравнительные испытания проводили в
соответствии с ГОСТ 16317—76 в климатической
камере при температурах окружающего воздуха
32±0,5 и 16+0,5°С. Предварительно
определяли оптимальное значение количества
заправляемого в холодильный агрегат хладагента и
производительность капиллярных трубок.
Результаты испытаний представлены в табл. 1
и 2.
Во время испытаний при температуре
окружающего воздуха ^0кР=16°С устанавливали
работоспособность предлагаемой схемы и
возможность получения положительных температур в
холодильном отделении в режиме
«замораживания». Как видно из табл. 1, при непрерывной
работе холодильного агрегата средняя
температура в холодильном отделении была 2°С, в то
время как при работе его без устройства для
предотвращения получения отрицательных
температур (грелка выключена) она составила
—10°С. Эти данные показывают преимущество
схемы холодильного агрегата со ступенчатой
конденсацией смеси, позволяющей осуществить
режим «замораживания» для двухтемпературных
бытовых холодильников при любой температуре
окружающей среды. Из этой же таблицы видно,
что при непрерывной работе холодильного
агрегата на R12, с последовательным соединением
испарителей, в холодильной камере также
может быть отрицательная температура.
Испытания холодильников при ?0кР=32°С (см.
табл. 2) показали, что при непрерывной работе
холодильного агрегата на смеси R143 и R142
достигаются более низкие температуры в
обоих отделениях холодильника, чем при его
работе на R12. Так, средняя температура в
геометрическом центре морозильного отделения
составила соответственно —27,4 и —22,5°С,
а в холодильном отделении соответственно 0,5
и 2,8°С.
Таблица 1
Рабочее вещество
R12
Смесь R143 и R142
Смесь R143 и R142
Средняя температура, °С
поверхности

низкотемпературного
испарителя
—31,2
—37 f0
—31,0
в
геометрическом центре
морозильного
отделения
—28 э Б
—34,0
—28,0
поверхности

высокотемпературного испарителя
—24,5
—27.6
—15,2
в
холодильном
отделении
—7,5
—10,0
+2,0
Мощность
грелки,
установленной на
капиллярной трубке,
Вт
18,0
Включение,
выключение
грелки
выключена
включена
Примечания. 1. Температура окружающей среды 16°С. 2. Режим работы холодильного агрегата — непрерывный.
2!

Э0 'KiraxBJHatfodxM3if€ |
MOXOW90
ХЯ *W
BdAxedaopox
0d0D39dUW0H
къкэтгдэйюи 'чхзонйюм 1
к
§.
>*
5
<u
Темп
xg *4X30H4if9iHtfoa 1
-eaoduoltfoifox венео1ГЗ^
хАэ/ь«хди
iinjd3H€GdAM3Lfe йохэвс! 1
s 1
0 I
аз s j
ц « I
S <U j
etc?
0 a
4 5
о jr
A
О
ВЫСОК
фНОГО
еля
.яг*
верхно
темпе!
испа
о
ё«К
я ж
^3
2?
Я о
р? я
4> ,2
^5
° о
СУ р^
u 0
и S
0)
Ш 4>
о s
I и со
Я О
S к
! 1г
1 §§
К О,
сх>»
Я «3
о л
р
ojahoped
вкн^эёэ
КВН j
-чдокинии
КВН
-Ч1ГВНИЭНВИ
EBHtfadD |
\
KTSH
-чдошиним
вен
-«ШВРШЗМВШ
EBHtfadD
КВН
-чюгешнним
ввн
-тевннзнвм
BBHtfad3
КВН
-«швминищ
КВН
-ЧГГВНЙЭНВН
HHaMada
хнзипнффео)!
о
я
н
о
С)
и
«
«
О
сС
А
О 00 О СО
OlONO
— ООО
О С* О 00
€4 "Ф xfLD
~~—^—
, | ~ ч
0 ^
00 со со
ОД "ф «ф СВ
NCON^
00Ю00О)
«. *. «.
С^'О С»< С^1
1 I0.0!
1 ! CSJ СМ
1 1 ^^
| ^ »ч
1 s csi со
ооою
- - -о*
^ОООО -
с^ — *- ю
Mil
0 ю
j 1 оГ*-Г
1 'тт
о о
1 1 ГчГ—Г
1 1 ^^
-^ -^ю Ю
tO^CNh
C^tC 05*05
СЧ CM -— —*
1 1 1 1
ос<
i 1 амо*
1 l-Cj,
Ю CO
1 j Г>-^
1 [TT
Ю
t^o—*
¦*^ocq
<M CO C^ Ol
1 1 1 1
Я.Я,
i 1 ¦ CO oT
I 1 C^C<I
1 1
coo
j 1 tCio"
77
1 со
0*0*
2 <N
| ТГ xf«
^ P^
| я s
CO CO
•4f ^
^ <X
Л Л
о 0
C^ 0»<М CU
1 tt'UKU
о
2
О) •
ffiQ
Ьо
у см
goo
CQ «
О еС
О О)
а л
I Z
? ?
е 5
2 ?
I- с:
2 а,
я с
33 S
Я О)
У \ ^
«с|
Я
rs 4^
^ р
Несмотря на более низкие значения температур
на поверхностях испарителей (а следовательно,
и температур кипения) при работе на смеси,
температура обмотки электродвигателя была
ниже A05,2°С), чем при работе на R12 A10,0°С),
хотя в последнем случае использовалось
дополнительное охлаждение обмотки с помощью пред-
конденсатора.
При цикличной работе холодильного агрегата
и при достижении близких температурных
параметров в отделениях холодильника в
результате принудительного поддержания
коэффициента рабочего времени @?53 на смеси
хладагентов и 0,7 на R12) расход электроэнергии при
работе холодильника на смеси на 19,3% ниже,
чем при работе на R12, а условная холодонроиз»
водительность возросла на 32%.
Более благоприятные условия для оттаивания
инея также подтверждаются
экспериментальными данными. Так» из табл. 2 видно, что при
применении смеси хладагентов максимальная
температура поверхности высокотемпературного
испарителя была 1,0°С, а при применении R12
она составила —7°С, что позволяет оттаивать
иней в период нерабочей части цикла.
Получение же более высокой средней температуры
поверхности высокотемпературного испарителя при
использовании предлагаемой схемы,
работающей на смеси хладагентов (—5,25 вместо —13,0°С
на R12) безусловно способствует снижению
усушки неупакованных продуктов, находящихся в
холодильном отделении, так как уменьшается
разность парциальных давлений водяного пара
над поверхностью продукта и испарителя.
Снижение температурного напора в холодильном
отделении с 15?35°С при работе агрегата на R12
до 8?2°С при работе на смеси способствует
уменьшению внешней необратимости в процессе
теплообмена, а следовательно, снижению^ расхода
электроэнергии.
Температура обмотки электродвигателя
компрессора двухтемпературного холодильника,
работающего циклично на смеси R143 и R142,
ниже на 6,4°С, хотя при этом не было
дополнительного охлаждения обмотки, как это было
осуществлено у агрегата, работающего на R12,
Причиной этого является увеличение массового
расхода хладагента, имеющего более высокую
объемную холодопроизводительность,
В соответствии с данными, характеризующими
зависимость КПД электродвигателя
компрессора ФГ-0,125 от потребляемой мощности, в
проведенных опытах увеличение потребляемой
мощности (т. е. нагрузки электродвигателя) с 140 Вт
на R12 до 158 Вт на смеси увеличило КПД при
работе на смеси R143 и R142 на 6%,

Таким образом, снижение внешних
необратимых потерь в цикле, увеличение объемной холо-
допроизводительности, повышение КПД работы
электродвигателя компрессора, снижение
температуры обмотки электродвигателя при
применении неазеотропных смесей хладагентов
свидетельствуют об улучшении теплоэнергетических
и эксплуатационных характеристик двухтемпе-
ратурного холодильника.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 517765 (СССР).
2. А. с, № 600358 (СССР).
3. А. с. № 510498 (СССР).
4. Вейнберг Б. С, Вайн Л. Н. Бытовые
компрессионные холодильники. М.» Пищевая
промышленность» 1974.
5. Hacelden G. — Proc. Inst. Refr., 1952—1953.
6. Lorenz A., Meutzner К. — Proc. XIV
Congr. Refr. Moscow, 1975.
7. L о г e n z A. — Luft-und Kaitetechnik, 9, 1973»
6.
УДК [621.57;621.564.381.011.001.24
Определение холодопроизводительности регенеративных
установок, работающих на смесях, при переменной температуре
Канд. техн. наук М. Ю. БОЯРСКИЙ
Московский энергетический институт
В. А. ЛАПШИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Многие холодильные установки, в частности в
мясной, рыбной, химической и нефтехимической
отраслях промышленности, работают при
переменных температурах охлаждаемого объекта [4,
8]. В этих случаях для снижения энергетических
затрат целесообразно применять переменные
температуры кипения хладагента [10], что может
быть получено, например, при использовании
дроссельных регенеративных холодильных
установок (ДРХУ), работающих на
многокомпонентных смесях по циклу Линде [3, 5, 9]. При этом
холодопроизводительность установок будет
также переменной по температуре.
Экспериментальные и теоретические исследования показали
целесообразность применения таких ДРХУ как
в холодильной технике при температурах Т=
= 183—223 К [7], так и в криогенной [2].
Характерная особенность работы ДРХУ на
смесях состоит в том, что охлаждение прямого
потока m и нагревание обратного потока п в
регенеративном теплообменнике сопровождаются
фазовыми превращениями. Вследствие этого
можно так подбирать состав рабочего вещества и
давления рш прямого и рп обратного потоков, что
тепловой эквивалент Wn обратного потока
будет больше, чем Wш прямого [9]. В этом случае
температурный напор на теплом конце
регенеративного теплообменника увеличится по
сравнению с температурным напором на холодном
конце, что будет свидетельствовать о
возможности подвода тепла к рабочему веществу ДРХУ
по длине этого теплообменника.
В общем случае удельную
холодопроизводительность qz ДРХУ можно представить в виде
двух составляющих (рис. 1), Первая — qQ
определяется заранее заданной температурой
кипения Т0 в испарителе, которая может быть
неизменной (T0=idem), например, при термоста-
тировании объектов, или изменяться в некотором
интервале температур TQ—T"Q (Г0, Т0—
соответственно температура смеси на входе и выходе
из испарителя), как это имеет место, например,
при получении С02 вымораживанием из дымовых
газов. При этом действительный характер
изменения Т0 зависит от свойств рабочего вещества.
Вторая составляющая дш (избыточная удельная
холодопроизводительность) связана с условием
Wn>Wm и является переменной по температуре.
Эту удельную холодопроизводительность можно
использовать для дополнительного охлаждения
объектов, например, направляя часть обратного
потока величиной gn в теплообменник нагрузки.
При выборе состава смеси и параметров цик-
10 L, ММ/к моль
Рис. 1. Схема ДРХУ и параметры в характерных
точках цикла:
КМ — компрессор; ВХ — водяной холодильник; РТ —
регенеративный теплообменник; И — испаритель.
23

ла ДРХУ необходимо обеспечить соответствие
заданных и расчетных значений qQ и дш« Чтобы
выполнить это условие, необходим метод
расчета удельной холодопроизводительности qz в
диапазонах температур TQ—TrQ и T"Q—T0tC (T0tC—
температура окружающей среды).
По этому методу предварительно
рассчитывают цикл установки. При этом необходимо знать
значения энтальпии im прямого и in обратного
потоков. Для принятого состава смеси их можно
определить экспериментально или по одному из
уравнений состояния, например [1],
предложенному для смесей азота и углеводородов, или [б]—
для смесей азота и фреонов. Таким образом,
исходными данными для расчета удельной
холодопроизводительности qx должны быть
температуры Т0> T'Q, Tox и энтальпии потоков при
заданных давлениях рт и рп.
Удельную холодопроизводительность qQ при
заданной температуре T0=iciem или для
интервала температур TQ—TQ можно рассчитать с
помощью известных методов [10]. Для этого
сначала устанавливают параметры потоков в
характерных точках цикла ДРХУ. Особенность
расчета цикла на смеси на этом этапе состоит в
определении методом последовательных приближений
с помощью энергетического баланса
теплообменника недорекуперации Д/н и разности температур
ДТН на теплом и Д Тх на холодном концах
регенеративного теплообменника.
В качестве примера на рис. 1 представлены
результаты расчета цикла установки, работающей
на пятикомпонентной смеси, состоящей из
азота 0, метана 1, этана 2, л-бутана 4 и я-пентана5,
по уравнению состояния [1]. Мольные
концентрации 2| каждого компонента в смеси приняты
соответственно: г0=0э025; z1=0,225; z2=0?45;
24=Qf25; г5=0,05. Основные параметры цикла:
рт=2 М1а; />п=0,25 МПа; Го.о=300 К; Г0=
= 190 К; минимальная разность температур
между потоками ДТт1п=5 К. Теплопритоки через
изоляцию и гидравлические сопротивления не
учитывали.
Такой цикл может найти применение,
например, в химической и нефтехимической
промышленности е*
Величина q0, определенная по разности
энтальпий в точках 3 и 4, получена равной q0=
=и—1'з=2,47 МДж/кмоль. При этом недореку-
перация составила Д/н=3,88 МДж/кмоль, что
соответствует ДГН=35 К. Поскольку ДТН>
>ДТт1п? то при работе ДРХУ на смеси
заданного состава может быть получена избыточная
удельная холодопроизводительность qn,
* В настоящей работе не рассматриваются вопросы вы»
бора и оптимизации составов смеси и параметров цикла
для отвода тепла от конкретных заданных объектов.
Эти вопросы требуют дополнительного изучения.
Величину дш и характер ее изменения по
температуре можно установить из энергетического
баланса регенеративного теплообменника. Для
этого по заданным значениям температур
потока на входе в регенеративный теплообменник
Тте=Т0.е? T"Qi а также по минимально
допустимой разности ДГт1п? которая определяется
технико-экономическим расчетом, в 7\ ^-диаграмме
строят процессы в теплообменнике — т и п
(рис. 2).
Очевидно, что удельную
холодопроизводительность qm можно получить только на части
теплообменника выше сечения, в котором разность
температур АТшП между прямым и обратным
потоком будет минимальной, т. е. ДТГ|гП=ДТт1п.
Это сечение в общем случае может находиться
в середине теплообменника или, как в
рассматриваемом случае, на его холодном конце.
Абсолютное максимальное значение удельной
избыточной холодопроизводительности д™зх
соответствует отрезку абсцисс 1—5f в Г, д~диа-
грамме.
Зависимость qa(T) в диапазоне температур
Т—Тп описывается формулой
?п= f cPn(T)dT- Г cpm(T)dT, A)
Г0 Г0+ ATmIn
где Тп — текущее значение температуры обратного
потока;
сРп* срт — удельная теплоемкость обратного и
прямого потоков.
Ее легко построить графически. С этой целью
на 7, g-диаграмме для Tn>T!Q по условию
теплообмена между прямым и обратным потоками
предварительно строят вспомогательную линию
п\ соответствующую желаемому изменению
Рис, 2, Построение в Т, ^-диаграмме процессов в
регенеративном теплообменнике ДРХУ,
24

АТтП, Тогда для любой температуры Тп
величину qa можно определить как отрезок
абсциссы между линией обратного потока п и линией
Удельная холодопроизводительность дш
может быть полностью использована, если по всей
длине теплообменника дя>0у а также -|^-> 0.
Иногда эти условия выполняются лишь на
некоторой части теплообменника. В общем случае
зависимость qm{T) может иметь максимум (рис. 3),
соответствующий температуре Т (точка с). При
температурах Тп>Т величина •—• < 0,
следовательно, на этом участке срп<.сРт. Поэтому
прямой поток необходимо охлаждать обратным
потоком, затратив при этом величину q&,
соответствующую отрезку ординаты ас, численно
равному отрезку be, и с температурой ниже, чем Т.
Таким образом, избыточная удельная
холодопроизводительность q™ax может быть
реализована при минимальных температурах,
ограниченных линией da (на рис. 3 в диапазоне TQ^
z^:Tn^T*). Она может быть использована и при
более высоких температурах, что снизит,
однако, эксергетический КПД [10] системы. При
этом разность температур АТтП в
теплообменнике можно определять на 7\ g-диаграмме как
отрезок ординаты между линиями тип (рис. 4).
Избыточная тепловая нагрузка в одних
случаях может быть подведена от охлаждаемого
объекта непосредственно к регенеративному
теплообменнику, например, в виде теплопритоков
из окружающей среды. В других случаях,
например, при охлаждении потока М
теплоносителя она может подводиться в специальном
теплообменнике нагрузки (рис. 5). Максимальный
абсолютный расход смеси Ои через теплообменник
нагрузки можно определить по зависимостям
ср(Т) для диапазона температур T"Q—Г* или
В частном случае, когда в этих диа-
Т"—Т
1 0 л о.с
пазонах можно принять cpn=idem и cPm=idem,
максимальную долю ^ах обратного потока,
направляемую в теплообменник нагрузки,
применительно к схемам включения, показанным на
рис. 5а, б, рассчитывают по энергетическому
балансу части регенеративного теплообменника,
где расходы прямого и- обратного потоков не
равны:
B)
(Gn-a?UX)cpnwn
G с AT
где Gn, Gm — расход соответственно обратного и
прямого потоков;
АТп
&Тт — разность температур потоков на входе и
выходе.
Учитывая, что АТп=АТт и Gn~Gm для
соответствующих диапазонов температур, найдем:
т/щ
Рис. 3. Зависимость избыточной удельной холодопро-
изводительности ДРХУ от температуры:
1 — дш (Т); 2, 3, 4 — дщ (Т) соответственно при gm = 0,324;
0,241 и 0Л; избыточная тепловая нагрузка подводится
в регенеративном теплообменнике; « — избыточная
тепловая нагрузка подводится в теплообменниках нагрузки.
№
:>..-
\г !
"mm
tff Л
4 4
-Jy A
""рч 2 (
z
5
\рг
г#
/s %мдж/шдь
Рис. 4. Изменение температур в регенеративном
теплообменнике ДРХУ в зависимости от количества
подведенного тепла, передаваемого прямым потоком
обратному:
I — избыточная тепловая нагрузка подводится в
регенеративном теплообменнике; 2, 3 — избыточная тепловая нагрузка
подводится в теплообменниках нагрузки при соответственно gM=s
= 0,324 и 0,241.
№ п
1
/77 П
N
nt
м
,
А у
II
т
А
-
:
А ?
»
а
s
Рис. 5. Подключение теплообменников нагрузки к
ДРХУ:
/, /// — регенеративные теплообменники; //, IV —
теплообменники нагрузки; а — охлаждение потока в диапазоне Т"~~ Т*;
о
б — охлаждение потока в диапазоне Т* — Т
4 Холодильная техника № 10
25

В тех случаях, когда в теплообменнике
нагрузки холодопроизводительность, полученную в
интервале АТ=Т'0—Г*? необходимо реализовать
в большем диапазоне температур, количество
ga через этот теплообменник должно быть
уменьшено. Например, при АТ=Т'0—(Гох—АГН):
# "
т* — т
а — ^max ° D)
Если удельные изобарные теплоемкости срп
и сРт в диапазонах температур T"Q—T* и Т—
— Тох зависят от температуры, то доля g™ax
обратного потока, направляемого в
теплообменник нагрузки, может быть определена методом
последовательных приближений. Для этого на
графике qu(T) (см. рис. 3) должны быть
нанесены линии условных нагрузок, определяемых по
уравнению
г
?и(Г) = *Л cPn(T)dT« E)
ч
Построение может быть проведено в Г, д-диаг-
рамме описанным выше методом. Допустимые
значения gw=GJGn соответствуют кривым,
которые не пересекают линию dab. В связи с этим
максимальная величина gn соответствует такой
нагрузке, линия которой (см. рис. 3) коснется
кривой dab хотя бы в одной точке.
На рис. 3 нанесены линии нагрузок для
различных величин gm. Максимальная доля
отбираемого потока; получена1 при g^ax=0,324 в
результате подвода нагрузки дш в диапазоне
температур Tq—Г* (кривая 2), При использовании
нагрузки в диапазоне Г0—Тос, что
соответствует схеме включения, представленной на рис. 5 Д
доля отбираемого потока уменьшается до g™ax=
=0,241 (кривая 3). Т, ^-диаграммы,
показывающие условия теплообмена между прямым и
обратным потоками при различных способах
реализации избыточной холодопроизводительности
представлены на рис. 4. Кривая 1
соответствует нагрузке <у™ах (Г), кривые 2 и 3 —
использование qm с помощью теплообменников,
включенных по схемам 5,а и 5, б. При этом в
теплообменники нагрузки направляются доли потока ^™ах.
На основе описанной методики был проведен
расчет ДРХУ с распределенной холодопроизво-
дительностью в диапазонах температур T"Q~—T*
ш T'Q—T0Ci работающей на смеси, приведенной
выше. В интервале Т—Т* = 146—247 К эксер-
гетический КПД установки с учетом
изотермического КПД компрессора т]из=0,6 находится
в пределах 40—47%. А в интервале T'Q—Г0>с =
= 146—295 К составляет—34%.
Таким образом, предложенный метод
позволяет определить для дроссельных
регенеративных холодильных установок, работающих на
смесях, изменение удельной
холодопроизводительности по температурам, энергетические
показатели и максимальную долю обратного
потока, направляемую в теплообменник
распределенной тепловой нагрузки ДРХУ.
Определение таким способом
холодопроизводительности дроссельных регенеративных систем
на смесях применимо для любого диапазона
температур, поэтому он может быть использован
и в криогенной технике.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1 Барсук С. Д. Расчет равновесия жидкость —пар-
в смесях легких углеводородов с азотом при низкой
температуре и высоком давлении, — Газовая
промышленность, 1973, № 8.
2. Боярский М. Ю., Глинкин В. В.,
Лапшин В. А. Применение дроссельных циклов
на смесях в установках разделения воздуха. — Изв .
вузов СССР. Энергетика, 1979, № 2,$
3. Бродянский В. М., Г р е з и н А. К.
Повышение эффективности низкотемпературных
холодильных машин. — Холодильная техника, 1973 ^
№ 3.
4. Г о л я н д М. М., Малеванный В. Н.
Холодильное технологическое оборудование. М.,
Пищевая промышленность, 1977.
5. Исследование энергетических
характеристик дроссельного микроохладителя/ Т. К. Лаврен-
ченко, В. С. Зиновьев, А. М. Сысоев и др. —
Холодильная техника, 1978, № 9,
6. Клименко А. П., Красноокий С. И.,
Колесник В. М. Применение обобщенного
уравнения Старлинга — Хана для расчета на ЭВМ
термодинамических свойств фреонов и их смесей.—
Холодильная техника, 1976, № 8.
7. My с а ев А. А., Бродянский В. М.,.
Боярский М. Ю. Экспериментальное
исследование низкотемпературной одноступенчатой
холодильной установки, работающей на смесях
хладагентов.—Холодильная техника, 1978, № 12.
8. Особенности замораживания пищевых
продуктов с помощью воздушных турбохолодильных
машин/В, С. Мартыновский, Л. Ф. Бондаренко,
В. П. Чепурненко и др. — Холодильная техника,.
1970, Ш 8.
9. Перспективы использования дроссельных
циклов на смесях в криогенных системах/ В. М.
Бродянский, В. М. Ягодин, В. А. Никольский и др. —
Химическое и нефтяное машиностроение, 1976, № 1.
10. С о к о л о в Е, Я-, Бродянский В. М.
Энергетические основы трансформации тепла и
процессов охлаждения. М., Энергия, 1968.
26

УДК 621.515,004.17
Влияние изменения конструктивных параметров
концевой ступени холодильных турбокомпрессоров
на эффективность работы боковых сборных камер
Канд. техн. наук А. А. МИФТАХОВ, О. И. ТАРАБАРИН
Казанский химико-технологический
институт им. С, М. Кирова
Конструктивные параметры элементов концевых
ступеней холодильных турбокомпрессоров
влияют на эффективность работы как сборной
камеры, так и ступени в целом. Авторами в
результате исследования 46 вариантов концевых
ступеней, образованных на базе 14
типоразмеров сборных камер (рис. 1), лопаточного и
безлопаточного диффузоров и рабочих колес
закрытого типа с выходным углом лопатки рабочего
колеса рл2=48 и 90°, диаметром рабочего
колеса D2=0,352 м и отношением Ь2/О2=0,0^2
(Ь2-—ширина рабочего колеса), получены
экспериментальные данные по работе сборных
камер и ступени. Варианты концевых ступеней
приведены в таблице. Испытания проводили при
числах Ми2=0,625, 0,78 и 0,9.
Влияние формы и размеров поперечного сечения.
Как видно из рис. 1, форма поперечного сечения
сборной камеры характеризуется внутренним
Rmi и наружным RH радиусами и шириной
Вк (без учета ширины диффузора). Камеры
№ 1—6 спроектированы при одинаковом
расчетном значении интеграла сечения /, формы их
сечений были заданы различными при
неизменном значении радиального размера
безлопаточного диффузора Di=DjD2 (?>4 — диаметр
диффузора). Интеграл определяли по формуле
/ = 2nb4 tg a^ks,
где b4 —ширина диффузора;
а4 — угол выхода потока из диффузора;
^s—-коэффициент,!учитывающий отклонение течения от
условия Rcy = const;
^ — текущий радиус сечения;
Су — окружная составляющая абсолютной скорости.
риант
шени
СО о
[
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
каме-
%1
i
2
3
4
5
6
7
8
9
7
10
11
12
13*
14
ftT
1,8
1,65
1,5
1,55
1,45
1,35
1,71
1,45
1,45
1,71
1,35
1,35
1,35
1,6
1,5
s
<
36,6
36,6
36,6
36,6
36,6
36,6
60,8
31,7
32,3
60,8
27,4
19,8
18,3
48,7
42,3
s
«3
70
80
110
100
115
130
135
105
110
135
100
75
85
122
126
Тип диффузора
Безлопаточный
То же
»
»
»
»
Лопаточный
Безлопаточный
То же
Лопаточный
Безлопаточный
То же
»
»
»
сГ
-*
Q
1,56
1,56
1,56
1,56
1.56
1,56
1,56
1,56
1,72
1,56
1,56
1,56
1,56
1,56
1,85
о
0Q.
48
48
48
48
48
48
48
90
90
90
48
48
48
48
90
Соответствует камере № 9, рассмотренной в статье [1].
Рис. 1. Схема исследованных сборных камер:
2 — патрубок; 2 — неполное разделительное ребро.
N4 №~2 N^3 №$ N*5 N^8
Рис. 1. Схема исследованных сборных камер:
2 — патрубок; 2 — неполное разделительное ребро.
I
27

Рис. 2, Зависимость коэффициента потерь сборных
камер № 1—6 от угла выхода потока из диффузора.
Величина интеграла отнесена ко всей площади
радиального сечения кольцевой сборной
камеры, включая и диффузор [2].
Зависимость изменения коэффициента потерь
энергии ? от угла выхода потока из диффузора
а4 (рис. 2) показывает, что форма сечения сборной
камеры заметно влияет на ее характеристику.
Коэффициент ? подсчитывали по формуле
где р4, рк —полное давление "на выходе из диффузора
и патрубка;
р4» С4 — плотность и абсолютная скорость газа на
выходе из диффузора.
Наибольшую эффективность работы на
режимах tg «4>tgaI (a4 — значение угла выхода
потока из безлопаточного диффузора,
соответствующее минимуму потерь энергии в сборной
камере) имеют камеры № 3 и 4, у которых
соответственно круглая и квадратная форма
поперечного сечения. Уменьшение значений RBm и В
(камеры № 1 и 2 по сравнению с камерой № 3)
2 / ¦
Чадта*
0,78
0,2. 0,6
;
/Л К
0J7
резко увеличивает крутизну характеристики,
сужает зону рабочих режимов и приводит к
возрастанию коэффициента потерь ?.
Увеличение значений Rnn и В (камеры № 5 и 6) также
приводит к росту крутизны их характеристик
и коэффициента потерь ?. Однако влияние
увеличения указанных геометрических размеров на
эффективность работы камеры проявляется
гораздо слабее, чем их уменьшение.
Следовательно, на эффективность работы
сборных камер влияет не только величина /, но и
форма их поперечного сечения.
\ В качестве критерия, характеризующего
форму сечения камеры, рекомендуется использовать
безразмерный параметр
/С = -
Ь,
где /к— интеграл, подсчитанный для собственно
сечения камеры без учета площади диффузора.
На рис. 3 представлена зависимость ? mln =
=/(/С) и Ладтах^/W- Как видно,
наиболее эффективны камеры, для которых параметр К
находится в пределах 0,4—1,0. Следует отметить,
что параметра характеризует только прямоуголь-
Рис. 3. Зависимость tmin(l) и т|адтахB) от параметра
К для вариантов № 1—6.
Рис. 4. Влияние изменения /к и BKlb2 на
характеристики ступени и сборной камеры:
/, 2, 3, 4 - t|*A=f (Фо); 5, 6,7,8 - г1>*д=/(Ф0); 9, 10, 11, 12 -
?=г/(ф0) соответственно по вариантам № 6, И, 12, 13.
28

ную форму сечения, поскольку для нее
определяющими размерами является ширина Вп и
высота, равная Rn—RBH; в случае круглой
формы сечения необходимость в определении К
отпадает.
В целях определения эффективности сборных
камер с вытянутыми вдоль оси машины
прямоугольными сечениями, а также степени
влияния параметра /к и формы их сечения на
характеристики ступени были испытаны варианты
ступеней 6, 11, 12 и 13, в которых при неизменном
рабочем колесе и диффузоре изменялись
геометрические размеры сечений камер. Указанные
камеры имели следующие параметры: Вк/Ь2=7,2;
5,2; 3,5; 3,2 и /к=31,0; 22,2; 14,1; 13,1 мм.
Представленные на рис. 4 зависимости
адиабатного КПД т|* , коэффициента напора
ступени г|)*д и коэффициента потерь ^4„к от
коэффициента расхода <р0 показывают, что
уменьшение /к и BJb2, даже и при благоприятном
изменении формы сечения камеры, приводит к
смещению характеристик ступени в зону
меньших расходов при одновременном небольшом
снижении эффективности. Полученные
результаты позволяют в необходимых случаях
использовать в концевых ступенях фреоновых
холодильных турбокомпрессоров сборные камеры с
вытянутым вдоль оси машины сечением.
Влияние изменения величины D4. Влияние
радиального размера безлопаточного диффузора
и связанного с ним значения Rn на
эффективность работы ступени и камеры изучали на трех
концевых ступенях (варианты № 8, 9 и 15).
1J5
1,5
1,25
0}75
¦
0,8
0J
0,6
0,5
0^
/Yk>" ""
| /
Вариант ступени
A-N8
о -N
— D-/V
3
26-
7
/у{ д
8 у
I
I
3
/ * !
Л
/
/ l
1
V- в \
v^f
~\\
0,2
0,25
а}
OJ5
Рис. 5. Влияние изменения DHlD2 на характеристики
ступени и сборной камеры:
h 2>з - т!*д=/(Фо); 4,5, б - Ф*д=Яф0); 7, 8г § — С=/(фФ),
соответственно по вариантам №» 8, 9, 15.
15 0,2 0,25 0,5 0,35 ср0
Рис, 6. Влияние изменения типа диффузора и угла
Рл2 на характеристики ступени:
/, 2,3,4- Лад=ЯФо); 5, 6, 7* 8 - Ф*д=ДФо); 9, 10, 1L 12 -
?=f (фо). соответственно по вариантам № 3» 8, 7, 10.
Указанные ступени имели следующие
геометрические размеры: DJD2= 1,84; 2,0 и 2,15 (DH —
диаметр наружного сечения сборной камеры),
bjb2=l,0 (Ь4 — ширина диффузора). Испытания
проводили с рабочим колесом, имеющим рд2=90о,
при числе Mu2==0s625. Данные _ испытаний
(рис. 5) показали, что увеличение D4 несколько
снижает эффективность на оптимальном режиме
работы ступени и уменьшает коэффициент
потерь J камеры. Это объясняется основным
влиянием на величину КПД в ступенях с малой
степенью реактивности колеса потерь в диффузоре.
В данном случае снижение уровня потерь в
камере не компенсировало возросших потерь в
диффузоре, вызванных увеличением его длины.
Смещение характеристики ступени с камерой
№ 15 объясняется тем, что коэффициент ks
для данной камеры при подсчете значения / был
принят равным 1,3, т. е. несколько большим, чем
для других камер. Рассогласованность работы
камеры с другими элементами ступени (см.
камеры № 8 и 9) указывает на необходимость
уточнения методов расчета кольцевых камер.
Влияние типа диффузора и угла рл2 на
характеристики ступени исследовали на вариантах
ступеней 3, 7, 8 и 10.
Установлено (рис. 6), что увеличение угла
выхода лопаток с 48 до 90° при одних и тех же
типах диффузоров и сборных камер приводит
23

ПпА
Кв\
и, /
0,5\
0,5
0„lt
0,5
0,2
~~7Z f2
I
^s
J \\ Д
4 \ /v
У
^s/ sJ
o~A
ilLJ
\\
1
\\\
w
\\
!r
/5
/,ZF
1,0
0 75
0,5
0,25
0,15
0,25 a
Рис. 7. Влияние установки разделительного ребра на
характеристики ступени и сборной камеры:
/, 2, 3 - Пад=/(<Р0); 4, 5, 5 - ?=/(Ф0); 7, 5, 9
соответственно камера без ребра, с неполным и полным ребром
'Фад=^(Ро)'
к смещению характеристик в зону больших
расходов при одновременном снижении КПД.
Коэффициент потерь камер» расположенных за
лопаточным диффузором, на всех режимах работы
ступени практически остается постоянным, что
полностью согласуется с данными работы [3].
Изменение угла (Зл2 не влияет на его величину.
В камерах, расположенных за безлопаточным
диффузором, с увеличением угла рл2 уменьшается
крутизна характеристики камеры при некотором
повышении коэффициента потерь вследствие
возрастания скорости в камере. Сравнение работы
камер, расположенных за лопаточным
(варианты № 7 и 10) и безлопаточным диффузором
(варианты № 3 и 8) показывает, что в области
рабочих режимов ступени коэффициент потерь
первых выше, чем вторых.
Влияние разделительного ребра. Исследование
влияния разделительного ребра,
устанавливаемого в камере в месте входа потока в
нагнетательный патрубок (см. рис. 1) проводили на
ступенях вариантов № 1—6 при окружной
скорости (У2=285 м/с.
Полученные результаты (рис. 7) показывают.
что при установке как неполного, так и полного
ребра характеристики ступени и камеры
смещаются в зону больших расходов при некотором
снижении коэффициента потерь камеры. С
увеличением длины разделительного ребра
уменьшается рассогласование в работе ступени и
камеры, выравниваются скорости и давления по
длине камеры на всех режимах ее работы, что
является важным при сжатии газов с большой
молекулярной массой.
Уточнение метода расчета кольцевых сборных
камер. В работе [2] изложен метод расчета
выходного устройства, выполненного в виде
безлопаточного диффузора и кольцевой сборной
камеры. Указанный метод неприемлем для расчета
кольцевых камер, расположенных за
лопаточным и развитым безлопаточным диффузором,
поскольку не учитывает параметры на выходе
из диффузоров. Авторами предлагается
уточненный метод расчета, позволяющий с
достаточной точностью рассчитывать кольцевые
сборные камеры с различными типоразмерами
предшествующих диффузоров.
Расход VK через сечение кольцевой камеры FK»
расположенное при 6=360° (см. рис. 1 —
заштрихованное сечение), определяют по
выражению
Vk= J cuBtdR,
ф
где Bi — текущая ширина сечения [камеры.
При расчете поперечного сечения кольцевой
камеры по условию Rcu = const окружная
составляющая скорости си подсчитывается по
формуле
Си =•
J\
ksR
¦-¦>
где R4 и cW4 — радиус и окружная составляющая
скорости на выходе из диффузора.
Подставив формулу C) в формулу B), получают
Си&®4
BjdR
R
?«4^4
/к,
"'
где /;
к — интеграл сечения камеры, равный
BtdR
Как показывает анализ выполненных
конструкций концевых ступеней центробежных
компрессоров с кольцевыми камерами, выходное
отверстие в камере с тангенциальным
нагнетательным патрубком охватывает по окружности, в
зависимости от формы поперечного сечения
камеры, угол 6п=45—65° (см. рис. 1). В связи с
этим часть потока, выходящего из диффузора,
so

направляется непосредственно в выходное
отверстие нагнетательного патрубка, минуя
сечение кольцевой камеры. При условии осесиммет-
ричности потока на выходе из диффузора это
количество газа будет составлять величину
Л? = ?4-|^ E)
где 1-74 — объемный расход на выходе из диффузора.
С учетом последнего расход газа через
расчетное сечение 0=360° будет равен
Vm = l74 — А 7= V4 A — ~2й) = ^b4R4cr4kn , F)
где 64, сг4 —~ ширина и расходная составляющая на
выходе из дуффузора;
;kn= i—--9^) — коэффициент, учитывающий уменьше-
\ / ние расхода в расчетном сечении FK
камеры.
Из формул D) и (8) получаем расчетное
значение интеграла поперечного сечения камеры
/к = 2nb4k3kn tg а4 расч» G)
УДК 621.565:629.12
Манд, теш» м&щ А, Г. ИОНОВ, А. В. КАН
В начале 1979 г. отряд учебных судов Министер»
•ства рыбного хозяйства СССР пополнился
головным учебно-промысловым судном
«Призвание», спроектированным и построенным в ГДР
народным предприятием «Кюльаутомат» на базе
траулера типа «Прометей» [2]. Судно
предназначено для прохождения производственной
практики курсантами- и студентами старших курсов»
обучающимися в мореходных училищах и высших
учебных заведениях Минрыбхоза СССР.
Для успешного проведения учебного процесса
на судне предусмотрены аудитория на 27 мест,
лаборатория, преподавательская, учебная
штурманская рубка, библиотека и читальный зал
на 18 мест.
Основные характеристики судна: наибольшая
длина 101,6 м, ширина 15,2 м, водоизмещение в
полном грузу 5175 т, скорость хода 14,6 узла.
Мощность главного двигателя типа 8ZD72/4SAL-1
3800 л. с.
Судно оснащено современным промысловым
и технологическим оборудованием для добычи,
разделки и замораживания рыбы. В рыбопере-
где а4 расч — расчетный угол выхода потока из
диффузора.
Для исследованной серии сборных камер без
разделительных ребер в зоне выходного патрубка
опытные значения коэффициента ks изменяются
в пределах от 1,25 до 1,3. Расчетная величина
угла «4расч» необходимая для подсчета /к,
определяется из газодинамического расчета
безлопаточного диффузора. При использовании
лопаточного диффузора значение се4расч
подсчитывают с учетом угла отставания.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мифтахов А. А., Тарабарин О. И.
Исследование течения потока хладагента в сборных
камерах концевых ступеней холодильных
турбокомпрессоров. — Холодильная техника, 1979, Ш 8.
2. С т о л я р с к и й М. Т. Результаты исследования
выходных устройств с безлопаточным диффузором
и боковой сборной камерой для нагнетателей
транспорта природного газа. — Труды ЦКТЙ, 1967»
вып. 77, #
3. Шершнева А. Н. О работе нагнетательных
внутренних улиток и кольцевых камер, —
Энергомашиностроение, 1968, № 10.
рабатывающем цехе установлены три типа
морозильных аппаратов: воздушный
конвейерный LBH-12,5, горизонтальный плиточный
КН-6,3 и роторный PGP~25^3 [3].
Холодильный комплекс головного учебно-
промыслового судна существенно отличается от
холодильной установки ¦ серийных судов типа
«Прометей» и включает:
винтовые компрессорные агрегаты типа S3-
900А № 1 и 2, обслуживающие
воздухоохладители трюма емкостью 1000 м3, горизонтальный
плиточный аппарат типа KH-6f3 и воздушный
конвейерный аппарат типа LBH-12,5;
холодильную установку с двухступенчатым
винтовым компрессорным агрегатом,
обслуживающую роторный морозильный аппарат FGP-
-25-3;
децентрализованную систему с холодильным
агрегатом, состоящим из бессальникового
компрессора Н2-112, водяного конденсатора и двух
воздухоохладителей, предназначенную для
охлаждения кормовой рыбной муки;
автономные кондиционеры типа KSG-63-3»
скомпонованные в едином блоке с винтовым
компрессорным агрегатом типа S3-315, водяным
конденсатором, маслохолодильником;
Особенности холодильного комплекса гплооного
учебно-промыслового судна «Призвание»
31

Рис. 1. Расположение холодильного оборудования в
рефрижераторном отделении:
1 — рассольный насос; 2 — испаритель; 3 — насос для
циркуляции R22; 4, 10, И — конденсатор; 5 ~ винтовой агрегат
для предварительного охлаждения рыбы; 6,7 —
вспомогательное оборудование; 8 — винтовой двухступенчатый
компрессорный агрегат; 9, 15 — винтовые компрессорные агрегаты № 1 и
№ 2; 12 — емкость для масла; 13 — станция
предохранительных клапанов; 14 — кингстон; 16 — теплообменник
(«экономайзер»).
децентрализованную систему охлаждения
провизионных камер, состоящую из холодильных
агрегатов с воздушными конденсаторами;
систему предварительного охлаждения рыбы,
укомплектованную винтовым компрессорным
агрегатом 83-900, аналогичную установке на
траулерах типа «Прометей».
В качестве хладагента использован R22.
Размещение холодильного оборудования показано
на рис. К
Винтовые компрессорные агрегаты № 1 и № 2
по своему устройству и компоновке аналогичны
установленным на серийных судах. Отличие
заключается в том, что компрессоры типа S3-
900А, 'входящие в состав этих агрегатов,
работают с отсосом пара из теплообменника
(«экономайзера») при промежуточном давлении. Такая
схема осуществлена благодаря конструктивным
особенностям винтового компрессора и
позволяет увеличить холодопроизводительность
холодильного агрегата в результате
переохлаждения жидкого хладагента перед
дросселированием в испарительную систему [1].
Двухступенчатый винтовой компрессорный
агрегат (рис. 2) состоит из винтовых компрессоров
Рис. 2. Двухступенчатый винтовой компрессорный
агрегат:
1 — масляный насос; 2, 5 — электродвигатель; 3 — винтовой
компрессор низкой ступени S3-2500 T; 4 — винтовой
компрессор высокой ступени S3-900A; 6 — маслоотделитель; 7 —
фильтр масла.
32

S3-900A (высокая ступень) и S3-2500 Т (низкая
ступень). Холодопроизводительность агрегата
157 кВт при температуре кипения хладагента
—65°С и температуре конденсации 36°С.
Привод компрессоров осуществляется от
отдельных электродвигателей мощностью 150 кВт
каждый, причем компрессор S3-900A имеет
привод ведущего ротора, а компрессор S3-2500 Т —
ведомого. Общая масса агрегата с учетом массы
обоих электродвигателей 6360 кг.
В агрегате применено масло ХК-35
производства ГДР со следующими характеристиками:
вязкость при температуре 50°С ~35-10~4 м2/с,
температура застывания —50°С, температура
воспламенения 180°С, кислотное число 0,06 мг
(КОН). В дальнейшем предполагается перейти
на эксплуатацию с отечественным маслом ХС-40
(ТУ3840151— 73). Для отделения масла от паров
R22 предусмотрен маслоотделитель новой
конструкции (рис. 3), который является также
ресивером масла. Масляный насос
производительностью 200 л/мин подает масло из
маслоотделителя в компрессоры S3-900A и S3-2500 Т для
смазки, уплотнения и отбора части тепла сжатых
паров.
С помощью двухступенчатого винтового
агрегата в системе охлаждения роторного плиточного
морозильного аппарата типа FGP-25-3
поддерживается заданная температура кипения. Схема
холодильной установки показана на рис. 4,
При работе компрессорного агрегата пары
R22 из циркуляционного ресивера 8
отсасываются компрессором / S3-2500 Т, сжимаются и
затем поступают в компрессор 2 S3-900A. Вместе
с этими парами сжимаются до давления
конденсации пары, поступающие при промежуточном
давлении из теплообменника 6. Этот
теплообменник кожухотрубного типа с горизонтальным
расположением труб диаметром 16X1,5 мм
общей поверхностью 10,7 м2.
При входе в теплообменник 6 жидкий R22
разделяется на два потока: основной поток
направляется на переохлаждение в трубки
аппарата, другая .часть жидкости дросселируется в
межтрубное пространство теплообменника, из
которого пары через сухопарник отсасываются
компрессором S3-900A по трубопроводу
диаметром 57 мм со стороны ведомого ротора. Таким
образом, после конденсатора 4 жидкий R22
на пути к дроссельному вентилю
переохлаждается трижды: в теплообменниках 6, 7 и паровом
пространстве циркуляционного ресивера
низкого давления 8. Сдросселированный R22 из
циркуляционного ресивера 8 герметичным
насосом типа CNF 80/315 фирмы «Герметик Пум-
пен» (ФРГ) подается в плиты морозильного
роторного аппарата типа FGP-25-3. Емкость
циркуляционного ресивера горизонатального типа
^0,6 м3 (длина 2,84 м и диаметр 0,5 м).
Рис. 3. Общий вид маслоотделителя:
/"*¦—• входной патрубок; 2 — фильтрующий элемент; 3 —
масляный трубопровод; 4 — электроподогреватель масла; 5 —
выходной патрубок.
Предложенная компоновка двухступенчатого
винтового компрессорного агрегата имеет
преимущества по сравнению с раздельным
расположением компрессоров: уменьшены площадь и
масса оборудования, оба компрессора
обслуживаются одним маслоотделителем и масляным
насосом (системы смазки и регулирования холодо-
производительности), а при раздельном
варианте — двумя маслоотделителями и четырьмя
насосами. Соответственно сокращено число масло-
холодильников с четырех до двух, уменьшена
емкость системы смазки, улучшено
обслуживание и уход.
В двухступенчатом компрессорном агрегате,
а также винтовых компрессорах S3-900A (№ 1
и 2) применена раздельная система
автоматического регулирования холодопроизводитель-
ности компрессоров высокого и низкого
давления. Для повышения холодопроизводитель-
ности компрессора S3-900A золотник
регулятора перемещается под давлением паров
хладагента, а для снижения — под давлением масла,
которое поступает в полость золотника по
соответствующим трубопроводам через соленоидные
вентили. При последующем повышении холодо-
производительности масло выдавливается
золотником во всасывающую сторону компрессора.
Холодопроизводительность компрессора
низкого давления S3-2500 Т регулируется с
помощью золотника, который перемещается под
давлением масла, так как давления паров
хладагента недостаточно @,15—0,2 МПа).
Низкотемпературную холодильную
установку совместно с морозильным аппаратом типа
FGP-25-3 испытывали на экспериментальном
стенде завода-изготовителя «Кюльаутомат» в
режиме замораживания рыбы [3] в 1977 г. и во
время швартовных и ходовых испытаний
головного учебно-промыслового судна «Призвание»
в декабре 1978 г. Замораживали сельдь в
количестве 16,4 т и обезглавленную потрошеную треску—¦
1,43 т. Начальная температура рыбы 2—3°С,
размер сельди 15—30 см, трески 20—60 см. За»
"
33

Рис. 4. Схема низкотемпературной двухступенчатой
холодильной установки:
/, 2 — винтовые компрессорные агрегаты соответственно S3-
2500T и S3-900A; 3 — маслоотделитель; 4 — конденсатор; 5 —
линейный ресивер;1 5 — теплообменник-выпариватель масла; 7 —
теплообменник; 8 — циркуляционный ресивер; 9 — роторный
морозильный аппарат; 10 — насос для циркуляции хладагента
422; 11 ~ воздухоотделитель; 12 — термоизмерительный
сосуд.
грузочные весы были отрегулированы для
сельди на 10,6 кг, трески — 10,0 кг.
Продолжительность испытаний 16 ч 50 мин. Результаты
испытаний морозильного аппарата приведены в
табл. 1.
Во время испытаний давление конденсации
искусственно повышали до 1,2—1,4 МПа
(имитировали условия работы в тропических широтах)
байпасированием охлаждающей воды на
конденсаторе. Основной поток в теплообменниках
6 и 7 (см.'рис. 4) переохлаждался на 45°С, а в
циркуляционном ресивере 8 еще на 17°С, т. е.
общее переохлаждение хладагента равно 62°С.
Температура паров R22 на всасывании в
компрессор высокого давления S3-900A была —15°С
при давлении ^0,27 МПа.
В период испытаний проверяли работу
электронасоса для циркуляции жидкого хладагента
Показатели
Средняя масса замороженных
блоков, кг
Средняя температура в центре
блока, °С
Продолжительность такта (время
между двумя последующими
загрузками), с
Продолжительность
замораживания, мин
Фактическая производительность
аппарата, кг/ч
Расчетная производительность
аппарата за 23 часа работы, т
Таблица I
Сельдь
10,6
—39,1
61
60
1240
28,5
Тр'еска
10,2
—42,3
68
66
1084
25,0
R22. Диаметр всасывающего трубопровода
насоса равен 219 мм, высота геометрического
подпора на всасывании 8,5 м ст. жидкости. Насос
работал устойчиво, без срывов и кавитации.
Его производительность регулировали
запорным вентилем, установленным на трубопроводе
выхода хладагента из морозильного аппарата.
34

После того как производительность была
установлена ---75 м3/ч, положение вентиля было
зафиксировано. Распределение хладагента по
плитам морозильного аппарата было равномерным.
Температуру кипения R22 в ресивере низкого
давления поддерживали в пределах —64ч-
-т- —-65°С. Нагрев R22 на выходе из
морозильного аппарата составляет 4,5-—5,0°С.
Давление (напор) R22 при входе в морозильный
аппарат было 0,46 и на выходе из аппарата
0,26 МПа.
Сравнение по укрупненным показателям
ранее испытанной каскадной холодильной
машины [4] и двухступенчатой машины совместно с
морозильным аппаратом типа FGP-25-3
приведено в табл. 2.
Испытания, проведенные на головном учебно-
промысловом судне «Призвание», показали, что
холодильный комплекс обеспечивает
достижение и автоматическое поддержание заданных
режимов. Он принят комиссией Министерства
рыбного хозяйства СССР и рекомендован для
эксплуатации на головном судне. По
результатам проверки холодильного комплекса в
промысловых условиях будут выработаны
рекомендации по его использованию на перспективных
рыбопромысловых судах.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Анализ эффективности двухступенчатого
дросселирования в схеме с одноступенчатым винтовым
Р. П. ИВАНОВА
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Канд. техн. наук А. В. ГАЛКИН
Ленинградский научно-исследовательский институт
пищевой промышленности
Во время холодильной обработки и хранения
в мясе происходит сложный комплекс
биохимических и физико-химических процессов,
определяющих во многом его биологическую
ценность, вкус, аромат, нежность.
В данной работе исследовали качественные
изменения мяса во время его холодильной
обработки и хранения в вакуумной упаковке.
Исследование проведено на образцах из
полусухожильных мышц Semitendinosus крупного
рогатого скота. После предварительного
охлаждения при температуре —2±0,5°G до 12°С на
Таблица 2
Показатели
Занимаемая площадь с учетом
проходов для обслуживания, м2
Занимаемый объем, м3
Масса, т
Объем паров, всасываемых
компрессором низкого давления, м3/ч !
Мощность, потребляемая
компрессорами, кВт
Производительность фреонового
насоса, м3/ч
Кратность циркуляции хладагента
Мощность, потребляемая фреоновым
насосом, кВт

Каскадная
машина
68
204,5
22,3
560
249
15 (R13)
4
4

Двухступенчатая
машина
65
222
27,5
2414
252
75 (R22)
40
18
компрессором/А. В. Быков, И. М. Калнинь, Г. А. Ка-
нышев и др. — Холодильная техника, 1976, № 6.
2. Кан А. В. Холодильное оборудование нового
рыбоморозильного траулера «Прометей». —-
Холодильная техника» 1973, № 7.
3. Модернизированный роторный
морозильный аппарат с низкотемпературной фреоновой
холодильной установкой/ Р. Клейдерман, К. Лос-
се, Б. Хеллерт и др. — Холодильная техника,
1978, № 10.
4. Промысловые испытания
низкотемпературного роторного морозильного агрегата с каскадной
холодильной установкой/ — А. Г. Ионов, А. В. Кан,
В. М. Петров и др. — Холодильная техника, 1976,
№ 5.
поверхности и выдержки при этой же
температуре в течение 15 ч мышцы разрезали на кусочки
массой 150—200 г и упаковывали в пленку
«повиден» под вакуумом. Остаточное давление
воздуха в упаковке составляло 6,6 кПа. Контролем
служило неупакованное мясо, подвергнутое той
же холодильной обработке, что и опытное.
Переохлаждение и хранение образцов
осуществляли при температуре —2=hO,5°C. Для анализов
использовали весь образец.
Предельный срок хранения мяса определяли
на основе результатов органолептических и
физико-химических исследований. Для
упакованного мяса он составил 28 суток, для
неупакованного — 10—12 суток» Контрольные образцы
хранили выше установленного срока с целью
сравнения изменений, происходящих в
упакованных и неупакованных образцах.
Для характеристики качества мяса определяли
УДК [637.5.037.056:621.798.4-098.4-9821.001.5
Изменения е упакованном под вакуумом мясе в процессе хранения при-2 С
35

изменение модуля упругости, водосвязывающеи
способности мышечной ткани [7], общего
содержания свободных аминокислот [6]. Полученные
результаты сопоставляли с дегустационной
оценкой мяса, проводимой по пятибалльной системе.
Для более полного представления о качестве
мяса на разных стадиях хранения изучали
способность его составных частей перевариваться
ферментами желудочно-кишечного тракта.
Методом последовательной экстракции [3] из мяса
выделяли три белковых экстракта: экстракт 1?
содержащий саркоплазматические белки,
растворимые при малой ионной силе }л = 0,08;
экстракт II, содержащий миофибриллярные
белки, растворимые при р, = 0,6; экстракт III,
в состав которого входили миофибриллярные
белки, растворимые при ji=l,2. Атакуемость
белков ферментами пищеварительного тракта
трипсином и химотрипсином определяли спект-
рофотометрическим методом и оценивали по
тирозину, выделившемуся после
четырехчасового гидролиза при температуре 37°С [1].
Исследования показали (табл. 1), что при
хранении в мясе увеличивается общее
содержание свободных аминокислот. В упакованных
образцах к 28 суткам их накопилось более чем
вдвое больше по сравнению с исходным
количеством. В то же время в неупакованном мясе
к концу хранения A4 суток) общее содержание
свободных аминокислот снизилось до
величины, которая была отмечена через сутки
хранения.
Нарастание содержания свободных
аминокислот в контрольных образцах происходит
несколько быстрее, чем в опытных. Так, к 7
суткам хранения в опытных образцах их количество
составило 10,3 мг/100 г мышечной ткани, а в
контрольных— 11,9 мг/100 г мышечной ткани.
Видимо, образующаяся пленка предохраняет
мясо от денатурирующего действия холода, ведь
известно, что денатурированные белки гидроли-
зуются ферментами с большими скоростями,
чем нативные. Об этом свидетельствует также
изменение атакуемости белков ферментами
пищеварительного тракта (табл. 2). К 7 суткам
хранения атакуемость почти всех групп белков
трипсином и химотрипсином контрольных
образцов несколько выше, чем опытных.
Жесткость мяса, о которой судили по
изменению модуля упругости, уменьшается во время
всего периода хранения, как для опытных
образцов, так и для контрольных (см. табл. 1),
причем значительное изменение жесткости мяса
происходит в течение первых суток. Таким
образом, полученные данные подтверждают мнение
некоторых исследователей об отсутствии связи
между нарастанием количества свободных
аминокислот и повышением мягкости мяса [4, 5].
В результате биохимических и структурных
изменений водосвязывающая способность
мышечной ткани к концу первых суток хранения
увеличивается, что свидетельствует о
завершении процессов окоченения — расслабления. При
хранении упакованного мяса в течение 28 суток
происходит повышение его лиофильных свойств.
В неупакованном мясе к концу хранения (на
14 сутки) водосвязывающая способность
снижается.
Экспериментальные данные по атакуемости
(см. табл. 2) показали, что саркоплазматические
белки парного мяса гидролизуются трипсином
несколько лучше, чем химотрипсином. К 7
суткам атакуемость саркоплазматических белков
ферментами снижается в 1,2—1,5 раза и на всем
протяжении холодильного хранения остается
низкой, не достигая исходного значения.
Возможной причиной снижения скорости гидролиза
белков саркоплазмы может быть ингибирующее
действие продуктов автолиза небелковой при^
роды. Миофибриллярные белки, обладающие по
сравнению с саркоплазматическими более
«открытой» структурой, лучше расщепляются под
действием протеолитических ферментов (см.
табл. 2). Высокая атакуемость миофибриллярных
белков мяса сохраняется во время всего периода
холодильного хранения.
Время

хранения,
сутки
0
1/4
1
7
14
21
28
Общее содержание
свободных аминокислот, мг
N/100 г мышечной ткани
Опытные
образцы
9,0±0,Ю
.—
9,3+0,17
10,34-0,21
13,3+0,42
17,5+0,56
13,8+0,44

Контрольные образцы
9,о±о,ю
—
9,3+0,17
11,9+0,11
9,3±0,31
—.
¦
Модуль упругости,
10~ Н/м2
Опытные
образцы
9,1+0,44
17,4±0,73
10,9+0,42
9,0+0,45
8,1+0,12
7,1+0,19
7,2+0,36

Контрольные образцы
'9,1+0,44
17,4+0,73
10,9+0,42
8,8+0,36
8,3±0,42
,—
. .
Водосвязывающая
способность, %
Опытные
образцы
82,8+1,04
51,1+0,00
107,8+1,31
122,8+0,00
123,4+0,80
123,7+1,95
125,7+0,81

Контрольные образцы
82,8+1,04
51,1+0,00
107,8+1,31
127,4+1,14
106,9± 1,62
.—
—
Таблица 1
Общая дегустационная
оценка,
Опытные
образцы
__
—
4,2
4,2
—
4,7
баллы
Контроль»
ные1образцы
_
—
—
4,4
3,7
—
,
36
,

Таблица 2
Я
к
д н е
о,
X
2 |
?•>>
PQ о
0
(парное)
7
14
21
28
Атакуемость б
саркоплазмати-
ческих
I
2 Я.
Я и
5s
с©
О о
47,1
30,2
35,0
31,3
35,7

Контрольные
образцы
47,1
31,6
30,0
—
—
елков трипсином»
15
з 2
Й Си
Оо
37,1
70,3
75,0
87,5
61,9
У тир/мг N
миофибриллярных
11

Контрольные
образцы
37 Л
64,4
73,1
—
—
III
2 •*
2 2
Й Си
Оо
47,4
74,5
88,8
104,4
115,6

Контрольные
образцы
47,4
85,9-
82?5
—
—
Атакуемость белков химотрипсином, V ти

саркоплазмэтических
I
1§
н 2
Й Си
Оо
37,6
28,4
34,8
30,9
27,2

Контрольные
образцы
37,6
31,3
35,0
,—.
—
3 *
ь* 52
Сю
Оо
31,6
67,2
77,6
75,8
70,6
р/мг N
миофибриллярных
II

Контрольные
образцы
81,6
69,7
62,6
,—
—
а я
с ^
Оо
40,6
94,3
98,1
91,4
103,2
III

Контрольные
образцы
40.6
95,3
70,1
—
—
Представленный фактический материал по
атакуемости всех групп белков ферментами
пищеварительного тракта, содержанию общего
количества свободных аминокислот, модулю упруго-
ности и водосвязывающей способности мяса
обработан с использованием метода обобщенных
численных характеристик [2]. Это позволило
путем объединения разных признаков качества
сопоставлять изменения не только каждого из
них в отдельности, но и всей их совокупности.
Такой подход дает возможность более полно
судить о развитии процессов в мясе во время
холодильного хранения.
Обобщенную характеристику качества
определяли по формуле
7"
где q — безразмерное числовое выражение какого-либо
признака;
а — коэффициент, учитывающий различие в
величинах и относительную значимость в
представлении их совокупности.
В процессе хранения упакованного мяса в
переохлажденном, состоянии его качество по
признаку атакуемости улучшилось: Q увеличилось
с 0,39 до 0,53. Для контрольных образцов к
концу их хранения обобщенный критерий качества
равнялся 0,47. По модулю упругости,
водосвязывающей способности и содержанию
свободных аминокислот качество упакованного
мяса также улучшилось: Q увеличилось с 0,09 до
0,14. У контрольных же образцов на 7 сутки
хранения Q с 0,09 поднялось до 0,12, а к концу
хранения, т. е. к 14 суткам, снизилось до 0,10.
Об улучшении качества упакованного мяса
говорит и его дегустационная оценка (табл. 1).
На 28 сутки хранения она составила 4,7 балла.
Для неупакованного мяса снижение
дегустационной оценки наблюдалось уже на 14 сутки.
Соответствие обобщенного критерия качества
мяса и его дегустационной оценки показывает
коэффициент корреляции. Для упакованных
образцов он составил 0,84, а для контрольных
0,98. Высокие значения коэффициентов
корреляции указывают на то, что выбранные при
исследовании показатели объективно отражают
качество мяса.
Таким образом, проведенные исследования
показали целесообразность применения
вакуумной упаковки для хранения мяса, предварительно
выдержанного при относительно высокой
положительной температуре.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мелузова Л. А. Метод определения
ферментативной атакуемости белков мышечной ткани
говядины. — В кн.: Технологическая обработка и
хранение пищевых продуктов. Л., 1975, вып. 3.
2. Ч и ж о в Г. Б. Обобщенные численные
характеристики изменения качества мяса при холодильной
обработке и хранении. М., ЦНИИТЭИмясомолпром,
3. Helander Е. — Acta physiological Scandina-
vica, 1957, 41.
4. Locker R. H, — J. Scl. Food. Agr., 1960, 11.
5. Parrish F. C, Go 11 D. E^ — J. Food.
Science, 1969, 34.
6. R о s e n H. — Archives of Biochemistry and
'Biophysics, 1957, 67,
7. W i e r b i с k i E., Milton G. — Die Fleiseh-
wirtschaft, 1962, 14, 10.

УДК 536.21.001.24:[633.49:663.93:637.5'64]
Метод приближенного расчета коэффициента
теплопроводности некоторых пищевых продуктов
Канд. техн. наук В. П. ЛАТЫШЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Теплопроводность — одно из важнейших тепло-
физических свойств пищевых продуктов.
Объем опубликованных опытных данных по
теплопроводности довольно ограничен. Они
противоречивы и часто не отнесены к составу и
плотности продукта.
Только за счет эксперимента, трудоемкого и
длительного, невозможно удовлетворить
потребность промышленности в достоверных
данных. Поэтому все более актуальными
становятся методы расчета.
Имеется множество методов расчета
коэффициента теплопроводности как на основе точных,
так и приближенных моделей, а также
множество эмпирических и полуэмпирических формул
[2, 3, 5, 7, 8, 10]. Эти методы и .формулы не
являются универсальными, но при правильном
выборе они обеспечивают надежные результаты
расчетов. Трудность заключается в выборе
метода или формулы для конкретного продукта с
учетом его структуры.
Целью проведенной работы явился выбор
метода приближенного расчета коэффициента
теплопроводности кофе, картофеля и свиного
мяса сублимационной сушки, а также молока и
творога во всем практически важном диапазоне
содержаний воды и жира, обеспечивающего
достаточную достоверность расчетных данных при
температурах выше криоскопической.
По принятой модели продукт является
изотропной многокомпонентной многофазной
смесью. В общем случае число фаз больше числа
компонентов из-за фазовых переходов последних.
Каждая фаза изотропна по теплопроводности и
плотности. Коэффициент эффективной
теплопроводности Я-Эф и плотность р определяются
при постоянном давлении р и постоянной средней
температуре Тср продукта.
Объем продукта V, масса М, число
компонентов К и число фаз F. Масса компонента Мк
составляет долю |к от массы продукта М,
к
причем 2 ?к = 1 (гДе & = 1, •••> К)> а доля массы
k=*\
MKf составляет долю юк/ от массовой доли g ,
FK
причем 2 ©к/=1 (где/ = 1, ..., F).
Масса продукта в процессе теплообмена не из»
меняется. Продукт заключен между двумя
изотермическими параллельными, находящимися на
расстоянии /, плоскостями с постоянными
температурами Тг и Т2.
Допустим, что объем продукта V равен сумме
объемов компонентов VK, а величина VK —
сумме объемов фаз VKj. Тогда усредненный
коэффициент теплопроводности по объему продукта
v
1эфУ= {ш. A)
:-
С учетом принятых допущений
к fk
Хэфу= ^ 2 **fVKf. B)
*-ifK»i
Зависимость B), полученная Лихтенекером
[2], характеризует максимальный коэффициент
эффективной теплопроводности вещества, модель
которого представляет чередующиеся
параллельные пластины компонентов, при тепловом потоке,
параллельном пластинам.
Для модели в виде чередующихся
параллельных пластин одинаковой площади и теплового
потока, перпендикулярного пластинам, из
зависимости B) получаем зависимость
К fk
^эф/= 2 2 Wk/- (з)
Зависимость C) использована в работе [3]
(там lkf — толщина слоя почвы постоянной
влажности).
Выразив объем через плотность и массу,
получим, из зависимости B)
^эфМ _ чгч ^ KfMKf
Разделим обе части на массу М:
— =1 Ик 2 ~^т^ • E)
Таким образом, правило аддитивности может
быть применено для приближенного расчета
коэффициента теплопроводности для ряда веществ
с различными видами структуры [2, 3, 7].
Проверим достоверность формулы E),
проведя расчеты для кофе, картофеля и свиного мяса
38

сублимационной сушки, а также молока и
творога во всем практически важном диапазоне
содержаний воды и жира.
В случае однокомпонентного однофазного
пористого продукта в вакууме формула E)
преобразуется к виду (k = l, FK = 1, ©K=l, lK = l):
ХЭф Я*
—-- - = —— = const при Тер = const F)
у Р
(звездочкой отмечены свойства монолитного
продукта).
Влияние воздуха на коэффициент
теплопроводности пористого продукта также можно оценить
по формуле E), если рассматривать два
компонента (k=2, (oK/==l), находящихся каждый в
одной фазе:
~~7~ = 77 ^ + 771в при Гср = const G)
(индексом «п» обозначены свойства продукта
постоянного состава, индексом «в» — свойства
воздуха).
Формула G) сводится к (8), если средняя
температура и состав продукта (без воздуха как
компонента) постоянны:
Рп
^эф
'
1
const»
т. е, Яп линейно зависит от рп.
На рис. 1 показаны зависимости коэффициента
теплопроводности Яэф от плотности р и
пористости 8 для кофе, картсфеля и свинины.
Интерполяционные кривые, построенные по
результатам обработки опытных данных,
воспроизведены из работы [13] с обозначениями
оригинала [температура продукта 10°С, доля влаги
X-const=2,2 (а), 2,3 (б) и2,2% (в)]. Они
показывают нелинейную зависимость 1П от рп.
Автор переработал граничные данные
изотерм [13] с учетом зависимости (8) и данных для
воздуха [1, 6]. Результаты расчетов
представлены на рис. 1 штриховыми линиями с Яп/рп=
-1,078-IO"; 0,890-10~4; 1,144,.. 10~4 Вт-м2/
/(кг-К) для кофе, картофеля и свинины
соответственно.
Расчетные линии согласуются с опытными
данными не хуже интерполяционных линий,
что свидетельствует о справедливости
зависимости (8) и допущений, принятых при выводе
формулы E).
На рис. 2, также воспроизведенном из работы
[13] с сохранением его обозначений, показана
линейная зависимость коэффициента
теплопроводности кофе, картофеля и свинины от доли
влаги для p=const=383, 228 и 242 кг/м3
соответственно и ^ = 10°С.
В} этом случае формула E) преобразуется к
виду [k=2 (вода — индекс w и сухой остаток —
индекс сух), о)к/=1 ]:
що\ —— - .- - - - - - -- -
200 220 240 260 280 300^нг7м*
_j_ i_
0,835 0,82/ 0,807 0,793 ?
а
0,050
120 /50
200 225 250 j>,*2/m3
0818 0Ж 0,885 0,869 0,853 0,845
ь
0,10
0,09
ООП
ом
/?Й7
(Ш^
f^
A,0/
Х= const'-
__^а^«^
2,27а
" t?,JJO
^2,0)
¦
о
C,0)
J ' ^<^
(W
^^
\
260 300 350 400 450 500 550 /,нг/мЭ
0,806 0,776
0,702
0,627
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплопроводности
ЯЭф от плотности р и пористости е:
а — для кофе; б — для картофеля; в — для свинины; •
интерполяция [13]; — — — — расчет по формуле (8),
Лэф —
Рсух
л-сух О —¦ ъи>) '
'^WbW>
.¦¦>
т. е. коэффициент теплопроводности линейно
зависит от доли воды в продукте. Это качественно
согласуется с интерполяционным уравнением в
работе [13].
Автор переработал данные на границах
прямых постоянных плотностей с учетом завися-
3D

мости (9) и данных для воды [1, 6]. Результаты
расчетов представлены на рис, 2 ^штриховыми
линиями.
Обнаружено хорошее совпадение расчетных и
опытных данных для кофе» картофеля и
несколько худшее для свинины — в последнем
случае максимальное отклонение расчетных
данных от опытных составляет около 5% и
находится в пределах их разброса.
Совпадение расчетных и опытных данных еще
раз подтверждает приемлемость допущений при
выводе формулы E).
Для продуктов с тремя учитываемыми
компонентами, например молочных, формула E)
примет вид (каждый компонент в одной фазе)
Рж Рс Рш
(Ю)
-¦:
жир, с —СОМО,
(индексы обозначают:
w •— вода).
Достоверность расчетов по формуле A0)
проверена сопоставлением с данными [12, 14] для
молока и творога. Для расчетов использовали
соотношения, полученные во ВНИХИ [4],
и данные по Хж из работы [7].
Результаты расчетов по формуле A0)
приведены в табл. 1
Опытные значения плотности роп и
коэффициента теплопроводности Хоп рассчитывали по
соотношениям источников [12, 14]. Очевидно,
значение ЯОП=0Э444 Вт/(м-К) является
случайной ошибкой.
Расчетные значения Яр для творога завышены
из-за его пористости, а для молока при
температурах выше 303 К — из-за экстраполяции Яж
по уравнению источника [7].
Достоверность расчетов по формуле A0)
проверена сопоставлением с данными [11 ] для сня-
Лд(р,Вт/(м-Ю
00
ш
m
0,04
L^ У
y^Vr
У f
~-?V
--"^о*"*"
<2^
^
•^1 J
У
\ У ^У*
2
,223
* Xх I
-р--дВЗ>
-242
гг/м3
х
I
12 Х,%
Рис. 2, Зависимость коэффициента теплопроводности
^эф от доли влаги X:
1 — для кофе; 2 — для картофеля; 3 — для свинины;
интерполяция [13]; —• расчет по формуле (9).
того сухого молока с составом ?;ш—0,03, S;c —
=0,951, |ж=0,019 (состав исходного снятого
молока: ?„,=0,794, gc=0,202, ёж=0,004).
Доля влаги в сухом молоке, так как авторы [11]
ее не указали, была установлена из условия
равенства коэффициента теплопроводности,
рассчитанного по формуле A0), его опытному
значению. Полученная величина |ш=0,03 типична
для продуктов сублимационной сушки [7, 12].
Это подтверждает правомерность расчета по
формуле A0) для диапазона долей влаги от 0,01
до 0,90 в молочных продуктах.
Указанная в табл* 2 температура относится к
Таблица 1
Продукт
Молоко
Творог
(8 = 0,01-0,05)
Состав продукта
\и>
0,87
0,73
0,81
0,756
1с •
0,105
0,194
0,19
0,132
*ж
0,025
0,076
—
0,112
г» к
278
293
323
278
293
323
291,35
326,15
291,85
326,55
Хт, Вт/См-К)
0,526
0,544
0,580
0,487
0S496
0,515
0,532
0,603
0,444
0,528
Р0П, кг/м3
1034
1035
1023
1070
1064
1052
1049
1021
1015
981
Яр, Вт/См-К)
0,533
0,557
0,595
0,483
0,502
0,537
0,553
0,585
0,518
0,545
% п — А.р
~^1 ^-ХЮО, %
— 1,3
—2,3
—2,5
0,8
—1,2
—4,0
—3,8
3,1
— 14,3
—3,1
40

Таблица 2
т, к
280,95
292,45
%оП, Вт/См-К)
0,0234
0,0243
?wps Bt/(m-K)
0,0235-4-
-г0,0238
Рисх' кг/м3
1086
1082
кг/м3
231
230
внутреннему и наружному слоям подсушенного
продукта. Плотность исходного снятого молока
Рисх оценена автором по составу этого
продукта [4]. Коэффициент теплопроводности Яр
рассчитан на условие вакуума в порах, для чего
по опытным данным [11 ] при различных
давлениях найдена поправка на теплопроводность
газа ДЯ^0,0011 Вт/(м-К). Поправка вычтена из
опытных значений коэффициента
теплопроводности при минимальном давлении газа F0—
75 мкм) [14].
Таким образом, метод аддитивности по
объемным долям компонентов с учетом их фаз при
расчетах коэффициента теплопроводности для кофе,
картофеля и свиного мяса с долей влаги от 0,01
до 0,14, а также натурального и снятого молока
и творога с долей влаги от 0,01 до 0,90 обеспечи.
вает достоверность расчетных данных на уровне
современных экспериментальных при
температурах выше криоскопической.
УДК 637.147.2.037.056
Канд, техн. наук Н. Ю. АЛЕКСЕЕВА, Л. А. БОРИСОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
молочной промышленности
Канд. техн. наук Н. Н. ФИЛЬЧАКОВА, Е. В, СЕМАШКО
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Казеинат натрия благодаря своим высоким
пищевым достоинствам и хорошим
функциональным свойствам находит все более широкое
применение в производстве различных пищевых
продуктов.
В настоящее время получаемый казеинат
натрия высушивают на распылительной установке в
целях увеличения срока хранения и удобства
его транспортировки. Однако молочная
промышленность не располагает достаточным
количеством распылительных сушильных установок,
поэтому возник вопрос о возможности выработки и
реализации казеината натрия в жидком виде.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гороновский И. Т., НазаренкоЮ.П.»
Н е к р я ч Е. Ф. Краткий справочник по химии.
Киев, Наукова думка, 1974.
2. Дульнев Г. Н., Заричняк Ю, П.
Теплопроводность смесей и композиционных
материалов. Л., Энергия, 1974.
3. Ершов Э. Д., КучуковЭ. 3.,
Комаров И. А. Сублимация льда в дисперсных
породах. М., Изд-во МГУ, 1975.
4. Латышев В. П., Г р и ц ы н М. Н.» Ц и -
рульникова Н. А. Метод расчета плотности
мясных и молочных продуктов по их составу. —
Холодильная техника, 1979, № 6.
5. Лыков А. В. Тепломассообмен. М., Энергия,
1978.
6. Теплопроводность газов и жидкостей/
Н. Б. Варгафтик, Л. П. Филиппов, А. А. Тар-
зиманов и др. М„ Изд-во комитета станд., 1970.
7. Теплофизические характеристики
пищевых продуктов и материалов/ под ред. А. С.
Гинзбурга. М., Пищевая промышленность, 1975.
8. Чиркин В. С. Теплопроводность
промышленных материалов. М., Машгиз, 1975.
9. Чубик И. А., М а с л о в А. И. Справочник
по теплофизическим характеристикам пищевых
продуктов и полуфабрикатов. М., Пищевая
промышленность, 1970.
10. Чудновский А. Ф. Теплообмен в
дисперсных средах, М., ГИТТЛ, 1954.
11. Gentler G. L., Schmidt, ~— J. of Food
Science, 1972, vol. 37, № 4.
12. Konrad H., Rambke K. — Die Nahrung,
Bd. 15, 1971, № 3; Bd. 16, 1972, № 5.
13. Kostaropoulos A. E. — Lebensmittel —
Wissenschaft — Technologies Bd. 8, 1975, № 5.
14. Rambke K., Konrad H., — Die Nahrung,
Bd. 14, 1970, № 2, Bd. 16, 1972, № 5.
Известно, что казеинат натрия является
скоропортящимся продуктом и требует низких
температур хранения.
Цель данного исследования — определить
возможности и условия хранения казеината
натрия в замороженном состоянии без существенных
изменений его качества и свойств.
Исследование изменений свойств казеината
натрия при хранении его в замороженном
состоянии интересно и с другой точки зрения.
Известно, что при хранении питьевого и
сгущенного обезжиренного молока в замороженном
виде возникают трудности, связанные с
тенденцией казеинат-кальций-фосфатного комплекса к
флоккуляции при размораживании [1, 4f 5].
Стойкость казеината снижается при хранении в
замороженном состоянии. Ряд исследователей
[4, 5] связывает флоккуляцию казеиновых час-
Изменение свойств казеината натрия
в процессе замораживания и хранения
41

тиц с воздействием на них кальция,
концентрация которого увеличивается по мере
замерзания воды. По-видимому, на процесс
дестабилизации казеиновых частиц влияет и лактоза»
Учитывая, что явление флоккуляции
казеиновых частиц при замораживании сгущенного
обезжиренного молока окончательно не
выяснено, представляет интерес изучить, как ведет
себя при замораживании казеинат натрия —
почти чистая белковая система лишь с
незначительными примесями солей кальция и лактозы.
Для сравнения исследовали также другую
разновидность молочно-белковых концентратов —
растворимый §t среднекальциевый копреципитат,
содержание кальция и лактозы в котором
больше, чем в казеинате.
Казеинат натрия и среднекальциевый
копреципитат вырабатывали на ^экспериментальном
заводе ВНИМИ согласно действующим
технологическим инструкциям. В полученных
партиях казеината |содержание сухих веществ
колебалось от 19 до 21%, в сухом веществе
содержалось кальция от 0,2 до 0,8%, золы — от 3,4 до
3,8%, лактозы — от 0,5 до 1,0%. В среднекаль-
циевом копреципитате содержалось сухих
веществ 18%, кальция, золы и лактозы в сухом
веществе — соответственно 1,8; 8,2; 3,0%.
Продукт помещали в полиэтиленовые пакеты
(масса упаковки 4 кг, размер 40X30X15 см),
охлаждали до 10°С и замораживали.
Казеинат натрия замораживали в
скороморозильном аппарате при температуре —37°С
и скорости движения воздуха 5 м/с до
достижения среднеконечной температуры —18 и —30°С,
а также в холодильных камерах с температурой
—18 и —30°С при естественной циркуляции
воздуха. Скорость замораживания в
скороморозильном аппарате составляла 10, в холодильной
камере— соответственно 0,9 и 1,2°С/ч. Хранили
продукт в холодильных камерах при
температуре —18 и — 30°С
Среднекальциевый копреципитат
замораживали и хранили в холодильной камере при
—18°С.
Образцы исследовали после выработки,
замораживания и через 2, 4 и 6 мес хранения. Ор~
ганолептические показатели, рН и
эмульгирующую способность определяли через 8 мес
хранения.
Для оценки консистенции образцы
размораживали при комнатной температуре без
перемешивания; для оценки продукта по всем
остальным показателям с целью отбора однородной
средней пробы размораживание проводили при
нагревании до 60—70°С и энергичном
перемешивании.
В образцах казеината натрия определяли:
органолептические показатели, содержание
сухих веществ — методом высушивания до
постоянной массы; величину рН; растворимость —
общепринятым методом; размер частиц белка —
методом светорассеяния; синерезис —
центрифугированием при частоте вращения 8000 мин"
в течение 15 мин; алкогольную пробу — сме»
шением равных объемов 6%-го раствора
казеината и 96%-го спирта; пробу на кипячение —
путем выдержки 20%-ного раствора казеината
натрия в кипящей водяной бане в течение 30 мин;
эмульгирующую способность — эмульсии
приготовляли на основе 1%-го раствора казеината
натрия и подсолнечного масла в соотношении
20 : 80 и 30 : 70 с использованием лабораторного
измельчителя при частоте вращения 7000 мин
и продолжительности эмульгирования 3 мин;
вязкость — 12%-ых растворов казеината натрия
на вискозиметре Гепплера; пенообразующую
способность —¦ по продолжительности полного
распада 500 мл пены, полученной при
взбивании 12%-го раствора казеината натрия в миксе»
ре в течение 3 мин при 20°С.
В образцах копреципитата определяли
содержание сухих веществ, величину рН,
синерезис, органолептические показатели,
растворимость. Растворимость устанавливали до и после
перемешивания на микроразмельчителе.
В табл. 1 показано изменение свойств
казеината натрия в результате его замораживания и
хранения в замороженном виде.
Как видно из табл. 1, замораживание не
вызывало существенных изменений величины рН,
растворимости, синерезиса. Не обнаружено
изменений также в пробе на кипячение, в
алкогольной пробе, в содержании сухих веществ.
Все перечисленные показатели практически не
изменились и при хранении казеината натрия
при —30 и —18°С в течение 8 мес.
Замораживание и хранение в течение 4 мес
не повлияло и на органолептические
показатели — вкус, запах, цвет, консистенцию. При
дальнейшем хранении в некоторых упаковках
появился легкий посторонний привкус, причем
отмечено, что чаще этот привкус возникал в
процессе хранения при —18°С, чем при —30°С.
Эмульгирующая способность казеината
натрия при замораживании его в
скороморозильном аппарате и камере и дальнейшем хранении
в камере в течение 4 мес, как видно из табл. 1,
оставалась постоянной, при этом получались
80%-ные эмульсии I рода, белые, плотные. При
дальнейшем хранении эмульгирующая
способность казеинатов ухудшалась, причем у
образцов, замороженных медленным способом и
хранившихся при температуре —18°С, в
большей степени. При композиции раствора
казеинат + масло, равной 20+80, происходило
обращение фаз и образование нестойких эмульсий
II рода. Эмульсии I рода получались в
композиции 30 мл 1%-ного раствора казеината натрия
42

Таблица 1
Условия замора- j
живания и
хранения казеината
натрия I
• '¦-¦•раживание в
скороморозильном
аппарате, хранение i
при —30° С
Замораживание в
скороморозильном
аппарате, хранение
при_--18° С
Замораживание в
холодильной
камере при —30° С,
хранение при
—30° С
•Замораживание в
холодильной
камере при —30° С,
хранение при
—18° С
Замораживание в
холодильной
камере при —18° С,
хранение при
— 18° С
Время проведения
исследований
После выработки
После замораживания
Через 2 мес хранения
Через 4 мес
Через 6 мес
Через 8 мес
После выработки
После замораживания
Через 2 мес хранения
Через 4 мес
Через 6 мес
Через 8 мес
После выработки
После замораживания
Через 2 мес хранения
Через 4 мес
Через 6 мес
Через 8 мес
После выработки
После замораживания
Через 2 мес хранения
Через 4 мес
Через 6 мес
Через 8 мес
1 ^ ' ~~~
После выработки
После замораживания
Через 2 мес хранения
Через 4 мес
Через 6 мес
Через 8 мес
рН
7,02
6,97
7,01
6,99
7,19
7,12
7,02
6,97
7,05
7,08
7,11
7,05
________
7,05
6,98
6,84
7,09
7,04
7,07
7,05
6,98
6,95
7,14
7,09
6,91
7,05
6,95
6,80
7,12
6,96
1 6,90

Растворимость,
мл
сырого
осадка ?
0
0
0
<0,05
<0,05
<0,05
0
0
0
<0,05
<0,05
<0,05
___________
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0-,05
<0,05
: о
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
<0,05
Синере-
зис, мл

выделившейся
жидкости
0
0
0
0
0
¦ 0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1 о
1 °

Композиция
раствора
казеи-
нат+мас-
ло, мл
20+80
20+80
20 + 80
20+80
20 + 80
30+70
20+80
20+80
20+80
20 + 80
20+80
30+70
20 + 80
20+80
20 + 80
20 + 80
20 + 80
30+70
! 20 + 80
20 + 80
! 20 + 80
! 20 + 80
30+70
30+70
20 + 80
20+80
20+80
20+80
30 + 70
30 + 70
Змулз
А |
>> \
S
о «
I
I
__
I
I
1
1
I
—
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
1"
I
I
I
I
I
I
1
I
I
эгирующие свойства
Консистенция,
цвет ;
Белая, плотная
То же
— !
Белая, плотная
То же
Белая, менее
плотная
Белая, плотная
То же
—' !
Белая, плотная
То же
Белая, менее плот- |
ная
Белая, плотная
То же
» »
» »
» »
Белая, менее
плотная
Белая, плотная
То же
» »
» »
Белая, менее
плотная
То же
Белая, плотная
! То же
| » »
\ » »
Белая, менее плот-
* "' f
То же
Объем

отслоившейся
фазы,
мл
0,05
0,05
—
0,05
0,05
0,25
0,05
0,05
—
0,10
0,10
0,25
0,10
0,10
0,05
0,05
0,Ш
0,15
0,10
0,10
0,05
0,05
0,20
0,15
0,10
0,10
0,10
! 0,05
0,20
| 0,15
и 70 мл подсолнечного масла. Однако, как
показали опыты, при производстве мясных
изделий такие изменения эмульгирующей
способности казеината натрия несущественны.
В целях проверки стойкости эмульсий,
полученных с использованием образцов казеината
натрия, хранившихся в течение 4 мес и более,
их нагревали до 80—85°С. Эмульсии при
нагревании не разрушались, лишь несколько
увеличивался объем отстоявшейся фазы (в среднем
с 0,2 до 1,2 мл).
Изменение размера частиц казеината натрия
при замораживании и хранении показано на
рис. 1. Медленное замораживание образцов в
холодильной камере вызывало некоторое
укрупнение частиц (кривые 3, 4, 5), а быстрое
замораживание в скороморозильном аппарате немного
снижало среднюю величину частиц (кривые
1,2). При хранении казеинатов в
замороженном виде при —18 и —30°С в течение 6 мес в
среднем наблюдалось незначительное
укрупнение частиц.
43

55\
щ
45
ё40
\<!шч ;К. . .—
/ г
_____ _/--»>— "^ "'>И
^>^^4
•
з ^-
XJ
f
Цех, За мор а ти-
бание
Продолжительность
хранения, мес.
Рис. 1. Изменение размера частиц казеината натрия
в зависимости от условий замораживания и хранения:
1 — замораживание в скороморозильном аппарате, хранение
при—30°С; 2 ~ замораживание в скороморозильном аппарате,
хранение при —-18°С; 3 — замораживание в холодильной камере
при —30°С, хранение при — 30°С; 4 — замораживание в
холодильной камере при —30°С, хранение при — 18°С; 5 —
замораживание в холодильной камере при -—180С, хранение при —18°С.
Вязкость растворов казеината натрия после
замораживания несколько снижалась, причем
тем меньше, чем интенсивнее замораживание.
Так, после замораживания в скороморозильном
аппарате вязкость раствора уменьшилась на
6,3 сп, а после замораживания в камере при
температуре —18°С — на 19,4 сп (рис. 2). В целом
в результате замораживания и последующего
хранения в течение 6 мес вязкость растворов
уменьшилась в 2—2,5 раза.
Количество врабатываемого воздуха при
взбивании исходных растворов казеината натрия
было небольшим, 10—30% (рис. 3), однако
полученная пена отличалась высокой дисперсностью
и стабильностью. Основная масса воздушных
пузырьков была диаметром 100—150 мкм.
Полный распад 500 мл пены происходил спустя
8—9 ч.
Пена, полученная из образцов, подвергнутых
замораживанию и последующему холодильному
хранению, была менее стойкой. Средний диаметр
воздушных пузырьков составлял около 500 мкм,
а полный распад пены ускорился вдвое (рис. 4).
Объем вработанного в пену воздуха после
замораживания и хранения казеината натрия
увеличивался в течение первых 4 мес, а затем
несколько снижался. Увеличение объема пены в
растворах из замороженного казеината можно
объяснить снижением их вязкости при
одновременном сохранении пенообразующей способности.
Это согласуется с результатами исследований
пенообразующей способности смесей мороженого
в зависимости от их вязкости [2].
Казеинат натрия, хранившийся в
замороженном состоянии при температуре —18°С в
течение 4 мес, использовали при выработке
мороженого с содержанием жира 8%. Мороженое,
в сухом веществе которого было 3% казеината
натрия, отвечало требованиям стандарта,
предъявляемым к этому виду продукта.
95
90
35
80
75
: 70
5
60
55
50
45
к
>
-| 1 1
b=-L_ [
\ \
\ |\
^ _,
\Т^Г7
Ч/
sX"
1 '%
1 1
\
\-
\ \
Л
цсх Замораж-2
Лродолтитель ность
а
Цех Замора- i
•тиоаниг
хранения, нес.
Рис. 2. Изменение вязкости раствора казеината
натрия в процессе замораживания и хранения:
а -— замораживание в скороморозильном аппарате; б —
замораживание в холодильной камере { при —-18°С; — —- —
при—30°С); 1 — хранение при — 30°С; 2 — хранение при — 18СС
Щ
Й 50
$: 451
Ъ 40
^25
1^20
« 15
^ 10
5
J
/
/
г
>-,
г
~2\
^
//
//
/
/
i
'\
ч
Urx 5a мора- 2
ии-тибйние
^ 45
ъМз5\
^зо\
6 нгу Замоеа- 2 ф
ULA'mu вание
Продолжительность хранения, мес,
а о
А
Рис, 3. Изменение объема вработанного воздуха при
взбивании растворов казеината натрия после
замораживания и хранения (обозначения см. на рис. 2).
*';'
-
Ucx Заморатива-Z 4 3
ние
Продолжительность хранения, мес,
а
Ч"Ч*^
—^
—— /¦¦ —¦¦"¦¦'
"»
_j
\
И / j
?3*>J
_ 1
t,4
д
6
^<
\ч
\о
\
/
^^5
--^Ц...
— ,/-
г-^^=:
//сх Заморажиба-2 4 6
ние
Продолжительность хранения, нес.
Ь
Рис, 4. Изменение продолжительности полного
распада пены казеината натрия в зависимости от условий
его замораживания и хранения (обозначения см. на
рис. 2).
44

Таблица 2
Время проведения
исследований
После выработки
После замораживания
Через 10 дней хранения
Через 1 мес
Через 3 мес
Через 9 мес
Консистенция
Белая, гомогенная вязкая масса
То же
Комочки белка, ощутимые на вкус,
не растворяющиеся при нагревании
То же
Много твердых комочков в виде
зерен
Комки, отстой сыворотки
рН
6,8
6,7
6,7
6,7
6,8
6,9
Растворимость»
мл сырого осадка
до
перемешивания
0,8
0,8
1,0
1,2
1,2
1,4
после
перемешивания
0,4
0,4
0?4
0,4
—
Синерезис,
мл
выделившейся
жидкости
0
0
2
. ,
8
—
Исследование свойств среднекальциевого коп-
преципитата показало, что он при
замораживании, так же как и казеинат натрия, не изменяет
органолептических и физико-химических
показателей. Однако при хранении этот продукт
значительно менее стоек. Как видно из табл. 2,
уже после 10 дней хранения появились комочки
белка, ощутимые на вкус, которые при
дальнейшем хранении постепенно увеличивались.
Комочки не исчезали и при перемешивании, и при
нагревании. Цвет продукта после 3 мес хранения
приобрел кремовый оттенок. Величина рН
практически не изменилась при хранении в
течение 9 мес. Растворимость постепенно
ухудшалась, отстой сыворотки при центрифугировании
увеличивался.
Итак, из приведенных результатов исследова-
ния»видно,что казеинат натрия стоек при
хранении в замороженном виде: ни в одном образце
из десяти, хранившихся при —30 и —18°С в
течение 8 мес, не обнаружено флоккуляции,
обратимой или необратимой, снижения
растворимости и устойчивости к этиловому спирту и
тепловому воздействию. По-видимому, лучшая по
сравнению с молоком способность казеината
натрия храниться в замороженном виде связана с
низким содержанием кальция в казеинате (в
молоке соотношение кальция и белка составляет
0,035—0,040, в казеинате натрия 0,003—0,008).
Это предположение подтверждает тот факт, что
при хранении другой разновидности молочно-
белкового концентрата — среднекальциевого
растворимого копреципитата, в котором
содержание кальция выше, чем в казеинате
(соотношение кальция и белка составляет 0,018—0,025)
при —18°С наблюдались флоккуляция белков и
снижение растворимости.
Хотя стойкость белка при хранении казеината
натрия в замороженном виде не снизилась,
некоторые изменения состояния этого продукта все
же имели место. Об этом говорит некоторое
снижение эмульгирующей и пенообразующей
способности, небольшое укрупнение частиц и
снижение вязкости раствора казеината. Эти
изменения, по-видимому, объясняются механическими
повреждениями структуры при замораживании
и хранении в замороженном виде. Как известно,
при замораживании может изменяться объем
отдельных структурных элементов продукта [3],
Вода, которая является преобладающим
компонентом в исследованных растворах казеината
натрия, расширяется при замораживании, что не
может не отразиться на состоянии остальных
компонентов. Быстрое замораживание с
образованием небольших равномерно распределенных
кристаллов льда обеспечивает минимальное
изменение структуры.
Результаты исследований показали, что
вязкость, пенообразующая и эмульгирующая
способность изменяются меньше при быстром
замораживании продукта, т. е. при замораживании в
скороморозильном аппарате.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Влияние замораживания на качество
обезжиренного сгущенного молока/ Н. Ю. Алексеева»
С. П. Шулькина, Л. Ф. Рейзина и др. —- Труды
ВНИМИ, 1973, вып. 32.
2. Фильчакова Н. Н. Способ оценки физико-
химических свойств стабилизаторов для
мороженого. — Холодильная техника, 1974, № 11.
3. ФоннемаО., ПауриВ. Основы
консервирования пищевых продуктов с помощью низких
температур. —- В кн.: Новое в зарубежной пищевой
промышленности. Т. 3. М., 1971.
4. Fundamentals of dairy chemistry. Ed. by
Webb B. H., Johnson A. H. Westport APV Publ.
Co., 1965.
5. Wlldasin H. Z., Doan F. J. — J. Dairy
Sci., 1951.
.,
45

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.643:[628.84:621.564.25]
Смотровое стекло
для жидкостного
трубопроводе фреонового
кондиционера
Э. И. ЧЕРНЯВСКИЙ
Череповецкий металлургический завод
Отсутствие средств контроля протока
хладагента в жидкостном трубопроводе фреонового кон-
диционера затрудняло его обслуживание
вследствие того, что различные неполадки в терморе-
гулирующем, соленоидном и жидкостном
вентилях, а также в фильтре-осушителе приводили
к снижению давления всасывания и аварийному
отключению компрессора.
от С В
1
^^-J^ZZ^h
мГРВ
М36*2
Ф43
Смотровое стекло.
По предложению работников завода в
жидкостный трубопровод холодильной установки
вмонтировали смотровое стекло для контроля
протока хладагента через каждый вентиль.
Конструкция смотрового стекла показана на
рисунке. Корпус 7 имеет с двух сторон выточки,
в которых последовательно закреплены
нажимное кольцо 1, стальная шайба 2, наронитовая
прокладка ~39 стекло 4 и резиновая прокладка 5.
Медные трубки 6 соединяют корпус с фреоновой
системой кондиционера. Смотровое стекло
устанавливают между фильтром-осушителем и
соленоидным вентилем или между соленоидным и
терморегулирующим вентилями. При последнем
варианте можно контролировать работу
соленоидного вентиля.
Через смотровое стекло, освещаемое
лампочкой от карманного фонаря (пользование
открытым пламенем и электролампой напряжением
выше 12 В не допускается) наблюдают за
проходящим жидким хладагентом, который
должен быть прозрачным и не иметь пузырьков
газа. Наличие пузырьков приводит к его
помутнению. Большое количество пузырьков
образуется или в связи с недостаточным
поступлением хладагента из сборника при неполном»
открытии вентилей на ресивере и соленоидного,
или загрязнением фильтра-осушителя, или из-за
утечки хладагента.
Возможные неисправности устраняют в такой
последовательности: открывают вентили,
заменяют фильтрующий элемент и проверяют
герметичность системы кондиционера. Каждая по»
следующая операция выполняется после
визуального контроля через смотровое стекло» если
предыдущая, операция не дала желаемого
результата.
Для изготовления смотрового стекла можно
использовать стекла, кольца, шайбы и
прокладки, серийно изготовляемые для
компрессоров ФВ-6 и ФУ-12 Мелитопольского завода
им. 30-летия ВЛКСМ. Необходимо изготовить
лишь корпус смотрового стекла.
Приведенная конструкция смотрового стекла
предназначена для установки на жидкостных
трубопроводах (Dy 10, DY 15) фреоновых
кондиционеров типа С К К, КС, КТ.
Предложение внедрено в обжимном цехе
завода в 1978 г.
46
©2

УДК [в21.512.041:621.564.22].004:629.12
Опыт эксплуатации судовых
аммиачных компрессоров
8W200/2
8. ГК НЕГОДОВ
Рижская база рефрижераторного флота
На рыбообрабатывающих судах типа сПио-
нерск» (ПНР) морозильные камеры
обслуживаются четырьмя аммиачными
двухступенчатыми компрессорами 8W200/2.
Техническая характеристика компрессора 8W200/2
ХолоДопроизводительность, кВт (ккал/ч), 186 A60000)
на спецификационном режиме (температура
кипения t0 = —45° С, конденсации
tK = 30° С)
Мощность электродвигателя, кВт 145
Частота вращения вала, с^1 (об/минУ, 12 G20)
Число цилиндров компрессора
ступени низкого давления (СНД) 8
ступени высокого Давления (СВД) 4
Диаметр, мм» цилиндра компрессора
СНД 200
СВД 170
Ход поршней, мм 140
Степень сжатия 0,36
Расположение цилиндров компрессора
8W200/2 показано на рис. 1.
Каждый компрессор имеет индивидуальный
промежуточный сосуд. Цилиндры компрессора
и масло охлаждаются пресной водой, которая
циркулирует по замкнутой системе с водяным
охладителем.
Режрижераторная установка рассчитана на
работу в северных широтах при температуре
забортной воды не выше *ш1=20°С.
С освоением новых районов промысла судам
этого типа приходится работать в тропических
широтах при температуре морской
охлаждающей воды до ?ш1=28-~30°С.
В этих условиях эксплуатация компрессоров
м
Рис. 1. Расположение цилиндров компрессора
8IF200/2:
/, 5» 4% 6, 7, 9t 10, 12 — цилиндры ступени низкого давления;
2, 5, 8, 11 — цилиндры ступени высокого давления.
8W200/2 затруднена: ^температура нагнетания
СВД превышает максимально допустимую 130°С,
наблюдается повышенный нагрев трущихся
деталей, который сопровождается интенсивным
износом цилиндров, поршней, поршневых колец
и втулок верхних головок шатунов. При этом
не достигается спецификационная холодопроиз»
водительность.
Многие специалисты на судах, работающих в
тропиках, вносят конструктивные изменения,
направленные на увеличение холодопроизводи-
тельности и повышение работоспособности
компрессоров Ш200/2. С этой целью заменяют
втулки верхних головок шатунов с баббитовым
антифрикционньшГслоем на втулки,
изготовленные из фосфористой бронзы ОФ-10-1. Для
понижения температуры нагнетания СВД
устанавливают дополнительные рассольные
охладители в системе водяного охлаждения цилиндров,
в результате чего увеличивается тепловая
нагрузка на холодильную установку и
ухудшаются экономические показатели ее работы.
Механико-судовой службой Рижской базы
рефрижераторного флота совместно с кафедрой
холодильных машин Калининградского
высшего инженерного морского училища обобщен опыт
эксплуатации холодильных установок на судах
типа «Пионерск». Для обеспечения возможности
эксплуатации компрессоров Ш200/2 в
тропических условиях предложен способ изменения
соотношения объемов цилиндров ступеней высокого
и низкого давления путем отключения
цилиндра СВД.
Для этого демонтируют крышку цилиндров
компрессора 8W200/2 и, снимая пластины
всасывающих клапанов, отключают один цилиндр
(№ 11) СВД. В результате степень сжатия
снижается с 0,36 до 0,27, а промежуточное давление
рпр увеличивается на ~ 0,10 МПа A,0 кгс/см2).
Благодаря увеличению промежуточного
давления pnV происходит перераспределение
энергии сжатия в СНД и СВД, уменьшается разность
давлений в цилиндрах'СВД, а в цилиндрах СНД на
ту же величину возрастает. Это способствует
более равномерному распределению работы сжатия
паров в ступенях компрессора. В результате
расширяется температурный диапазон работы
судовой холодильной установки, что позволяет
эксплуатировать компрессоры 8W200/2 при
более высокой температуре охлаждающей воды и
повышенной температуре конденсации.
Опыт эксплуатации компрессоров 8W200/2
в измененном режиме подтвердил хорошие
технико-эксплуатационные показатели. На судах
ПБ «Николай Данилов», «Алексей Поздняков»,
«Роберт Эйхе» компрессоры 8W 200/2 отработали
в тропических условиях от 1500 до 3500 ч.
Компрессоры работали уравновешенно, без вибрации,
посторонних стуков.
4?

Параметры
Температура, °С
забортной охлаждающей
воды
конденсации аммиака
нагнетания СВД
нагнетания СНД
кипения аммиака
в промежуточном сосуде
циркуляционной пресной
воды
Давление, МПа (кгс/см2)
конденсации
промежуточное
кипения
О .ошение давлений
общее
СВД
СНД
Разность давлений, МПа
(кгс/см2)
конденсации и
промежуточного
промежуточного и
кипения
Степень сжатия
Потребляемая мощность
привода компрессора, кВт
Режим работ!
pa 8W
без
отключения
цилиндра СВД
23—26
32
135—140
103—105
—45
—18
33
1,26A2,6)
0,21B,1)
0Э055@,55)
23
6,0
3,32
1,05A0,5)
0,155A,55)
0,36
134,6
л компрессо-
200/2
с
отключением
цилиндра СВД
23—26
32
120—126
115—120
^45
_9
40—42
1,26A2,6)
0,31C,1)
0,055@,55)
23
4,1
5,64
0,95(9,5)
0,265B,65)
0,27
127,3
В таблице для сравнения приведены
параметры работы компрессоров 8W 200/2 с отключением
и без отключения цилиндра СВД.
Исходя из термодинамических условий работы
двухступенчатых компрессоров, наиболее
экономичный режим может быть получен при таком
значении промежуточного давления рпР, при
котором обеспечивается равенство работы сжатия
паров хладагента в СНД и СВД. Это давление
зависит от общего отношения давлений рк/р0.
Ниже приведена зависимость степени сжатия от
отношения давлений pK/pQ:
Рк/Ро • 5 10 15 20
Степень сжатия 0,54 0,4 0,334 0,286
Из сравнения паспортных отношений объемов
цилиндров компрессора 81F200/2 1-=0,36 с
измененным его значением 2=0,27 и
сопоставления параметров двух вариантов работы
установки видно, что параметры работы
модернизированного компрессора в большей мере отвечают
оптимальным теоретическим условиям для двух-
ступенчатых холодильных установок при J-^- > 20.
Принципиальная схема установки и
совмещенные циклы работы двух вариантов компрессоров
8F200/2 в Т, s-диаграмме показаны на рис. 2.
Длительная \ эксплуатация холодильных
установок и наблюдения за работой компрессоров
J4?
2q7
СВД
о
пс
СНД
-О—(
во 4
щт^з
Рис. 2. Принципиальная схема холодильной
установки (а) и совмещенные циклы двух вариантов* работы
в 7\ s-диаграмме (б):
СВД, СНД — ступени компрессора соответственно высокого и
низкого давления; ВО — воздухоохладитель; РВ-1, РВ-2 —
регулирующий вентиль; ПС — промежуточный сосуд; КД —
конденсатор; режим работы компрессора без
отключения цилиндра компрессора СВД; — -—- — режим работы с
отключением цилиндра № 11 компрессора СВД.
8W200/2 с отключенными цилиндрами СВД
показали следующее:
предложенный метод является простым и
безопасным методом расширения температурного
диапазона работы холодильной установки судов
типа «Пионерск» и обеспечивает нормальную
работу компрессоров 8W200/2 при более высокой
температуре охлаждающей воды ^ш1=28—30°С и
температуре конденсации аммиака до ?К=38°С;
несмотря на некоторое снижение холодопро-
изводительности (до —2%) компрессоров 8W7 200/2,
судовая холодильная установка поддерживает
заданную температуру кипения аммиака в
воздухоохладителях морозильных камер (t0 =
=—45°С) и обеспечивает паспортную
производительность по замораживанию рыбы (90
т/сутки);
предложенный метод способствует лучшему
использованию рыбообрабатывающих судов типа
«Пионерск» при работе флота в
экваториальных широтах и может быть применен на других
судах с однотипным холодильным
оборудованием.
48

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК [621.565:629.123.002.72@83.13)
Правила монтажа судовых
холодильных установок
А, И. ГЛАНЦЕВ
Монтаж фреоновых трубопроводов на
крупнотоннажных рефрижераторных судах типов «Бе»
рингов пролив», «Горизонт», «Пулковский
меридиан» ведется в соответствии с новыми
правилами изготовления, монтажа и испытания
судовых систем, работающих на хладагенте R22.
Основной целью введения новых правил
является обеспечение высокой чистоты и плотности
системы фреоновых трубопроводов, а также
предупреждение увлажнения системы во время
монтажа трубопроводов и оборудования.
По современной технологии изготовления и
монтажа сложных систем с большим количеством
трубопроводов, аппаратов и арматуры создают
сначала образцы большинства труб системы
(80—90% перечня) по эскизам (схемам,
чертежам), разработанным в соответствии с рабочими
чертежами. Образцы проверяют при их монтаже
на головном судне, эскизы корректируют,
после чего трубы изготовляют серийно в
количестве, рассчитанном на годовую программу
постройки судов.
При разработке эскизов участки
трубопроводов рекомендуется разбивать на простые
элементы. Каждая труба при этом не должна иметь
больше двух погибов, по возможности
размещенных в одной плоскости.
Простая форма труб способствует более
качественным химической очистке и консервации
поверхностей труб.
Так как трубы с приварными деталями
испытывают на плотность и прочность погружением
в воду, то рекомендуется группировать их (при-
варыши, отростки, гильзы и др.) на меньшем
числе труб. Это сократит трудоемкость испытаний
и уменьшит загрузку испытательного участка.
В целях сокращения количества сварочных
(монтажных) стыков и, следовательно, утечек
фреона систему трубопроводов разбивают на
возможно крупные участки (с учетом
габаритных размеров ванн химической обработки).
Монтажные стыки стальных труб выполняются
сваркой встык с подкладным кольцом с
разбортовкой обоих концов свариваемых труб. При этом
подкладное кольцо должно упираться в края
разбортовки по всей окружности (рис. 1).
Монтажные стыки медных труб выполняются сваркой
или пайкой внахлестку с разбортовкой одной
трубы и обязательным прилеганием к
разбортовке конца второй трубы по всей
окружности (рис. 2).
Соединение труб сваркой с накладной муфтой,
изготовленной из трубы большего диаметра, не
рекомендуется, так как оно увеличивает вдвое
количество сварных стыков и, как следствие,
вероятность утечки хладагента (на практике
соединение муфтой применяется для труб DY=
=4-г-10).
„ Конструкция перечисленных сварных
соединений исключает попадание внутрь трубы
сварочных шлаков, удаление которых из системы в
судовых условиях крайне затруднено.
Готовые трубы испытывают на прочность водой
под давлением 3,4 МПа C5 кгс/см2) в течение
5—10 мин. Кроме того, трубы, имеющие
отростки или другие приварные детали, испытывают
V/////////A
Рис. 1. Типы сварных соединений стальных фреоновых
трубопроводов:
а — встык на подкладном кольце; б — «колокольчик»; 1 —
труба; 2 — подкладное кольцо.
49

r777777777
'////////<¦
WzA
У///////'//////Щ>?$Ш^Ш^^
^^щщщ
До упора
V//^//////////////,
шштх^Ш
Рис. 2. Типы сварных и паяных соединений медных
фреоновых трубопроводов:
а — «колокольчик», б — муфта.
на плотность воздухом давлением 2,1 МПа
B1 кгс/см2) с погружением в ванну с водой,
температура которой не должна быть ниже 15°С.
При обнаружении неплотного или
некачественного шва последний вырубается и стык
обваривается заново.
Испытанные трубы подвергают химической
очистке и фосфатированию согласно требованиям
рабочего чертежа.
Разрыв во времени между процессом
химической очистки и фосфатированием не должен
превышать 15—20 мин, иначе стенки труб
покроются налетом ржавчины и последующее фос-
фатирование будет некачественным.
После фосфатирования трубы сушат,
заполняют сухим азотом до избыточного давления
10—20 кПа @,1—0,2 кгс/см°), что предохраняет
систему от увлажнения, и укупоривают (кроме
медных труб малых диаметров) специальными
заглушками (рис. 3). Наружные стенки труб
грунтуются.
Рис. 3. Примеры установки заглушек в трубах (а),
фланцевых соединениях (б), штуцерно-торцевых
соединениях (в):
1 — резиновая шайба; 2 — внутренняя заглушка; «5 —
полиэтиленовая пленка; 4 — пломба; 5 — шланг резиновый; 6 —
наполнительная трубка; 7 — наружная заглушка.
Конструкция заглушек позволяет соединять
трубы между собой, а также с аппаратами и
механизмами без стравливания азота из системы.
Холодильное оборудование после проверки на
соответствие технической документации
крепится на заранее подготовленные фундаменты. На
штатные места выставляют трубы, из которых
стравливают азот, вынимают и сдают заглушки
ОТ К по счету. Затем подгоняют подкладные
кольца, трубы центруют, стыки обваривают и
участок трубы крепят штатными подвесками
50

согласно указанию рабочего чертежа с
соблюдением уклонов, координат, последующей
изоляции и др.
Трубы, которые необходимо изолировать,
крепят специальными подвесками с деревянными
вкладышами, исключающими тепловой мостик
между трубой и корпусом судна.
Все сварочные работы должны выполняться
сварщиками высокой квалификации, имеющими
опыт сварки приведенных выше конструктивных
узлов в труднодоступных местах. Разъемные
соединения (фланцевые или штуцерные) должны
допускаться только в крайнем случае — для
соединения с неприварной арматурой или
механизмами и аппаратами системы. Во всех
остальных случаях соединения труб должны
выполняться сваркой.
В качестве прокладочного материала во
фланцевых и штуцерных соединениях применяют па-
ронит ПМБ по ГОСТ 481—74, пропитанный
глицерином в течение 1—3 ч при температуре
~70°С. Отростки медных труб малых диаметров
(Dy-64-20 мм) соединяют (по ОСТ 5.5090—72)
тройниками, изготовленными из бронзы
БрКМцЗ-1, латуни ЛО-62-1 или стали 10 или 20.
В этом случае сварку нужно вести согласно
«Инструкции по сварке труб медных, медноникеле-
вых со стальными» № 74-16-723-74 сварочной
проволокой МНЖКТ5-1-0,2-0,2. Забойные трубы
изготовляют по шаблонам, снятым с места их
крепления, обрабатывают и присоединяют к
ИЗОБРЕТЕНИЯ
(!!) 666395 B1) 2537996/23-06 B2)^25.10.77 2 E1)
F 25 В 1/00 E3) 621.574 G2) А, А. Раев, Л. Л.
Гении, Н. С. Берсенева, А. С. Бурлак, Ф. И.
Давыдов, В. Ф. Ковалев
E4) ХОЛОДИЛЬНЫЙ АГРЕГАТ, содержащий
компрессор, конденсатор с водоохлаждающей поверхностью, .
ресивер жидкого хладагента с отводящей трубкой и
встроенный в ресивер отделитель жидкости,
отличающийся тем, что, с целью повышения экономичности и
сокращения времени оттайки, водоохлаждающая
поверхность размещена в паровом пространстве ресивера,
служащего конденсатором, и расположена вокруг
отделителя жидкости, а отводящая труба выполнена в
виде змеевика, имеющего тепловой контакт с
отделителем жидкости и снабженного слоем изоляции.
оборудованию установки в соответствии с
перечисленными выше требованиями.
Готовый участок системы (обычно между двумя
запорными вентилями) продувают (очищают от
случайных загрязнений, проверяют на проходи»
мость) и заполняют осушенным азотом.
Консервацию труб азотом необходимо провести в
течение 8 ч, оборудования — 4 ч. С целью
уменьшения вероятности загрязнений системы помещение,
в котором монтируют фреоновые трубопроводы,
регулярно очищают от пыли и мусора.
Деление системы на участки, перекрываемые
запорной арматурой, сокращает расход азота и
позволяет монтировать сразу несколько участков
без опасения увлажнить или загрязнить систему.
Монтаж труб и продувку участков нужно
выполнять по ходу хладагента, чтобы избежать
закупорки трубопровода при работе установки.
Участок считается чистым, если при
продувании его на белой салфетке, расположенной в
струе выбрасываемого из трубопровода воздуха,
в течение 1 мин не окажется металлической
стружки, окалины, шлаков. Допускается
потемнение салфетки и вынос мелких неметаллических
частиц размером до 0,5 мм.
Смонтированная и продутая сухим азотом
система фреоновых трубопроводов предъявляется
представителям ОТ К завода, заказчика и
Регистра СССР для проверки соответствия монтажа
требованиям технической документации и
качества его выполнения.
51

ОХРАНА ТРУДА
И ТЕХНИКА
БЕЗОПАСНОСТИ
УДК 621.585-78:637
Мероприятия по повышению
безопасности эксплуатации
холодильных установок
предприятий мясной и молочной
промышленности*
РАЗДЕЛ III
Холодильные установки с насосно-циркуляционньши
системами охлаждения **
3.1.Емкость, м3, установленных на
предприятии циркуляционных ресиверов Уц,р должна
быть проверена для каждого режима
температуры кипения по формулам,приведенным в табл. 1,
которые получены из следующих формул
общего вида:
для систем с нижней подачей аммиака
Уц.р.н > [Vh.t + (У б + У в) KiKz+Vb.tK,} К9К7К9, C)
для систем с верхней подачей аммиака
Уц. р. в > 17н. т + УбК3 + Vb*a + VB. тК5] KSi^b , D)
где Fh.t — геометрическая емкость'нагнеталь-
ного трубопровода аммиачного
насоса, м3;
Vq » У в — то же> соответственно труб
батарей и воздухоохладителей, м3;
V'b. т ~~" то же» всасывающего
трубопровода от охлаждающих устройств до
циркуляционного ресивера, м3;
К% — К% — коэффициенты, учитывающие:
Кг = 0,7 — среднее заполнение жидким
аммиаком труб батарей и
воздухоохладителей при нижней подаче
хладагента;
К2 = 0,3 — среднее количество жидкого
аммиака, вытесняемое при нижней
подаче из труб батарей и
воздухоохладителей при увеличении
тепловой нагрузки;
К3 = 0,3, К4 = 0»5 — заполнение труб соответственно
батарей и воздухоохладителей при
верхней подаче жидкого аммиака;
Ж5 = 0,3 — количество жидкого аммиака,
содержащееся во всасывающем
трубопроводе (в среднем составляет
До 30% геометрического объема
труб);
* Продолжение. Начало см. № 9 за 1979 г,
** Составители: И. М. Гиндлин, В. К- Лемешко» Ю. К.
Соломаха (ВНИХИ).
К6 = 1,3 — рабочее заполнение
циркуляционных ресиверов РД жидким
аммиаком, составляющее 20% их
емкости;
Д = 1,55 —- то же, для ресивера РДВ — 25%
емкости;
К6 = 1,15 — то же, для ресиверов РД, РДВ и
РЦЗ с жидкостными стояками —
10%;
/С7 — 1,25 — паровое пространство ресиверов
РД B0% емкости сосуда);
К7 = 1,45 — то же, для ресиверов РДВ и РЦЗ
C0% емкости);
К8 = 1,2 — запас емкости ресивера на
вспенивание жидкого аммиака,
неизбежное при автоматическом пуске
компрессоров.
Значения коэффициентов, используемых для
выполнения проверочного расчета емкости
установленных циркуляционных ресиверов
различных типов, приведены в табл. 1.
3.2. Для холодильных установок, имеющих
только воздухоохладители или только батареи,
в формулах C), D) одно из слагаемых» V6 или
VB9 следует исключить. Если в схеме установки
имеются охлаждающие устройства как с нижней,
так и с верхней подачей жидкого аммиака,
количество жидкости, вытесняемой или
сливающейся из испарительной системы, следует
подсчитывать раздельно по способам подачи
аммиака.
При реконструкции или проектировании
новых холодильных установок следует выбирать
один или несколько одинаковых
циркуляционных ресиверов, общая емкость которых
должна быть не менее расчетной.
При недостаточной емкости имеющихся
горизонтальных циркуляционных ресиверов она
может быть увеличена путем замены их сосудами
большей емкости; в этом случае в целях
повышения безопасности эксплуатации холодильных
установок рекомендуется применять ресиверы
РЦЗ, демонтируя существующие отделители
жидкости,
При недостаточной емкости вертикальных
циркуляционных ресиверов ее можно увеличить
установкой дополнительных ресиверов
одинаковой высоты с имеющимися или заменой
последних на ресиверы большей емкости.
3.3 Аммиачные насосы необходимо размещать
рядом с циркуляционными ресиверами.
Трубопровод для всасывания жидкого аммиака
насосом должен иметь минимально возможные
длину и количество поворотов и вентилей.
Для устойчивой работы насоса необходимо
обеспечить минимальный подпор столба
жидкого аммиака (от уровня в циркуляционном
ресивере до оси насоса), который без учета
сопротивления приемного трубопровода насоса
составляет [3J:
для насосов 1.25Х-2-2Г и ЗЦ-4А-2Г—1,5—
2,5 м ст. жидкости;
52

Таблица 1
Тип циркуляционного ресивера
(ЦР)
Значения коэффициентов
Kt
Kb \ К* \ Кш
К,
,
Формула расчета для проверки
достаточности емкости ЦР
В системах с нижней подачей
аммиака
Вертикальный РДВ
Вертикальный РДВ или
горизонтальный РЦЗ со стояком
Горизонтальный РД*
Горизонтальный РД* со стояком
В системах с верхней подачей
аммиака
Вертикальный РДВ
Вертикальный РДВ или
горизонтальный РЦЗ со стояком
Горизонтальный РД*
Горизонтальный РД* со стояком
0,7
0,7
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,5
0,5
0,5
0,5
Не совмещающий функции отделителя жидкости.
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
1,55
1,15
1,3
1,15
1,55
1,15
1,3
1,15
45
45
25
25
45
45
25
25
1,
1,
1,
1»
1,
1,
К
1 1.
2,7
2,0
2,0
U
2,7
2,0
2,0
1,7
Ук. t+0,2(Vq + Кв) + 0,3]^т
V*. т + 0>31/б + 0,5J/B+0,31V
для насоса ЦНГ-70М-1 —не менее 1,5 м ст.
жидкости в диапазоне подач 3—12 м3/ч при
температуре перекачиваемого аммиакаО-f-—40°С;
для насоса ЦНГ-68 — не менее 1,5 м ст.
жидкости в диапазоне подач 10—20 м3/ч при
температуре аммиака 0~—40°С и в диапазоне подач
21—28 м3/ч при температуре аммиака 0~—20°С;
При производительности насоса ЦНГ-68
21—28 м3/ч и температуре аммиака —21-^
—40°С подпор на всасывании должен быть
увеличен до 2,5—3,5 м ст. жидкости.
При определении ' подпора на всасывании к
указанным выше минимальным его значениям
следует прибавить сопротивление приемного
трубопровода насоса (в м ст. жидкости).
Техническая характеристика насосов, которые
могут быть применены для насосно-циркуляцион-
ных систем холодильников различной емкости и
этажности приведена в табл. 2,
3.4. Для увеличения полезно используемого
объема циркуляционного ресивера и
обеспечения устойчивой работы насоса забор жидкого
аммиака из установленных ресиверов как РД,
так и РДВ рекомендуется осуществлять через
специальную трубу — стояк с ?)у=250-^300 мм
(рис. 10, 11). После устройства стояка
циркуляционный ресивер должен быть испытан на
прочность и плотность в соответствии с
Правилами [1].
3.5. Каждый аммиачный насос должен иметь
защиту от срыва струи (РКС), а насосы ЦНГ,
кроме того, ¦— реле уровня типа ПРУ для
контроля наличия жидкости в полости
электродвигателя. Схема обвязки трубопроводами насосов
типа ЦНГ показана на рис. 12 [3].
3.6. В действующих насосных системах с
горизонтальными циркуляционными ресиверами и
Таблица 2
Марка насоса
1,5ХГ-6-2,8-2
(ЦНГ-70М-1)
1,5ХГ-6Х2-2,8-2
(ЦНГ-70М-2)
2ХГ-5-4,5-2 (ЦНГ-68)
ЗЦ-4А-2Г
1.25Х-2-2Г
Температура

перекачиваемой
среды» °С» до
—50
—50
—50
__20 (—40*)
—40


дительность,
м3/ч
5,5—12
5,5—12
12—28
15—30
3—10
Напор,
м ст.
жидкости
19—15
38—28
48—41
35—30
42—37
* Насос в стальном исполнении
'1 J fi аммиачи.
1Л нес оси
Рис. 10. Установка циркуляционного ресивера РД
с жидкостным стояком (по чертежу Гипрохолода):
1 — обечайка; 2 — днище; 3 — вентиль цапковый D 10; 4 —
патрубок к насосу; 5 — заглушка.
отделителями жидкости необходимо
предусматривать подачу жидкого аммиака от
регулирующей станции в отделители жидкости (с регули-
53

t;"
Вид А
^YlII
Прибарка патрубка к крышке
л юна ресибера
Рис, 11. Установка вертикального циркуляционного
ресивера РДВа с жидкостным стояком и двумя насосами
ЦНГ (по чертежу Гипрохолода):
/ — циркуляционный ресивер; 2 — патрубок; 3 — жидкост -
ный стояк; 4 — аммиачный насос; 5 — реле для контроля нали -
чия жидкого аммиака в полости электродвигателя насоса;
6' —- рама для крепления ресивера; 7 — реле для
регулирования уровня жидкого аммиака в ресивере; 8 — промежуточная
колонка; 9 — реле для сигнализации максимально допустимого
уровня; 10 — реле для аварийного отключения компрессоров;
трубопроводы: VI — маслоспускной; VIII — жидкостный в
охлаждающие устройства; X ~ жидкостный от дренажного
ресивера. (Обозначения трубопроводов соответствуют
приведенным на рис. 1 в разделах I —II статьи — См. «Холодильная
техника», 1979, № 9).
Рис. 12, Схема обвязки аммиачных насосов ЦНГ:
а —- при отсутствии, б — при наличии разгрузочных отверстий
в рабочем колесе; 1 — циркуляционный ресивер; 2 —
жидкостный стояк; 3 — реле уровня; 4 — реле контроля смазки; 5 —
аммиачный насос; 6 — фильтр; 7 — переходный штуцер с
дроссельным отверстием; 8 — обратный клапан ОКДП; 9 — дроссель
диаметром 5 мм; трубопроводы: / •— всасывающий из
охлаждающих устройств; II — всасывающий к компрессорам; V —
жидкостный регулирующей станции; VI — маслоспускной; VII ~
жидкостный для" проверки реле уровня; VIII — жидкостный
в охлаждающие устройства.
В резка патрцб'ка б крышки
люка ресибера
Н циркуляционному VIII
ресидеру
54

рованием подачи по уровню аммиака в
циркуляционных ресиверах). Подача жидкого аммиака
непосредственно в эти ресиверы не допускается.
Диаметр патрубка для приема жидкости у
ресивера РД должен быть не менее диаметра
сливного патрубка отделителя жидкости. При
необходимости приварки к ресиверу патрубка
большего диаметра осуществлять ее следует в
соответствии с требованиями Правил [2].
3.7. Действующую на ряде предприятий
насосную систему охлаждения «Каскад» в целях
улучшения ее работы необходимо реконструировать с
внесением следующих изменений:
обеспечить требуемую емкость
циркуляционных ресиверов путем установки горизонтальных
(РЦЗ) или вертикальных (РДВа) ресиверов,
одновременно выполняющих функции отделителей
жидкости;
обеспечить необходимый подпор столба
жидкости над аммиачными насосами;
демонтировать отделители жидкости (так
называемые распределители жидкости) и напородер-
жатели;
осуществить подачу жидкости в
испарительную систему непосредственно от напорной линии
насоса;
устранить промежуточные отводы пара в
охлаждающих приборах типа «Каскад» и
совместить слив жидкости из них и отсос паров в
общем трубопроводе.
3.8. В целях повышения безопасности работы
компрессоров двухступенчатого сжатия
рекомендуется применять схему компаунд (рис. 13)
с установкой циркуляционных ресиверов РЦЗ,
выполняющих одновременно функции
промежуточных сосудов. При этом следует демонтировать
циркуляционные ресиверы РД или РДВ и
промежуточные сосуды. Это позволит
предотвратить попадание жидкого аммиака в цилиндры
ступени высокого давления, так как в момент
автоматического отключения компрессора
промежуточный сосуд типа ПС или ПСз соединяется с
испарительной системой и в нем происходит
вскипание жидкости вследствие резкого
падения давления. В случае применения ресиверов
РЦЗ это исключено. Кроме того, при малой
емкости промежуточных сосудов возникает
опасность гидравлического удара в цилиндрах
ступени высокого давления при малейшей
неисправности регуляторов или сигнализаторов уровня
жидкого аммиака в промежуточных сосудах
(или при неправильном ручном регулировании
подачи в них жидкости).
3.9. Емкость линейных ресиверов в насосно-
циркуляционных схемах должна быть не менее:
для систем с верхней подачей аммиака —
Рис. 13. Схема компаунд установок двухступенчатого
сжатия:
1 — охлаждающее устройство; 2 — ресивер РЦЗ; 3 —
аммиачный насос; 4 — одноступенчатый компрессор; 5 — конденсатор»
6 — линейный ресивер.
30% геометрической емкости труб охлаждающих
устройств;
для систем с нижней подачей аммиака (при
отсутствии соленоидных вентилей на
всасывающих трубопроводах холодильных камер) — 45%
геометрической емкости труб охлаждающих
устройств.
Дренажный ресивер в насосных системах
должен вмещать жидкий аммиак из наиболее
крупного циркуляционного ресивера или
испарительного оборудования наибольшей камеры.
3.10. Отделители жидкости, а также паровую
зону циркуляционных ресиверов РДВ и РЦЗ
необходимо проверить на допустимую скорость
паров аммиака, которая не должна превышать
0,5 м/с.
3.11. При разработке проектов
автоматизации насосно-циркуляционных систем
охлаждения должны быть выполнены пункты 2.5» 2.8,
2.9, 2.10, 2.12, 2.13, 2,14, 2.15, 2.17, 2.18, 2.19
настоящих Мероприятий.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Правила техники безопасности на аммиачных
холодильных установках. М., 1967.
2. Правила устройства и безопасной эксплуата-
ции оборудования и систем аммиачных холодильных
установок. М.» 1978.
3. Рекомендации по применению герметичных
электронасосов 1.5ХГ-6-2.8-2 (ЦНГ-70М-1); 1,5ХГ-
6X2-2,8-2 (ЦНГ-70М-2) и 2ХГ-5~4,5~2 (ЦНГ-68)
для перекачивания жидкого аммиака в насосно-
циркуляционных системах холодильных установок.
М., ВНИХИ, 1977.
55

ХРОНИКА
К 70-летию Анатолия Аркадьевича Гоголина
В октябре 1979 г. исполнилось 70 лет со дня
рождения и 50 лет научно-инженерной
деятельности крупного ученого и специалиста в
области теории и техники кондиционирования
воздуха и искусственного холода доктора
технических наук, профессора Анатолия
Аркадьевича Гоголина,
По окончании в 1930 г. Московского
высшего технического училища им. Н. Э. Баумана
Анатолий Аркадьевич работал на заводе
«Компрессор» в Москве, а с 1933 г, во
Всесоюзном научно-исследовательском институте
холодильной промышленности в должности
старшего научного сотрудника, руководителя
лаборатории и отдела. В настоящее время он
является научным консультантом ВНИХИ.
За время работы в институте А. А.
Гоголиным выполнены основополагающие научные
работы, способствовавшие прогрессу
холодильной техники и техники кондиционирования
воздуха в нашей стране.
Анатолий Аркадьевич является создателем
направления технологического
кондиционирования воздуха для предприятий мясной,
молочной и других отраслей промышленности. Под
его руководством и при личном участии
разрабатывалось и внедрялось оборудование для
систем технологического кондиционирования.
А. А. Гоголин внес крупный вклад в теорию
расчетов и совершенствование теплообменной
холодильной аппаратуры, систем охлаждения
оборотной воды, в создание пленочных
вентиляторных градирен.
Внедрение указанных законченных
разработок в народное хозяйство дало значительный
экономический эффект.
В последние годы А. А. Гоголин занимается
техноэкономической оптимизацией
холодильного оборудования и режимов его работы.
Все эти проблемы нашли отражение в
книгах, написанных Анатолием Аркадьевичем:
«Осушение воздуха холодильными машинами»,
«Обратное охлаждение воды в холодильных
установках», «Кондиционирование воздуха на
предприятиях торговли и общественного
питания», «Технологическое кондиционирование
воздуха в мясной и молочной
промышленности» и др. Большое число докладов сделано
им на научных симпозиумах и конференциях.
Всего им опубликовано более 100 научных
! -^бот,
А. А. Гоголин — член редакционного совета
по подготовке первого и второго изданий
энциклопедического справочника «Холодильная
техника». Редактирует и рецензирует многие
книги и статьи по холодильной технике.
Большое внимание Анатолий Аркадьевич
уделяет подготовке научных кадров. Более 10
его аспирантов успешно защитили
диссертации на соискание степени кандидата
технических наук.
А. А. Гоголин неоднократно был
председателем ГЭК при выпуске молодых специалистов
в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности и Московском
институте химического машиностроения.
Анатолий Аркадьевич оказывает большую
практическую помощь работникам
предприятий мясной и молочной промышленности,
холодильного машиностроения, щедро делясь с
ними своим богатым опытом и обширными
знаниями.
В течение 45 лет Анатолий Аркадьевич
активно сотрудничает в журнале «Холодильная
техника». Свыше 20 лет он является членом
редакционной коллегии. Он автор около 90
статей, опубликованных в журнале.
Анатолий Аркадьевич вед^т * |:>шую
общественную работу в НТО пищевой
промышленности.
Редакция журнала «Холодильная техника» и
редакционная коллегия сердечно поздравляют
Анатолия Аркадьевича со славным юбилеем и
от души желают ему доброго здоровья,
долгих лет жизни и творческих успехов в
дальнейшей деятельности.
56

В МЕЖДУНАРОДНОЙ
ОРГАНИЗАЦИИ
ПО СТАНДАРТИЗАЦИИ
УДК 621.56./@83.74):061.24.011.3
Стандартизация холодильного
оборудования в рамках ИСО
Канд. техн. науш А. В. БЫКОВр
панд. тежн. наук И. М. КАЛНИНЬ»
В. Б. ШПЕНЦЕР
ВНИИхолодмаш
Технический комитет «Охлаждение»
ИСО (ИСО/ТК86 «Охлаждение»)
существует с 1958 г, В его составе
17 стран-членов и 24 страны —
члены-корреспонденты (наблюдатели).
Членами ТК являются СССР,1 ПНР,
ВНР» ЧССР и такие промышлеино
развитые капиталистические
страны, как'-' США, Великобритания,
ФРГ, Франция, Нидерланды,
Швеция» Дания, Швейцария, Италия;
членами-корреспондентами — НРБ,
Куба, КНДР и др.
За годы функционирования
комитет разработал 10
Международных стандартов, 6 рекомендаций.
Технический комитет
поддерживает отношения со многими
международными организациями, в том
числе: Советом Экономической
Взаимопомощи, Международным
институтом холода, Европейским
советом предприятий по изготовлению
бытовых электроприборов,
Европейским комитетом изготовителей
холодильного оборудования»
Международной электротехнической
комиссией, Международной
организацией потребителей, Международным
союзом железных дорог; а также
другими Техническими комитетами
ИСО — ТК28 «Нефтепродукты», ТК47
' сХимия», ТК73 «Вопросы
потребления».
Технический комитет состоит из
подкомитетов (ПК) и рабочих групп
(РГ) со следующим распределением
тематики: ПК1 «Безопасность»,
ПК2 «Терминология, определения,
обозначения», НКЗ сИспытание
холодильных систем», ГЩ4
«Испытание холодильных компрессоров»,ПК5
сКонструкция и испытание бытовых
холодильников и морозильников»,
ПК6 «Испытание кондиционеров»,
ПК7 кКонструкция и испытание
торговых холодильных шкафов»,
ПКЗ «Холодильные агенты и
смазочные материалы» применяемые
в холодильной промышленности»,
РГ2 1«Испытательные . пакеты для
эксплуатационных испытаний», РГ8
«Воздухоохладители, методы
испытаний», РГ4 «Термодинамические и
термофизические свойства
холодильных агентов».
Секретариат ИСО/ТК86
«Охлаждение» ранее вела
Великобритания, В 1975 г. ведение
Секретариата поручено СССР. Председателем
ТК избран тов. А. В. Быков»
директор ВНЙИхолодмаша.
В СССР работу в рамках
ИСО/ТК86 проводит Постоянная
советская часть (ПСЧ),
утвержденная Госстандартом СССР. В нее
входят представители Минхиммаша
(ВНИИхолодмаш), Госстандарта
(ВНИИНмаш), Минлегпищемаша
(ВНИИторгмаш, ВНИЭКИЭМП,
ГКТВ — г, Минск, П/О «Торг-
маш» — г, Харьков), Минмясомол-
прома СССР (ВНИХИ), Минстрой-
дормаша (ВНИИкондиционер —
г. Харьков), Минвуза .'(МВТУ
им, Баумана, ОТИХП, ЛТИХП),
Минэлектротехпрома (НЙПТИЭМ—
г. Владимир), Минвнешторга (Тех-
машэкспорт), Госстроя СССР (Сан-
тежпроект), Минхимпрома Г(ГНПХ),
Миннефтехимпрома (ГНИЙХТЗОС,
ВНЙИНП).
Руководит работой ПСЧ ТК86
ВНИИжолодмаш» который также
ведет ПСЧ#* подкомитетов и рабочих
групп — ПК1, ПК2, ПКЗ, ПК4?
ПК8, РГЗ и РГ4. ВНИЭКИЭМП
ведет ПСЧВПК5,
ВНИИкондиционер — ПСЧ1ПК6, ВНИИторгмаш —
ПСЧ ПК7 и РГ2.
Экспертами Технического
комитета» его подкомитетов! и рабочих
групп за рубежом^- являются
представители ведущих Г
научно-исследовательских и проектно-конструктор-
ских организаций и фирм,
занимающихся jf- холодильной техникой.
Основные задачи ПСЧ
Технического комитета «Охлаждение»
вытекают! из задач участия СССР в
работе ИСО, В связи с ведением
СССР Секретариата^ ТК у ПСЧ
возникли также задачи:
разработка и осуществление
программы A975—1979 гг.),
ориентирующей на активизацию ^работы и
обобщение передового опыта в
области холодильной техники;
разработка ^программы работ?на
1979—1982 и" последующие годы,
предусматривающей активизацию
роли. СССР в работе Технического
комитета в результате принятия на
себя разработки международных
стандартов и представления данных
для использования при разработке
стандартов ИСО,
Обе программы приняты
соответственно на IV и V пленарных
заседаниях ТК, состоявшихся в 1978
и 1979 гг. При этом программа
1979 г, установила сроки
проведения работ.
Ниже рассказано о работе
подкомитетов и рабочих групп ПК1»
ПКЗ, ПК4, ПК5, ПКб, ПК7Э ПК8,
РГ2 и РГ4е За истекшее время
ПК2 и РГЗ не работали.
ПК1. Подкомитет осуществляет
пересмотр Р1662 «Холодильные
установки, Требования безопасности».
Секретариат подкомитета ведут США.
Вопросы рассматривались на IV
и V пленарных заседаниях и двух
заседаниях ПК A978 г» — Ньи>
Йорк, 1979 г, — Лондон).
В результате проведенной работы
выпущен проект стандарта с общими
требованиями по технике
безопасности для всех видов холодильного
оборудования, кроме
использующего воду и воздух в качестве
хладагентов. В стандартах на конкретные
виды холодильного оборудования и
национальных стандартах
требования могут варьироваться в
зависимости от вида холодильного
оборудования,! но без снижения
устанавливаемого уровня безопасности.
Предусмотрено решение всех
возникших вопросов в 1980 г.
Основные положения проекта
стандарта уже заложены в основу
выпушенного в СССР ОСТ 26—
03—639—78 «Оборудование
холодильное. Давления расчетные,
пробные, испытательные» и использованы
щ проекте стандарта СЭВ
аналогичного содержания и разрабатываемых
ВНИЙхолодмашем сПравнлах
техники безопасности холодильных
установок».
ПКЗ, Подкомитет занимается
вопросами испытаний холодильных
машин^, (систем). На V пленарном
заседании ведение Секретариата ПКЗ
принял СССР (ВНИИхолодмаш),
перед которым стоит задача в 1980—
1981 гг. разработать
международный стандарт ИСО на методы
испытаний^- холодильных машин» Стан»
дарт должен содержать методы
определения холодопроизводительности
холодильных машин и компрессор-
но-конденсаторных агрегатов,
требования к стендам и их тарировке,
измерительным приборам, устано-
5?

вившимся режимам и т. п.,
обеспечивающие сходимость результатов
испытаний изготовителя и
потребителя,
В настоящее время ВНЙЙхо-
лодмашем с учетом требований ИСО
Р916—78 разработан ОСТ 26.03—
2011—79 «Агрегаты и машины
стационарные компрессионные
одноступенчатые. Общие технические
условия», устанавливающий в том числе
и методы испытаний машин и
агрегатов.
ПК4. Подкомитет рассматривает
вопросы испытаний холодильных
компрессоров. Секретариат ведет
Великобритания.
В настоящее время действует
международный стандарт МС ИСО
917—74 «Испытания холодильных
компрессоров». V пленарное
заседание обсудило и f приняло
предложение СССР о необходимости его
пересмотра в связи с тем, что ряд
требований и методов, указанных в
стандарте, устарели, в их числе —
деление методов определения расхода
хладагента и холодопроизводитель-
ности на основные и проверочные,
излишняя регламентация
требований, мало влияющих на точность
измерений и сходимость результатов,
метрология. Кроме того, в
стандарте предусмотрено проведение
испытаний на сравнительных режимах,
которые в рамках ИСО до сих пор не
определены.
ВНИИхолодмаш провел анализ
сравнительных режимов
холодильных компрессоров во всех
температурных диапазонах для R12, R22,
R502, R717 по данным СССР, СЭВ,
Европейского комитета
изготовителей холодильного оборудования,
организаций и фирм Великобритании,
Нидерландов, Дании, Швеции,
Японии, ФРГ, США. Результаты
анализа свидетельствуют о широком
разбросе принятых в странах
сравнительных режимов и трудностях,
связанных с их согласованием.
Возможность разработки стандарта ИСО
на сравнительные режимы подлежит
дальнейшему изучению.
В связи с необходимостью
обеспечить потребителей полными
сведениями о рабочих характеристиках
компрессора на V пленарном
заседании ТК принято решение о
разработке стандарта «Холодильные
компрессоры, представление
эксплуатационных данных». Стандарт должен
содержать методику представления
характеристик компрессора в виде
таблиц, графиков, формул
пересчета, которые бы давали возможность
потребителю получать и сравнивать
их при любых условиях в диапазоне
работы компрессора, в том числе при
частичных нагрузках, изменении
скорости вращения и т. д.
ПК5. Подкомитет занимается
вопросами конструирования и
испытаний бытовых холодильников.
Секретариат ведет Франция.
Действует стандарт ИСО 2410—
1973 «Бытовые холодильники.
Методы испытаний для информации
потребителя». Подкомитет работает
над переводом в международные
стандарты следующих рекомендаций:
ИСО Р824—68 «Домашние
холодильники. Эксплуатационные
требования», ИСО Р825—68
«Домашние холодильники. Специальные
низкотемпературные камеры для
хранения замороженных пищевых
продуктов». Проекты стандартов
предполагается разработать и разослать
в 1981 г.
Проект международного
стандарта «Низкотемпературные
домашние холодильники и
морозильники. Определения.
Эксплуатационные характеристики. Методы
испытаний» разработан ПК5 с учетом
замечаний заинтересованных стран
и разослан в 1978 г. на голосование.
Однако абсолютное большинство
стран, в том числе и Франция,
ведущая Секретариат ПК5,
высказались против принятия стандарта.
Этот вопрос будет рассматриваться
на заседании ;ПК5 в 1979 г.
ПК6, В компетенции
подкомитета находятся вопросы испытаний
кондиционеров заводского изготовления.
Секретариат ведут США.
IV пленарное заседание
включило в план работы ПК6: пересмотр
в международный стандарт ИСО
рекомендации ИСО Р859-—68
«Кондиционеры комнатные заводской
сборки. Методы испытаний и
определения характеристик», разработку
стандарта «Испытание агрегатов
кондиционирования воздуха заводской
сборки для раздельных систем».
В результате дискуссий на
заседании ПК6 в Нью-Йорке в 1978 г.
и V пленарном" заседании
Технический комитет принял решение о
разработке стандарта, включающего
определение характеристик
охлаждения и нагрева; эксплуатационные
испытания агрегатов
кондиционирования воздуха (блочных) с водяным
и воздушным конденсатором,
агрегатов раздельных систем, тепловых
насосов с воздушным и водяным
рабочим веществом. В настоящее
время подкомитет выпустил первый
рабочий проект. Передача стандарта
на голосование намечена в 1981 г.
СССР участвует в работе
подкомитета в качестве наблюдателя.
ЩПК7. Подкомитет работает над
стандартизацией конструкций и
методов испытаний торговых
холодильных шкафов, охлажденных
прилавков и витрин. Секретариат ведет
Великобритания.
ИСО за период с 1975 г.
разработан и принят ряд стандартов ИСО
1992 «Торговые холодильные
шкафы (прилавки, витрины
охлаждаемые). Методы испытаний»: часть I
«Расчет линейных размеров
площадей и объемов», часть II «Общие
условия испытаний», часть III
«Температурные испытания», часть IV
«Испытания на размораживание»,
часть V «Методы определения
конденсации водяных паров», часть VI
«Испытание на потребление
электрической энергии», часть VIII
«Испытания на случайный механический
контакт» (в процессе разработки
стандарта работа над частью VII
была прекращена). Подкомитет
направил на голосование дополнения к
частям II, III, VI и VIII.
В настоящее время
разрабатывается международный стандарт
«Торговые холодильные шкафы.
Технические требования»,
состоящий из двух частей: часть I
«Технические характеристики», часть II
«Частные требования». Работа
рассчитана на несколько лет.
ПК8. На IV пленарном
заседании ТК подкомитет получил
название «Холодильные агенты и
смазочные материалы, применяемые в
холодильной промышленности» вместо
старого названия «Обозначение
холодильных агентов» в связи с
изменением программы работ.
Секретариат ведут США.
В 1974 г. был принят
международный стандарт ИСО 817—74
«Хладагенты органические. Цифровые
обозначения», внедренный в СССР (ОСТ
26—03—1018—76). Сейчас имеется
проект нового стандарта, который
распространяется также на
неорганические хладагенты. Эти стандарты
узаконивают обозначения
хладагентов символом R и цифровой
системой вместо химических формул,
названий или торговых марок.
Работа над стандартом
«Холодильные установки. Цвета окраски
трубопроводов и холодильных
агентов» по предложениям СССР и США
прекращена. Технический комитет,
изучив соответствующие стандарты
ФРГ, США, Австралии, СССР и
предложения ИСО/ТК58 «Газовые
баллоны», установил возможность
маркировки трубопроводов
холодильного оборудования цветными
кольцами в зависимости от свойств
веществ (безопасные или
нейтральные, вредные, легковоспламеняемые
или взрывоопасные). Кроме того,
учтено, что установление стандартом
других цветов, отличных от
принятых в национальных стандартах,
может вызвать нарушения безопасности
в переходный период.
Надежность и долговечность
холодильного оборудования в
значительной степени определяется
эксплуатационными свойствами
хладагентов и смазочных материалов.
Разработка и внедрение стандартов
на хладагенты и смазочные
материалы позволят использовать опыт
58

промышленно развитых стран в
народном хозяйстве СССР, будут
способствовать увеличению экспорта
холодильного оборудования, так как
хладагенты и масла являются
эксплуатационными материалами,
которые потребитель приобретает в
период эксплуатации.
В течение 1976—1979 гг. в
подкомитете прошла дискуссия о
номенклатуре вопросов, подлежащих
включению в стандарты, и об
организации их разработки в рамках
ИСО.
По предложению СССР принято
решение о создании стандарта на
минеральные и синтетические масла.
Он должен содержать сведения о
классификации масел, их основных
свойствах, как влияющих на
работоспособность холодильных машин,
так и являющихся условиями
поставки для изготовителя масел,
номенклатуре методов проверки по
методикам ИСО, а также о методах
проверки специфических свойств
масел»
Одновременно СССР предложил
классификацию масел и
номенклатуру их характеристике зависимости
от применяемых хладагентов и
минимальных температур кипения (до
—90°С), а также значения самих
характеристик. В предложениях
СССР приведены как
общетехнические свойства масел, так и
специфические для холодильной
промышленности ¦— стабильность и температура
помутнения в смеси с хладагентом.
Работу по выпуску стандарта на
масла будет проводить ТК28
«Нефтепродукты» совместно с ПК8,
который должен отвечать за
научно-технический уровень требований.
Над стандартом по хладагентам
ПЖ8 будет работать совместно с
ТК47 «Химия». В него войдут
требования холодильной
промышленности к хладагентам Rll, R12,
R13, R22, R502, аммиаку, пропану,
этану и номенклатура методов их
проверки.
РГ2. Рабочая группа существует
с 1967 г. Руководят группой США.
РГ2 рассматривает конструкцию
испытательных пакетов для получения
эксплуатационных характеристик
бытовых холодильников,
морозильников, торговых холодильных
шкафов. В настоящее время идентичные
требования к пакетам уже
сформулированы в документах ИСО Р824,
Р825 МС 1922 и проекте стандарта
ИСО на низкотемпературные
бытовые холодильники и морозильники,
в СЭВ и СССР.
В 1977 г. РГ2 разослала как
законченную работу стандарт США
72—74, содержащий требования к
пакетам, получивший много
замечаний. Чтобы изучить возможность
создания единого пакета для
использования в торговом холодильном
оборудовании, бытовых
холодильниках и морозильниках США
разослали членам группы пакеты для
проведения испытаний.
V пленарное заседение ТК86
приняло следующее решение: обратить
внимание на необходимость
испытаний предлагаемых пакетов для
использования как в торговом
холодильном оборудовании, так и в
бытовых холодильниках и
морозильниках; РГ2 обеспечить все страны —
члены ТК86 информацией о своей
работе; вопрос о целесообразности
дальнейшей деятельности РГ2
рассмотреть после получения
результатов ее работы.
РГ4, Рабочая группа
«Термодинамические и теплофизические
свойства холодильных агентов»
организована по предложению ЧССР на IV
пленарном заседании. Руководит
группой ЧССР.
Группа установила связи с
международными организациями,
занимающимися аналогичной тематикой,
в частности с МИХ, Центром
термодинамических данных (Лондон),
ИСО/ТК118/РГ1
«Термодинамические свойства газов» (Франция).
ПСЧ РГ4 подготовила и
разослала предложения о структуре
стандарта, номенклатуре хладагентов и
характеристик, диапазонах
температур и давлений, необходимых для
использования при тепловых
расчетах, проектировании и испытаниях.
Одновременно ПСЧ сообщила
также, что в СССР в течение последних
лет выполнены теоретические и
экспериментальные исследования по
хладагентам. Сравнение с
известными зарубежными материалами по
термодинамическим и теплофизиче-
ским свойствам хладагентов
показывает, что наши данные достаточно
надежны и достоверны и могут быть
положены в основу разрабатываемых
международных стандартов.
В настоящее время ЧССР
разослала первый проект стандарта, в
основном соответствующий
предложениям СССР. В нем содержатся основ
ные термодинамические и теплофи
зические характеристики Rll, R12
R13, R22, R113, R114, R500, R502
R503, R7.17 (первый том); R23
R115, R12B1, R13B1, С2Н6, С3Н8
С4Н10, С2Н4, С3Н6 (второй том)
Второй проект стандарта будет ра
зослан в 1980 г.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Открыта подписка на 19SQ год
на ежемесячный научно-технический и производственный журнал
«Холодильная техника».
Журнал распространяется только по подписке. Подписка принимается
без ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на почтамтах, в узлах
и отделениях связи, а также общественными распространителями печати
на предприятиях, в учреждениях и учебных заведениях.
Периодичность — 12 номеров в год. Объем номера—-4 печатных листа
F4 страницы).
Подписная цена: на 12 месяцев — 6 руб., на 6 месяцев-—-3 руб„
Цена отдельного номера —50 коп,
59

новости
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК 621.869.88-97:637.004.4
Контейнеры с сухоледным
охлаждением для хранения
готовых блюд в самолетах
За рубежом охлаждают и хранят готовые блюда
зачастую в специально разработанных передвижных
контейнерах с сухоледной системой охлаждения.
Применение автономной системы охлаждения делает
контейнеры независимыми от источников энергии.
Необходимость в таких контейнерах выявилась»
прежде всего, при появлении пассажирских
реактивных самолетов большой вместимости.
При разработке конструкции контейнеров большое
внимание уделяют проблеме регулирования
температуры воздуха в его грузовом отсеке. В связи с тем, что
сухой лед имеет очень низкую температуру
сублимации, предусматриваются меры по экранированию и
защите охлаждаемых продуктов от подмораживания или
замораживания.
Рис. 1. Схема холодильной системы контейнера (США).
Рис. 2. Контейнер с аккумулятором холода (ФРГ):
1 — крышка; 2 — гранулированный сухой лед; 3 —
перфорированная решетка; 4 — аккумулятор холода; 5 —
изолированная перегородка; 6 — щель; 7 — боковая стенка; 8 — поддон
с пищевыми продуктами; 9 — дверца; tu h* is — термопары.
На рис. 1 показана схема холодильной системы
контейнера для хранения продуктов питания
авиапассажиров [3]. Сухой лед загружают в бункер 2. Стенки
бункера и контейнера представляют собой панели 1»
в которых циркулирует вторичный хладагент^ R12.
Все панели стенок контейнера связаны в единый
контур: испаритель (боковые панели)— конденсатор
(панели бункера)— регулирующий вентиль 8 —
испаритель. Процесс регулируют с помощью термореле. По
данным [3], в контейнере вместимостью *-*Л300 кг
продуктов и 32 кг сухого льда охлажденные продукты
хранят при температуре^2°С в течение 96 ч,^а
замороженные при —18°С — 48 ч.
На рис. 2 приведена схема передвижного
контейнера [2], в котором на изолированной тонкой
перегородке между продуктами и сухим льдом помещают
аккумуляторы холода, экранирующие влияние сухого льда
и уменьшающие температурный напор между
охлаждающей и охлаждаемой средами.
В качестве аккумулятора холода используется
раствор или чистая вода, налитая в герметичную емкость
из пластика, покрытую слоем изоляции.
В контейнере на 14 полках устанавливают 28
поддонов с пищевыми продуктами.
Гранулированный сухой лед насыпают на перфо*
рированную металлическую решетку 3 бункера,
расположенную под крышкой 1 контейнера. Сухой лед»
сублимируясь, охлаждает жидкость аккумулятора холода,
замораживает ее, переохлаждает образовавшийся лед
и в газообразном состоянии через щели 6 в
перегородке стекает вниз в грузовой отсек контейнера. После
полной сублимации сухого льда продукты охлаждаются
за счет нагревания и плавления замерзшего раствора,
аккумулировавшего холод. Использование эффекта
фазового превращения раствора для аккумуляции
холода получило название двухфазного метода.
На рис. 3 показаны результаты испытания такого
контейнера в Научно-исследовательском
технологическом институте при Высшей технической школе в
Кельне.
Опыт был рассчитан на продолжительность межкон»
тинентального полета. В качестве аккумулирующей
жидкости была использована вода B кг). Во время ис-
.,__ -,- —г —i^rll^lt?,.
¦8 10 12 П 16 18 20 21 24
время, ч
Рис. 3. Изменение температуры воздуха в контейнере
с аккумулятором холода (двухфазный метод
охлаждения) при температуре окружающего воздуха 25°С по
времени:
tu hf h — температура соответственно в бункере с сухим льдом»
под аккумулятором холода и у верхней полки.
ю

пытаний измеряли температуру в сухоледном бункере,
под аккумулятором холода и в грузовом отсеке
контейнера. Как видн© из графика, сухой лед B кг)
израсходовался в первые 2 ч. Вода за этот период
превратилась в лед, который переохладился до —32°С, а
температура воздуха в контейнере снизилась с 15 до 5°С
и далее поддерживалась примерно на одном уровне.
К концу испытаний в воде аккумулятора холода
остались кусочки льда.
Скорость охлаждения в таком контейнере можно
регулировать, изменяя соотношение загружаемых масс
сухого льда и раствора.
Вопрос целесообразности применения контейнеров
с сухоледным охлаждением решается после
рассмотрения двух взаимосвязанных факторов — стоимости су-
к> о льда и массы загруженного контейнера.
Применяемый сухой лед в виде палочек и таблеток
изготовляют из низкотемпературной жидкой двуокиси
углерода в специально созданном для этих целей обо-
ИЗОБРЕТЕНИЯ
II) 658612 B1) 2465814/24-07 B2) 23.03.77 2 E1)
Н 01 Н 1/66 E3) 621.318.562 G2) А. Г. Малюга
E4) 1. ГЕРКОН, содержащий герметичный баллон
и камеру переменного объема, заполненные
диэлектрической жидкостью, электроды, установленные с
зазором и перекрытием друг относительно друга
параллельно продольной оси баллона таким образом, что
их выводы проходят через противоположные торцы
баллона, отличающийся тем, что, с целью повышения
стойкости к внешним воздействиям, в торце баллона
со стороны одного электрода выполнено сквозное
отверстие, камера переменного объема выполнена в
виде сильфона, соосно прикрепленного к торцу
баллона со стороны одного из электродов, при этом другой
конец сильфона герметично закрыт дополнительно
введенной крышкой, в которой закреплен указанный
электрод, пропущенный через сквозное отверстие в
торце баллона, причем форма и размер поперечного
сечения отверстия и электрода выбраны таким образом,
что обеспечивают свободное перемещение электрода
в продольном направлении и сообщение между
внутренними объемами баллона и сильфона.
рудовании — таблетерах (грануляторах) [!].
Транспортируют С02 с завода-изготовителя в изотермических
цистернах*
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Пименова Т. Ф. Зарубежное оборудование
для производства, транспортировки, хранения и
применения жидкой двуокиси углерода и сухого
льда. — Холодильная техника, 1978, № 1.
2. Braun!!G.f Frank M. А. — IIR, Budapest,
1978.
3. Т у г е е L. — Xlllth International ' Congress of
Refrigeration. Washington, 1971» vol. 4.
Статью подготовили
канд. техн. наук Т. Ф. ПИМЕНОВА, Э. Д. ШУВАТОВА
Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
2, Геркон по п, 1» отличающийся тем, что» с целью
расширения функциональных возможностей»
перекрывающиеся концы электродов выполнены таким
образом, что обеспечивается их замыкание при
продольном перемещении электрода, закрепленного в крышке
сильфона.
A!) 673820 B1) 2486432/23-06 B2) 04.05.77 2E1)
F 25 В 1/00; F25 В 13/00; F 24 F 5/00 E3) 621.574 G2)
Л, Д|. Андреев, А. П. Чернобрывец, В, И. Мацов,
Т. С. Комарова
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ СИСТЕМЫ
КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА, содержащая
циркуляционный контур, включающий
последовательно соединенные компрессор, конденсатор,
дроссельное устройство и испаритель, расположенный
ниже конденсатора, и соединительный трубопровод
с вентилем, подключенный к линии всасывания
компрессора, после испарителя, и нагнетательному
трубопроводу и образующий испарительный термосифон,
отличающаяся тем, что, с целью исключения
переохлаждения кондиционируемого воздуха и
расширения рабочего диапазона, на линии всасывания
компрессора между последним и соединительным
трубопроводом установлен дополнительный испаритель, связанный
с основным жидкостной линией, причем на линиях
связи испарителей установлены запорные вентили.
A1) 672453 B1) 2554120/23-06 B2) 16.12.77 2E1)
F 25 В 11/00 E3) 621.515:621.57.012.4 G2) М. Г.
Дубинами, К. К. Соколов, М. М. Разумов, А. П.
Старостин, Е. Э. Логунов, Н. А. Асауленко G1)
Специальное конструкторское бюро воздушных и газовых тур-
бохолодильных машин E4) ВОЗДУШНАЯ ТУРБО-
ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА, содержащая турбоде-
тандер, компрессор с включенными в линию их связи
переключающимися регенераторами и холодильную
камеру, отличающаяся тем, что, с целью обеспечения
одновременной работы машины в режиме
низкотемпературного охлаждения и режиме кондиционирования,
регенераторы в зоне, имеющей температуру воздуха,
соответствующую режиму кондиционирования,
снабжены патрубками промежуточного отбора воздуха,
имеющими попеременно срабатываемые клапаны.
61

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.57.042
Терморегулирующие вентили
малой производительности
для R502
С. Н. САПРЫКИНА
ВНИИхолодмаш
И. И. ГУКОВ
СКБприбор
А. Р. КАЛЬВИ
Тартуский приборостроительный завод
Разработаны, испытаны и осваиваются в серийном
производстве терморегулирующие вентили для R502 хо-
лодопроизводительностью от 1,16 кВт A000 ккал/ч)
до 11,6 кВт A0000 ккал/ч).
Все типоразмеры выполнены на базе одного
корпуса углового типа с боковым расположением винта за-
датчика. Упругий элемент — мембрана.
Вентили имеют линию внешнего уравнивания. Они
присоединяются с помощью накидных гаек к штатным
медным трубкам холодильной машины. Во входном
патрубке вентиля установлен встроенный фильтр.
Наполнитель термосистемы комбинированный (двух-
компонентная газовая смесь). Его использование
обеспечивает работоспособность прибора при температуре
мембранной головки на 15°С ниже температуры
термобаллона, а также незначительное изменение
перегрева начала открытия клапана во всем рабочем
диапазоне температур кипения.
Габаритные, присоединительные и установочные
размеры вентиля приведены на рисунке. Вентили в
соответствии с ГОСТ 15150—69 предназначены для
эксплуатации и категорий размещения У2, Т2 и ТМ-ОМ5,
но для работы при температуре окружающего воздуха
от —50 до 60°С, относительной влажности 100% с вы-
бОтах
Габаритные, присоединительные и установочные
размеры терморегулирующих вентилей 502ТРВВ.
падением инея и влаги на корпусе, при любом атмосфер"
ном давлении. Вентили исполнения ТМ-ОМ5 устойчи"
вы к воздействию морского тумана, а исполнения Т2
и ТМ-ОМ5 — плесневых грибов.
Вентили предназначены для низкотемпературного
торгового холодильного оборудования. Они могут быть
также использованы для стационарных, передвижных
и судовых холодильных установок, отвечают
требованиям Регистра СССР и требованиям, предъявляемым
к приборам для автомобильного и железнодорожного
транспорта.
Вентили 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, а также с частотой 10—150 Гц и ускорением
до 150 м/с2, ударах (тряске) с частотой от 40 до 80 в
минуту с ускорением до 150 м/с2.
Вентили сохраняют работоспособность после
воздействия вибрации с частотой 50 Гц и максимальным
ускорением до 50 м/с2, а также после воздействия
ударов (тряски) с частотой от 80 до 120 в минуту с
ускорением до 30 м/с2.
Первая промышленная партия вентилей будет
выпущена в 1979 г.
Тип вентиля
Номинальная холодопроизводительность
при стандартных условиях (температуре
кипения tQ — — 30 °С и температуре
конденсации tK = 30 °С), кВт (ккал/ч)
Рабочая среда
Диапазон температур кипения, °С
Максимальная температура
конденсации, °С
Заводская настройка перегрева начала
открытия клапана при стандартных
условиях, °С
Неравномерность при стандартных
условиях, °С
Диапазон настроек перегрева начала
открытия клапана при стандартных
условиях, °С
Максимальная
холодопроизводительность, % от номинальной
Максимальное рабочее давление, МПа
(кгс/см2)
Максимально допустимая температура
термобаллона, °С
Дистанционность, м
Масса, кг
Технические характеристики вентилей
502ТРВВ-1 502ТРВВ-1,6 502TPBB-2t5 502TPBB-4 502TPBB-6S3 502TPBB-10
,}>& 1.86 2,9 4,65 7,33 11,6
(ЮОО) A600) B500) D000) F300) A0 000)
' 02 с маслами ХФ22-24, ХФ22с-1б и ХС-40
—60™— 20
60
4+1
4±1
От 2 до 8
110—150
2,5B5)
1,5 C по особому заказу)
Не более 0,7
82

РЕФЕРАТЫ
УДК [636.52/.58:637.4]-189.2:642.12-053.5
О разработке новых быстрозамороженных продуктов
для школьников. КРАЙНЯЯ В. С, КОРОТАЕ-
ВА М. М., АЙЗЯТОВА Ж. 3., ГОНОЦКИЙ В. А.,
ПОПКОВ В. Н. «Холодильная техника», 1979, № 10.
Разработана рецептура ли технология производства
быстрозамороженных продуктов для питания
школьников — котлет куриных школьных и яично-печеноч-
ного паштета. Для изготовления котлет, кроме мяса
куриного» использованы потроха. Основными
компонентами паштета являются куриные яйца и печень.
Приведены результаты холодильного хранения новых
продуктов.
УДК 628.84:66.047
Количественное регулирование относительной
влажности воздуха в камерах сушки колбас. ШАЗЗО Р. И,
«Холодильная техника», 1979, № 10,
Даны расчетные зависимости количественного
регулирования относительной влажности в камерах сушки
колбас. Показана принципиальная схема
автоматизации и программного управления системой
технологического микроклимата.
Иллюстраций, 3. Список литературы — 2 названия.
УДК 621.565:629.12
Особенности холодильного комплекса головного
учебно-промыслового судна «Призвание». ИОНОВ А. Г.,
КАН А. В. «Холодильная техника», 1979, № 10.
Описан холодильный комплекс учебно-промыслового
судна «Призвание». Даны результаты испытаний
низкотемпературной холодильной установки совместно
с морозильным аппаратом FGP-25-3.
Таблиц 2. Иллюстраций 4. * Список литературы —
4 названия*
УДК 621.565,945.001.57
Экспериментальное исследование моделей пластинчато-
ребристых воздухоохладителей. КУПРИЯНОВА А. В.,
БРЕЗГИН В. С, ДАНИЛОВА Г. Н.,
БОГДАНОВ С. Н. «Холодильная техника»* 1979. М 10.
Приведены результаты экспериментального
исследования двух моделей пластинчато-ребристых
воздухоохладителей, работающих в режимах кондиционирования
воздуха. Получены расчетные зависимости для
определения коэффициента теплоотдачи со стороны воздуха
и аэродинамического сопротивления.
Таблиц 1. Иллюстраций 6. Список литературы —
4 названия.
УДК 621.57.049.2
Применение отделителей жидкости в малых
холодильных машинах. ГОПИН С. Р., ТИХОМИРОВ В. А.,
БЕРЕГОВИЧ И. Н., БАСС Э. С, ШКОП М. А.
«Холодильная техника», 1979, № 10.
Сделан обзор отечественных и зарубежных
конструкций отделителей жидкости. Экспериментально
проверено влияние отделителя жидкости в схеме
холодильной машины на износные показатели пар трения в
компрессоре. Даны рекомендации по применению
отделителей жидкости в малых холодильных машинах,
Таблиц 1. Иллюстраций 5. Список литературы — 9
названий.
УДК 643.353.97:621.57.041
Выбор схемы холодильного агрегата для двухтемпера-
турного бытового холодильника. ДМИТРИЕВ В. И.,
КАРТОФЯНУ В.Г., БЕРСУДСКИЙ С. Ю., УСЕН-
КО В. Г., СТРЕЛЬЦОВ А. И. «Холодильная техни-
ка», 1979, М 10.
Предложена и испытана новая схема холодильного
агрегата для двухтемпературного холодильника,
работающего на неазеотропных смесях хладагентов.
Результаты экспериментальных исследований показали, что
применение неазеотропных смесей в бытовых
холодильниках существенно улучшает теплоэнергетические и
эксплуатационные характеристики.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы — 7
названий.
УДК [621.57:621.564.38].011.001.24
Определение холодопроизводительности
регенеративных установок, работающих на смесях, при переменной
температуре. БОЯРСКИЙ М. Ю., ЛАПШИН В. А,
«Холодильная техника» , 1979, № 10.
Предложен метод расчета удельной
холодопроизводительности установок, работающих на смесях при
переменных температурах кипения рабочего вещества,
например дроссельных регенеративных холодильных
установок (ДРХУ). Метод основан на анализе
энергетического баланса регенеративного теплообменника ДРХУ.
Тепловая нагрузка к холодильной установке может
быть подведена в регенеративном теплообменнике или
в специальном теплообменнике нагрузки.
Предложенный метод позволяет рассчитывать энергетические
характеристики ДРХУ на смесях при заданных
термодинамических свойствах рабочего вещества.
Иллюстраций 5. Список литературы — 10 названий.
УДК 621.515.004.17
Влияние изменения конструктивных параметров
концевой ступени холодильных турбокомпрессоров на
эффективность работы боковых сборных камер. МИФТА-
ХОВ А, А., ТАРАБАРИН О. И. «Холодильная
техника» , 1979, № 10.
Приведены результаты экспериментального
исследования кольцевых сборных камер при их
аэродинамическом испытании в составе различных вариантов
концевых ступеней. Получены данные о влиянии
геометрических параметров сечения камеры и параметров
предшествующих элементов на эффективность работы
ступени и камеры. Показано, что существует
оптимальная форма сечения камеры, обеспечивающая
наибольшую эффективность работы; увеличение угла выхода
лопаток рабочего колеса и установка лопаточного
диффузора ухудшают характеристики камер. Предложен
метод расчета кольцевых камер.
Таблиц 1. Иллюстраций 7* Список литературы — 3
названия.
УДК 621.643:[628.84:621.564.25]
Смотровое стекло для жидкостного трубопровода
фреонового кондиционера. ЧЕРНЯВСКИЙ Э. И.
«Холодильная техника», 1979, № 10.
Предложено вмонтировать в жидкостный трубопровод
фреонового кондиционера смотровое стекло для
контроля протока хладагента через терморегулирующий,
соленоидный и жидкостный вентили. Это позволит
вовремя устранить неполадки в вентилях и загрязнение
фильтра-осушителя, не допуская аварийного
отключения компрессора.
Иллюстраций 1.
63

УДК [637.5.037.056:621.798.4-093.4-982].001.5
Изменения в упакованном под вакуумом мясе в
процессе хранения при —2°С. ИВАНОВА Р. П.,
ГАЛКИН А. В. «Холодильная техника» , 1979, № 10.
Показано изменение модуля упругости, водосвязываю-
щей способности мышечной ткани, общего содержания
свободных аминокислот в упакованном под вакуумом
мясе во время его хранения в переохлажденном
состоянии. Результаты сопоставлены с дегустационной
оценкой мяса. Для более полного представления о
качестве мяса на разных стадиях хранения изучена
способность его составных частей перевариваться
ферментами желудочно-кишечного тракта. Исследования
показали целесообразность применения вакуумной
упаковки для хранения мяса, выдержанного при
относительно высокой положительной температуре.
Таблиц 2. Список литературы — 7 названий.
УДК [621.512.041:621.564.22].004:629.12
Опыт эксплуатации судовых амиачных компрессоров
8Г200/2. НЕГОДОВ В. П. «Холодильная техника»,
1979, № 10.
В целях улучшения эксплуатационных характеристик
компрессоров 8W 200/2, рассчитанных на работу при
температуре охлаждающей воды twl = 20°C, при
использовании их«в тропических условиях (twl = 28-»-
-§-30°С) предложено отключить один цилиндр
компрессора ступени высокого давления. В результате степень
сжатия снижается с 0,36 до 0,27, перераспределяется
энергия сжатия в ступенях высокого и низкого
давлений и обеспечивается .возможность эксплуатации
холодильной установки при более высокой температуре
охлаждающей воды.
Таблиц 1. Иллюстраций 2.
УДК 536.21.001.24:[663.49:663.93:637.5J64]
Метод приближенного расчета коэффициента
теплопроводности некоторых пищевых продуктов.
ЛАТЫШЕВ В. П. «Холодильная техника», 1979, № 10.
Сопоставление расчетных и опытных данных показало,
что метод аддитивности по объемным долям
компонентов с учетом их фаз при расчете коэффициента
теплопроводности для кофе, картофеля и свиного мяса с
долей влаги от 0,01 до 0,14, а также молока и творога
с долей влаги от 0,01 до 0,90 обеспечивает
достоверность расчетных данных на уровне современных
экспериментальных.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы —-
14 названий.
УДК 637.147.2.037.056
Изменение свойств казеината натрия в процессе
замораживания и хранения. АЛЕКСЕЕВА Н. Ю.,
БОРИСОВА Л. А., ФИЛЬЧАКОВА Н. Н.,
СЕМАШКО Е. В. «Холодильная, техника», 1979, № 10.
Проведены'исследования изменений свойств растворов
казеината натрия и среднекальциевого копреципитата
при замораживании и|последующем холодильном
хранении. Установлено, что раствор казеината натрия
(концентрация сухих веществ около 20%) стоек при
замораживании и хранении. Раствор
среднекальциевого копреципитата (содержание сухих веществ 18%)
менее стоек при хранении в замороженном виде: уже
после 1 мес хранения наблюдалась агрегация белка
и ухудшение растворимости, что, по-видимому, можно
объяснить воздействием кальция.
Таблиц 2. Иллюстраций 4. Список литературы -—
5 названий.
На первой странице обложки. Котлеты картофельные московские быстрозамороженные.
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. Ша-
поваленко, д-р техн. наук, проф. А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева,
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 07.09.79. Подписано в печать 05.10.79.
Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72. Уч.-изд. л. 7,89.
Т-17571 Формат 84X108716 Высокая печать.
Тираж 14700 экз. Заказ 2032
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома Государственного комитета СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли. 142300, г. Чехов Московской области
64