ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА
холодильная
техника
8/1980
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
дисциплину, сокращать текучесть
безопасности — к безопасной
СОДЕРЖАНИЕ
Укреплять трудовую
кадров
Уткин В. М. От техники
технике!
За экономию энергоресурсов
Везиришвили О. Ш. Экспериментальное исследование
теплонасосной установки, работающей на смеси R12
и R142
Наука, техника, технология
Афонский В. П., Пинаев С. Г., Маруева В. В., Шевляко-
ва Н. Н. Новый судовой аммиачный двухступенчатый
компрессорный агрегат
Архаров А. Мм Брандт Н. Б., Жердев А. А. О
возможности создания магнитных холодильных машин
Петрушанская Л. Я., Донцов С. К., Ищенко А. И.,
Коршунова Р. И., Шварц В. А. Установка
кондиционирования воздуха для легкового автомобиля
Смирнов Л. Ф., Денисов Ю. П. Технико-экономические
показатели и конструктивные решения кристаллогидрат-
ных опреснителей
Дмитриев В. Им Писаренко В. Е. Определение
теплоизоляционных свойств ограждений бытового
двухкамерного холодильника
Купленов Н. И., Минин В. Е. Тепломассообмен в
орошаемых горизонтальных теплообменниках
Лавочник А. И., Соловей Р. Л. Вязкость фреонов и их
смесей в жидком состоянии при атмосферном давлении
Федоров В. Г., Скарбовийчук А. М. Продолжительность
охлаждения мяса в потоке воздуха переменной скорости
Моисеева Е. Л., Мишучкова Л. А. Исследование психро-
трофных споровых бактерий в плавленых сырах при
холодильном хранении
В порядке обсуждения
Мнацаканов Г. К., Бушта И. В. О применении
термодинамической теории тепловлажностных процессов для
камер хранения
ОБМЕН ОПЫТОМ
Фельдман А. А., Герман В. М. Испытание кожухов
герметичных компрессоров на прочность и плотность
Брайловский А. В., Тахциди Ю. Н., Просвирников М. М.,
Просвирников Б. М. Регулирование температурно-влаж-
ностного режима в кондиционируемых камерах с
использованием электронного блока обегания
Оленев Ю. А., Прокофьева Т. В. Применение альгинатов
натрия в производстве мороженого
ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Правила устройства и безопасной эксплуатации
аммиачных-холодильных установок
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Лукьянов Г. Д. Определение оптимального
холодильных трубопроводов
1ИЗОБРЕТЕНИЯ
В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Республиканский научно-технический семинар
таиси
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Плешков А. И., Волков А. Г. Полезное пособие
ХРОНИКА
К 70-летию М. Г. Шумелишского
К 70-летию А. В. Кана
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Зайцев В. П. Наземный и морской холодильный
транспорт
«ИНРЫБПРОМ-80»
Корина А. С. Холодильная техника — рыбной
промышленности
¦НОВОСТИ ШНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Ужанский В. С. Управление группой винтовых агрегатов
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Калнинь И. М., Марьямов А. Н., Серова С. Л.,
Лебедев А. А. Пакет прикладных программ теплофизиче-
ских свойств хладагентов и хладоносителей
РЕФЕРАТЫ
диаметра
Ку-
10
13
18
20
26
28
32
34
36
39
40
41
42
44
49
50
51
53
54
54
55
58
59
60
62
CONTENTS
Strengthen Labour Discipline, Reduce Fluctuation of
Manpower 2
Utkin V. M. From Safety Precautions to Safe Equipment 5
For Economy of Energy Resources
Vezirishvili O. S. Experimental Investigation of Heat Pump
Plant Working on Mixture of R 12 and R 142 7
Science, Technique, Technology
Afonsky V. P., Pinayev S. G., Maruyeva V. V., Shevlya-
kova N. N. New Marine Ammonia Two Stage
Compressor Unit 10
Arkharov A. M., Brandt N. В., Zherdev A. A. On Possibility
of Making Magnetic Refrigerating Machines 13
Petrushanskaya L. Y., Dontsov S. K-, Ischenko A. I.,
Korshunova R. I., Shvarts V. A. Air Conditioning
Plant for Passenger Car 18
Smirnov L. F., Denisov U. P. Technical and Economical
Indices and Design Characteristics of Cristallohydrate
Distillers 20
Dmitriyev V. I., Pisarenko V. E. Determination of Thermal
Insulation Properties of Domestic Two-Compartment
Refrigerator 26
Kuplenov N. I., Minin V. E. Heat and Mass Transfer in
Sprayed Horizontal Heat Exchangers 28
Lavochnik A. I., Solovey R. L. Viscosity of Freons and their
Mixtures in Liquid State at Atmospheric Pressure 32
Fyodorov V. G., Skarboviychuck A. M. Chilling Time of Meat
in Variable Velocity Air Flow 34
Moiseyeva E. L., Mishuchkova L. A. Investigation of
Psychrotrophic Spore Bacteria in Processed Cheese During
Cold Storage 36
Discussion
Mnatsakanov G. K-, Bushta I. V. Using Thermodynamic
Theory of Heat Humidity Processes for Storage Rooms 39
PRACTICE EXCHANGE
Feldman A. A. German V. M. Testing Hermetic Compressor
Casings for Strength and Tightness 40
Brailovsky A. V., Takhitsidi U. N., Prosvirnikov M. M.,
Prosvirnikov В. М. Temperature and Moisture Control
in Air Conditioned Rooms Using Electronic Block of
Running 41
Olenyev U. A., Prokophyeva T. V. Using Sodium Alginates
in Production of Ice Cream 42
LABOUR PROTECTION AND SAFETY
Rules of Design and Safe Operation of Ammonia
Refrigerating Plants 44
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Lukyanov G. D. Determination of Optimum Diameter of
Refrigerating Tubes 49
INVENTIONS 50
AT SCIENTIFIC AND TECHNICAL SOCIETY OF
FOOD INDUSTRY
Republic Scientific and Technical Seminar in Kutaisi 51
BOOK REVIEW
Pleshkov A. I., Volkov A. G. Useful Textbook 53
MI SCELLANY
70th Birthday of M. G. Shumelishsky 54
70th Birthday of A. V. Kan 54
AT INTERNATIONAL INSTITUTE OF
REFRIGERATION
Zaitsev V. P. Land and Marine Refrigerated Transport 55
«INRYBPROM-8 0»
Korina A. S. Refrigerating Engineering to Fish Industry 58
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Uzhansky V. S. Control of Group of Screw Units 59
REFERENCE DATA
Kalnin I. M., Maryamov A. N., Serova S. L., Lebedev A. A.
Packet of Applied Programs of Thermophysical Properties
of Refrigerants and Coolants 60
SUMMARIES 62
Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1980 г.

ЗА ЭКОНОМИЮ ЭНЕРГОРЕСУРСОВ
УДК [621.577:621.564.25].001.5
Экспериментальное исследование теплонасосной установки, работающей
на смеси R12 и R142
Канд. техн. наук О. Ш. ВЕЗИРИШВИЛИ
Грузинский политехнический институт
им. В. И. Ленина
Исследование, разработка и создание теплона-
сосных установок (ТНУ) с высокой степенью
эффективности, утилизирующих вторичные
энергоресурсы, для комплексного теплохладоснаб-
жения технологических процессов различных
отраслей промышленности в значительной
степени могут способствовать эффективному
использованию топливно-энергетических ресурсов
и защите окружающей среды от загрязнений.
Практическое внедрение ТНУ
технологического назначения было начато в нашей стране с
создания двух теплонасосных установок на Сам-
тредской чайной фабрике: одной — для
теплоснабжения чаезавялочно-фиксационного
комбинированного агрегата (ЧЗФКА) и
технологического кондиционирования воздуха в роллер-
но-ферментационном цехе фабрики и другой —
для теплоснабжения чаесушильной печи [4].
В качестве ТНУ использованы
автоматизированные холодильные машины ХМ-22 ФУУ400/1,2.
Установка, предназначенная для
теплоснабжения чаесушильной печи, работает на
хладагенте R142 [3], а для теплоснабжения ЧЗФКА и
технологического кондиционирования воздуха
в роллерно-ферментационном цехе — на смеси
хладагентов R12 и R142 [1]. Применение этой
смеси было вызвано необходимостью
совмещенного производства тепла и холода одной и той
же ТНУ. Как известно, в случае работы
поршневых одноступенчатых компрессоров на чистом
R12 можно получить горячую воду с
температурой 58 °С, что недостаточно для процесса
подсушки чайного листа, в случае работы
одноступенчатых компрессоров на чистом R142 теп-
лопроизводительность машин снижается
примерно на 30—40 % по сравнению с
использованием R12.
Проведенные технико-экономические расчеты
доказали эффективность применения в качестве
рабочего вещества в ТНУ смеси R12 и R142 для
получения горячей воды с температурой до 70 °С
при температуре кипения 5 °С.
Использование R142 в качестве компонента
смеси позволяет, благодаря более высокой, чем
у R12, нормальной температуре кипения,
получить рабочее вещество, обладающее лучшими
термодинамическими свойствами по сравнению
с чистым R12, для режимов ТНУ, совместно
вырабатывающей тепло и холод.
Преимуществом R142 является также
значительно более высокая растворимость в нем
влаги, чем в R12 (допустимое массовое содержание
влаги в R12 не более 0,0006 %, в то время как
в R142 не более 0,004 %). Поэтому при
использовании смеси R12 и R142 повышается
эксплуатационная надежность установки. Кроме того,
как показали экспериментальные исследования,
энергетические потери при работе поршневого
компрессора на R142 примерно на 20 % меньше,
чем при работе на R12 [2].
Принципиальная технологическая . схема
теплоснабжения ЧЗФКА и
кондиционирования воздуха в роллерно-ферментационном цехе
показана на рис. 1.
В ТНУ, обеспечивающей необходимым
теплом ЧЗФКА, вода, являющаяся промежуточным
теплоносителем, воспринимая в конденсаторе
тепло от конденсирующегося хладагента,
нагревается до ?ШК=70°С и, циркулируя в
воздухонагревателе, повышает температуру воздуха до
?в=60 °С. Нагретый воздух поступает в ЧЗФКА
и подсушивает чайный лист при производстве
зеленого чая. Выходящий из ЧЗФКА
отработанный влажный воздух с температурой 32 °С
проходит через воздухоохладитель, где
охлаждается до 21 °С, отдавая тепло воде,
направляемой в испаритель ТНУ. Воздух с температурой
21 °С поступает в роллерно-ферментационный цех
и используется для технологического
кондиционирования.
В опытах температуру всасываемого пара
смеси поддерживали равной 15—20 °С. Основные
параметры измеряли в установившемся режиме.
В процессе исследования было проведено
свыше 150 опытов при различных режимах
работы технологических агрегатов, во время
которых все режимные параметры системы менялись
в широких пределах. Так, например,
температура горячего воздуха — от 40 до 60 °С;
температура конденсации смеси — от 45 до 75 °С;
температура кипения —от —5 до 10 °С и т. д.
В процессе исследования температуру смеси
7

iHa кондиционирование
X WW,
V\ %& =21% у =95% s?--^VnV
Рис. 1. Принципиальная технологическая схема
теплоснабжения ЧЗФКА и технологического
кондиционирования воздуха:
/ — фреоновая холодильная машина ХМ-22 ФУУ400/1; 2 —
фреоновый испарительно-конденсаторный агрегат. АИК-800;
3 — воздухоохладитель; 4 — воздухонагреватель, 5 — ЧЗФКА;
температура: tw — воды (промежуточный теплоноситель), t
нагретой воды на выходе из конденсатора, tB — воздуха, i0
кипения, /к — конденсации, /вс — всасывания, ^ —
нагнетания; ф— относительная влажность воздуха.
хладагентов в узловых точках цикла измеряли
медь-константановыми термопарами и
лабораторными термометрами с ценой деления 0,1 °С,
давления нагнетания, всасывания и после
регулирующего вентиля — образцовыми
манометрами класса 0,4, расход и температуру воздуха
и воды в конденсаторах, испарителях и
кондиционерах — соответственно трубкой Пито,
подключенной к микроманометру, и термометрами
сопротивления ТСП-290. Потребляемую
компрессором электроэнергию контролировали
самопишущим киловаттметром, а также прибором К-50
(класс точности 0,5).
В течение всего сезона переработки чайного
листа (за 1979 г.) ТНУ работала устойчиво при
заданных технологических параметрах.
Были определены следующие параметры ТНУ:
теплопроизводительность, эффективная
мощность и коэффициент преобразования, объемные
и энергетические характеристики при
температуре после регулирующего вентиля ?р.в=—5,0,
5, 10. °С (?р.в для чистых хладагентов равна
температуре кипения, для смесей — температуре
начала кипения) и при температуре выходящей
из конденсатора воды tWK от 33 до 68 °С.
Максимальная относительная погрешность
полученных характеристик не превышала ±5%.
В результате обработки опытных данных
построены некоторые зависимости,
характеризующие работу компрессора ФУУ400/1 на неа-
зеотропной смеси R12 и R142.
На рис. 2 представлена зависимость тепло-
производительности QT ТНУ от температуры
нагретой воды, выходящей из конденсатора tWK.
Для сравнения на рис. 2 приведены
зависимости теплопроизводительности ТНУ при
работе на чистых хладагентах R12 и R142. Из приве-
Рис. 2. Зависимость теплопроизводительности QT ТНУ
от температуры нагретой воды twK при различных
температурах хладагента и смеси после регулирующего
вентиля fp.B'.
— смесь; хладагент R12; —• •— — хладагент
R142.
денных графиков видно, что
теплопроизводительность ТНУ, работающей на указанной
смеси, выше, чем при работе на чистом хладагенте
R142, и ниже, чем при работе на чистом R12.
Важной характеристикой, определяющей
эффективность работы ТНУ, является
действительный коэффициент преобразования
электродвигателя
где УУдв — эффективная мощность
компрессора ТНУ.
На рис. 3 дана зависимость действительного
коэффициента преобразования фд от
температуры нагретой воды на выходе из конденсатора tWK.
Среднее значение срд получено достаточно
высоким. Здесь же нанесено значение фд при работе
ТНУ на чистых хладагентах R142 и R12.
Установлено, что значение срд для смеси на 15—20 %
выше, чем для R12, и на 5—10 % ниже, чем для
R142.
Зависимости коэффициента подачи X и
индикаторного КПД r\t компрессора от отношения
давлений нагнетания ph и всасывания рвс
представлены на рис. 4.
8

70 tWK°C
Рис. 3. Зависимость коэффициента преобразования фд
от температуры нагретой воды tUJK при различных
температурах хладагента и смеси после регулирующего
вентиля ^р.в:
— смесь; хладагент R12; — • • хладагент
R142.
ц,л
0,7
0,5
^"^Х
•
1о°°?^
ч tfs>
^^>>
I» ^*>
^5*S
А
Jl
г^.
^Н
-^
t*? п
^^^Уо\
^
2 J 4 5- 6 рн/рзс
Рис/4. Зависимость коэффициента подачи к и
индикаторного КПД T]j ТНУ от отношения давлений рн/рвс-
— смесь; хладагент R12; —• • хладагент
R142.
Сравнение зависимостей X и r\t при работе
ТНУ на смеси, а также чистых хладагентах R12
и R142 показало, что при работе ТНУ на
смеси индикаторный КПД получился
достаточно высоким. Однако он на 0,5—3 % ниже, чем
при работе на чистом хладагенте R142 и на 7—
9 % выше, чем при работе на чистом R12.
Одной из причин этого может быть уменьшение
относительных энергетических потерь из-за более
низкой молекулярной массы R142.
ТНУ проработала в среднем 2200 ч. За время
испытаний не наблюдалось поломок
всасывающих и нагнетательных клапанов. Износы
основных узлов и деталей компрессора не
выходили за пределы допусков. Все это свидетельствует
о том, что серийный компрессор ФУУ400/1
успешно может работать на смеси R12 и R142,
Длительными экспериментальными
исследованиями в промышленных условиях
подтверждена высокая эффективность одновременной
выработки холода и тепла при работе ТНУ на этой
смеси. По сравнению с раздельным получением
тепла для теплоснабжения и холода для
кондиционирования воздуха расход энергии
уменьшился в 2,8 раза и затраты на теплохладоснаб-
жение на 26 %.
Таким образом, проведенные исследования
показали, что установки, работающие на неазео-
тропной смеси R142 и R12, имеют следующие
преимущества:
по сравнению с работающими на чистом R12 —
улучшенные эксплуатационные характеристики
и возможность получения выходящей из
конденсатора горячей воды более высокой
температуры без превышения допустимого давления
конденсации 1,52 МПа, тогда как при
использовании R12 необходимо давление конденсации
более 1,86 МПа. Это значительно расширяет
диапазон применения ТНУ как в
технологических процессах, так и для теплоснабжения
объектов;
по сравнению с работающими на чистом R142—
более высокую теплопроизводительность ТНУ
и более низкую ее стоимость.
Указанные выше преимущества дают
основание рекомендовать неазеотропную смесь
хладагентов R12 и R142 для применения в тепло-
насосных установках при одновременной
выработке тепла и холода.
Полученные характеристики использованы
Грузгипропищепромом при проектировании теп-
лонасосных установок для комплексного тепло-
хладоснабжения чайных фабрик. Исследованная
установка может найти применение для
совмещенного производства тепла и холода и на
других предприятиях пищевой, мясной и молочной
промышленности, а также в сельском хозяйстве.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гомелаури В. И., В е з и р и ш в и л и О. Ш.
Использование холода теплонасосных установок для
технологического кондиционирования воздуха на
чайных фабриках. — Тезисы докладов на VII
Всесоюзном научно-техническом совещании по
кондиционированию воздуха. Тбилиси, 1977.
2. Гомелаури В. И., Везиришвили О. Ш.
Опыт разработки и применения ТНУ. —
Теплоэнергетика, 1978, № 4.
3. Гомелаури В. И., Везиришвили О. Ш.
Тепловой насос на фреоне-142 для сушки чая. —
Холодильная техника, 1977, № 6.
4. Эффективность комплексного
применения теплонасосных установок/ В. И. Гомелаури,
А. И. Мусхелишвили, О. Ш. Везиришвили и др. —
Холодильная техника, 1964, № 6.
2 Холодильная техника № 8
9

НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
УДК [621.565:621.564.22:629.123.441.004.1
Новый судовой аммиачный двухступенчатый компрессорный агрегат
В. П. АФОНСКИЙ, С. Г. ПИНАЕВ, В. В. МАРУЕВА,
Н. Н. ШЕВЛЯКОВА
Московский завод холодильного машиностроения
«Компрессор»
В десятой пятилетке на московском заводе
холодильного машиностроения «Компрессор»
освоен серийный выпуск нового ряда холодильных
поршневых компрессоров на базе компрессора
П110. Они заменили устаревшие компрессоры
типа АУ200, выпускавшиеся заводом с 1960 г.
Завершением нового ряда явилось создание
двухступенчатого аммиачного непрямоточного
поршневого компрессора ПД55 (вместо ДАУ50),
применяемого на судах с неограниченным районом
плавания.
Компрессор ПД55 поставляется в составе
автоматизированного компрессорного агрегата
АД55-7-5 ОМ (рис. 1), в который, кроме него,
входят смонтированные на стальной сварной
раме электродвигатель и маслоотделители обеих
ступеней. Привод вала компрессора
осуществляется от электродвигателя через эластичную
муфту. В комплект агрегата входят также
запорные всасывающие и нагнетательные вентили,
приборы автоматической защиты компрессора
от превышения давления и температуры
нагнетания и от снижения давления в системе смазки.
Нагнетание СНД Яу65
I J Рис. 1. Габаритные и присоединительные размеры двух-
!fc=H ступенчатого судового агрегата АД55-7-5 ОМ,
ю

На нагнетательных линиях за
маслоотделителями установлены обратные клапаны. Каждая
ступень защищена от превышения разности
давлений пружинными предохранительными
клапанами.
Ниже приведены сравнительные
характеристики агрегата АД55-7-5 ОМ и компрессора
ДАУ50 М с электроприводом:
л
Холодо производительность,
кВт
Эффективная мощность, кВт
Температура, °С
кипения
конденсации
Диапазон работы агрегата
по температуре кипения, °С
Максимальная температура
конденсации, °С
Максимальный унос масла
из компрессора, г/ч
Расход охлаждающей
воды, м3/ч
Число цилиндров
СНД
СВД
Диаметр цилиндра, мм
Ход поршня, мм
Описанный объем, м3/ч
при п =960 об/мин
СНД
СВД
при п = 1470 об/мин
СНД
свд
Смазочное масло
Масса, кг
Габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
Компрессор ПД55 восьмицилиндровый,
унифицированный с компрессором П220. Два
цилиндра образуют ступень высокого давления
(СВД), остальные шесть — ступень низкого
давления (СНД). Одинаковые диаметры цилиндров
обеих ступеней обеспечивают отношение
описанных объемов 1:3.
Исходя из анализа нагрузок на коленчатый вал
было сделано следующее разделение ступеней:
первый и пятый цилиндры — СВД, остальные —
СНД. Такое разделение ступеней создает
удобство при сборке всасывающих и нагнетательных
коллекторов и при разводке кабеля для
автоматического регулирования холодопроизводи-
тельности.
Всасывающая полость СВД отделена от
остальных полостей литой перегородкой.
Всасывающая полость СНД соединена с полостью
картера уравнительными отверстиями.
В системе охлаждения рубашек цилиндров
установлены трубопроводы с увеличенным
проходным сечением, что позволяет работать на
забортной воде.
35-7-5 ОМ
67
39
—40
35
-25^- —45
43
160
1
6
2
115
82
^_
450
150
ХА-30
2400
2600
1250
1200
ДАУ50 М
58
34
—40
35
—30- —40
40
250
2
3
1
150
130
396
132
ХА-30
3165
2660
1350
1260
Газовые фильтры, выносные, смонтированы
на передней стенке компрессора. Вертикальное
расположение фильтров обеспечивает удобный
доступ к фильтрующим элементам и уменьшает
габаритные размеры агрегата.
В связи с особенностями работы компрессора
в судовых условиях фильтр грубой очистки
масла размещен в средней части днища картера,
что обеспечивает его положение под уровнем
масла при крене и дифференте судна.
На корпусе фильтра тонкой очистки масла
до фильтрующего элемента установлен
пружинный редукционный клапан, поддерживающий
постоянное давление и предотвращающий
разрыв сетки при увеличении гидравлического
сопротивления в случае ее засорения.
При разработке компрессора ПД55 особое
внимание было уделено уменьшению уноса
масла. Опыт освоения предыдущего ряда
двухступенчатых компрессоров (прямоточных) показал,
что повышенный унос масла может возникать в
цилиндрах СНД, если давление в картере
повысится более чем на 5 кПа по сравнению с
давлением всасывания СНД, так как в этом случае
поток пара, захватывающий масло,
устремляется из картера через уравнительные отверстия во
всасывающую полость, а оттуда в цилиндр.
Давление в картере двухступенчатого
компрессора повышается вследствие перетечек из
всасывающей полости СВД и рабочей полости
цилиндров СНД при повышении в них давления.
Для предотвращения перетечек из всасывающей
полости СВД на нижнем центрирующем пояске
цилиндровой гильзы установлено резиновое уп-
лотнительное кольцо (как и у прямоточных
компрессоров), а для уменьшения перетечек из
рабочей полости СНД в гильзах цилиндров низкого
давления сделаны радиальные отверстия
диаметром 6 мм, расположенные в нижней части
рабочей полости. Пар, прорвавшийся через уп-
лотнительные поршневые кольца, попадает
через эти отверстия во всасывающую полость, а не
в картер.
Первоначально возврат масла в компрессор
осуществлялся через общий штуцер в блок-
картер отдельно из каждого маслоотделителя
обеих ступеней. В процессе испытаний
наблюдался нерегулярный возврат масла из
маслоотделителя низкого давления. Вследствие того что
в маслоотделителе СВД давление гораздо выше,
чем в маслоотделителе СНД, в магистрали
возврата масла низкого давления образовывались
газовые пробки.
В связи с этим была разработана новая
система возврата масла. Масло из маслоотделителя
высокого давления через фильтр и дюзу
(диаметром 0,8 мм) поступает вначале в маслоотдели-
2*
it

тель низкого давления, а затем возвращается в
картер компрессора.
С переходом на новую систему возврата масла
значительно сократился его расход, который при
длительных заводских испытаниях составил в
среднем около 160 г/ч вместо 200 г/ч по
техническому заданию и 250 г/ч у ДАУ50 М.
Для повышения надежности и долговечности
компрессора ПД55 применили:
вместо вкладышей из сплава АСМ вкладыши
из сплава АО 20, менее чувствительные к
обедненной смазке;
втулку верхней головки шатуна из бронзо-
графитовой композиции, полученной методом
порошковой металлургии. Наличие свободного
графита и пор улучшает смазку узла поршневой
палец — втулка верхней головки шатуна;
пластины всасывающих и нагнетательных
клапанов, изготовленные из стали ЗОХГСА со
специальной обработкой синтетическими шлаками,
которая способствует повышению срока службы.
Все это позволило увеличить надежность и
ресурс агрегата АД55-7-5 ОМ по сравнению с
компрессором ДАУ50 М:
Периодичность ремонтов, ч
первый) текущий
второй текущий
средний
капитальный
Ресурс, ч
Компрессор ПД55 снабжен системой
регулирования холодопроизводительности путем
отжима пластин всасывающего клапана
электромагнитным способом. Источником магнитного
поля являются электромагниты постоянного
тока, размещенные в верхних крышках
компрессора, в которые подается ток напряжением 24 В.
При достижении установленного давления на
всасывании СНД от реле давления поступает
сигнал на электромагнитные катушки одного
цилиндра СВД и трех цилиндров СНД — холодо-
производительность снижается на 50 %. В
случае дальнейшего понижения давления поступает
сигнал на отключение компрессора от другого
реле давления, настроенного на более низкое
давление. Когда давление в испарительной
системе повысится до установленного значения,
произойдет пуск компрессора с 50 %-ной
производительностью, а в случае дальнейшего
повышения давления — включатся все цилиндры.
Регулирование холодопроизводительности по
давлению всасывания наиболее приемлемо для
компрессоров, работающих на несколько
потребителей.
В процессе предварительных испытаний
агрегата АД55-7-5 ОМ было выявлено, что холодо-
производительность и, как следствие,
эффективная мощность несколько превышают
установленные техническим заданием значения. Поскольку
энергоресурсы судов ограничены, потребляемая
компрессорами мощность по техническому
заданию не должна превышать 55 кВт. Для
обеспечения возможности работы компрессоров в
полном диапазоне без перегрузки
электросистемы было увеличено линейное мертвое
пространство с 1,2 до 2,9 мм, что уменьшило
действительный описанный объем. Результаты последующих
испытаний агрегата показали, что он
работоспособен во всем диапазоне температур кипения,
при этом его эффективная мощность не
превышает расчетной.
Ниже приведены тепловые и энергетические
показатели в спецификационном режиме (t0 =
__40°С, /К=35°С) агрегата АД55-7-5 ОМ и
компрессора ДАУ50 М (для агрегата АД55-7-
5 ОМ в числителе указаны параметры,
установленные техническим заданием, в знаменателе —
опытные данные):
АД55-7-5 ОМ ДАУ50 М
64/67 58
АД55-7-5 ОМ
4 500
9 000
13 500
27 000
54 000
ДАУ50 М
3 125
6 250
12 500
25 000
50 000
Холодопроизводительность,
кВт
Эффективная мощность, кВт 39/39
Холодильный коэффициент 1,64/1,72
34
1,71
Уровень шума при работе агрегата АД55-7-
5 ОМ, измеренный в условиях заводского стен-
т
130
120
110
100
90
80
70
60
50
W\ I I J _J L_
25 JO 35 W fy5 50
V
?*^y
I
&л/
4/
y-f
№.
1 i
&/
-&/-*
Ш/
7/
/X
л^
55И(,,мВт
Рис. 2. График холодопроизводительности Q0 и
эффективной мощности Ne агрегата АД55-7-5 ОМ.
12

да, на 6—8 дБ (на частотах 125—8000 Гц)
ниже, чем при работе ДАУ50 М, и удовлетворяет
требованиям ГОСТ 12.1.003—76 для машинных
отделений судов с постоянной вахтой.
Теплотехнические испытания агрегата АД55-
7-5 ОМ проводили на стенде завода в составе
холодильной машины по полному циклу
двухступенчатого сжатия.
Действительную холодопроизводительность
компрессора определяли с помощью
дроссельных устройств по непосредственному расходу
пара на всасывающих трубопроводах обеих
ступеней и по тепловому балансу конденсатора и
испарителя.
На рис. 2 приведены графики холодопроизво-
дительности и эффективной мощности агрегата
АД 55-7-5 ОМ.
Агрегат АД55-7-5 ОМ по сравнению с
компрессором ДАУ 50 М надежнее, экономичнее и
удобнее в эксплуатации, у него выше ресурс и шире
диапазон работы, предусмотрены
регулирование холодопроизводительности и автоматический
возврат масла, лучше шумовые характеристики,
меньше габаритные размеры и масса.
Испытания подтвердили правильность
основных расчетных характеристик и выбранных
конструктивных решений.
УДК 621.573:621.318
О возможности создания магнитных холодильных машин
Д-р техн. наук, проф. Л. М. АРХАРОВ,
д-р физ.-мат. наук, проф. Н. Б. БРАНДТ,
А. А. ЖЕРДЕВ
Московское высшее техническое училище
им. Н. Э. Баумана
В магнитных холодильных машинах для
выработки холода используется магнитокалориче-
ский эффект, сущность которого заключается в
изменении температуры Т магнитного вещества
(магнетика) при адиабатическом изменении
напряженности АН магнитного поля. Под
действием внешнего магнитного поля в магнетике
происходит ориентация элементарных магнитных
моментов преимущественно в направлении поля,
что приводит к упорядочению магнитной
системы, и, как следствие, к уменьшению удельной
энтропии s . При этом магнитное поле совершает
работу:
н
. = J мн9
где /¦
намагниченность, которая вызывает нагревание
магнетика.
При адиабатическом (ds=dq/dT=0, где q —
количество теплоты) размагничивании,
наоборот, температура магнетика снижается.
Изменение температуры при изменении поля в
первом приближении описывается формулой:
T(dI/dT)H_9_v._ALJ A)
где — теплоемкость;
индексы H,V и Н,Т-
сн, т
•ДЯ,
- напряженность соответственно
при постоянном объеме и при
постоянной температуре.
Поскольку в магнетиках (dI/dT)HtV<.0
(намагниченность разрушается при нагревании),
знак Ards==0 всегда совпадает со знаком
изменения напряженности поля АН. •
Принцип действия магнитной холодильной
машины состоит в следующем (рис. 1). Твердое
рабочее тело циклически перемещается между
приемником и источником теплоты. В зоне
сильного магнитного поля рабочее тело изотермически
намагничивается и теплота магнетизации
передается приемнику теплоты. В зоне слабого поля
рабочее тело адиабатически размагничивается,
температура его снижается и ему передается
теплота от источника теплоты. После
установления равновесия цикл повторяется.
Приемник теплоты
Ут
Зона сильного
магнитного поля
Рабочее
тело
Зона слабого
магнитного поля
кк
<?*
Источник теплоты
Рис. 1. Принципиальная схема магнитной
холодильной машины с твердым рабочим телом.
13

Попытки реализовать магнито калорический
эффект предпринимались неоднократно.
Известны патенты Эдисона A887 г.) и Тесла A890 г.)
на магнитокалорический генератор
электричества. Идея магнитного охлаждения была
реализована в 30-х годах в области сверхнизких
температур. В 1926 г. Джиок и Дебай
независимо друг от друга предложили использовать
для этой цели адиабатическое размагничивание
парамагнитных солей. Этим способом были
получены температуры вблизи абсолютного
нуля [1]. Однако магнитные холодильные машины-
до последнего времени оставались уникальным
лабораторным оборудованием, применявшимся
для охлаждения до сверхнизких температур
небольших образцов при физических
исследованиях. Джиок и Мак-Дугал в 1933 г. достигли
температуры 0,27 К, а в более
усовершенствованных установках де Гаазу удалось получить
температуру 0,044 К. В обоих случаях
охлаждение осуществлялось при использовании одно-
циклового устройства.
В 1953—1954 гг. было опубликовано
сообщение Даунта и сотрудников о создании первой
магнитной холодильной машины циклического
действия для получения температур 0,2—0,3 К.
В качестве рабочего тела в ней использовалась
парамагнитная соль (железоаммониевые
квасцы) Fe(NH4)(S04J.12H2G [1].
Интерес к магнитным холодильным машинам
(в том числе работающим в области умеренных
температур) значительно возрос в последние
годы, что связано, в первую очередь, с
достижениями физики твердого тела в получении
материалов с большим магнитокалорическим
эффектом и широким диапазоном температур Кюри
(температур перехода из ферромагнитного в
парамагнитное состояние). Использование этих
материалов открывает возможность создания
эффективных магнитных холодильных машин с
твердым рабочим телом [2—6].
Рассмотрим устройство, основные принципы
работы, особенности и преимущества магнитных
холодильных машин с твердым рабочим телом
на примере роторной ' магнитной холодильной
машины (рис. 2, 3).
Ротор изготовлен из парамагнитного
материала, например Gc^SO^-SHgO.
В ободе ротора имеются отверстия для
прохождения теплоносителя, циркулирующего в
двух контурах — холодном и теплом (рис. 2, а).
Холодный контур отбирает теплоту нагрузки
<7Х и передает ее ротору, охлаждающемуся в это
время при размагничивании (процесс AF на
рис. 2, б). Далее ротор попадает в магнитное
поле и намагничивается (процесс FCD на рис. 2, б).
На участке цикла CD теплота намагничивания
9Т отбирается теплым контуром и выводится из
цикла.
Рис. 2. Схема (а) и цикл (б) роторной магнитной холо
дильной машины:
/ — ротор; 2 — насос.
Рис. 3. Эффективность роторной магнитной
холодильной машины для определенных значений т]н, Гх.вх> v, d
при L=2,54 см:
/ — ротор; 2 — насос.
Рабочий ротор (рис. 3) имеет диаметр D,
осевую толщину L и радиальную ширину обода Ь.
Часть объема обода A—/) занята равномерно
рассредоточенными отверстиями диаметром d.
Жидкость входит в ротор с температурой Гвх
и выходит с Твых; Tv — температура ротора.
Степень термодинамического совершенства
генератора холода оценивается величиной
%«ед/ек, B)
где 8Д, ек — холодильный коэффициент соответственно
реального цикла и идеального цикла Карно.
Так как
\ Тт. вых + Тт. вх ' ~.
8к Тх. вых + Тх. вх
степень термодинамического совершенства
опишется уравнением
(Тт. ВЫХ "Т~ Тт. ВХ ,'Y ,,ч
1 X; ВЫХ "Г 1 X. ВХ /
14

где 8Д = qx/l;
I—•затраченная работа;
индексы «т», «х» — принадлежность соответственно
теплому и холодному контуру.
В холодном контуре теплоноситель должен
отдать ротору, вращающемуся с частотой v, с
учетом размагничивания при условии идеального
теплообмена, теплоту
<7х. р = / 4я [°2 - Ф-ЩЦ 1рРГх. pAsv, Ea)
где рр — плотность рабочего материала;
Тх. р — средняя температура ротора во время
теплообмена в холодном контуре;
As — изменение удельной энтропии в результате
наложения или снятия магнитного поля
(наклонные участки цикла на рис. 2, б) во
время прохождения теплоносителя через ротор.
Аналогично в теплом контуре ротор должен
отдать теплоносителю, с учетом усиления
магнитного поля, теплоту
<7т. р - / 4 я [Я2 - (D -26)*] LppfT. pAsv, E6)
где Гт. р — средняя температура ротора во время
теплообмена в теплом контуре.
Для цикла, изображенного на рис. 2, б,
As=0,0094 Дж/(г-К). При плотности материала
ротора рр=3,1 г/см3 получаем:
9х. р = 0,023/ [D2 — (D -26J] Lfx pV> Fa)
?ТфР= — 0,023/ [D* — (D~— 2Ь)Ц Lf,,.pv. F6)
Учтем теперь поправки, связанные с
перетеканием тепла по рабочему ротору из теплого
контура в холодный <7х.прт и из холодного в теплый
<7т.прт и с нагревом жидкости в насосах.
Обозначим падение давления при прохождении
ротора б/?, расход теплоносителя G и эффективность
(КПД) насосов т]н. Тогда
8pxG
~ <7х. прт —
<7х = <7х
9т — 9т. р i 9т. прт ¦
6pTGT
Gа)
G6)
(8)
I = 9т — <7x-f-<7np,
где <7пр — теплопритоки в систему.
Подставляя выражения Gа), G6), (8) в
уравнение D), находим:
4t
Тт. вых ~\~ Тт. вх
9т. р + 9т. прт +
Тх. вых + Тх. вх) ') \ <7х. р— <7х. прт '
- 6>Т Gt/Лн — <7х + ^X. ПРТ + 6/7XGx/Y]H + <?ГпЛ
—брхОх/ лн ;•(9)
Результаты расчета эффективности насосов
по уравнению (9) для низких температур [6]
показали, что абсолютные значения КПД
достигают 0,82—0,94. Это свидетельствует о
перспективности данной схемы магнитной холодильной
машины.
Материалами магнитных холодильных
машин, предназначенных для работы при
комнатных температурах, могут быть только
ферромагнетики (применение парамагнетиков
неэффективно из-за малой намагниченности). Однако
наличие гистерезиса у ферромагнетиков снижает
эффективность машин, работающих в
циклическом режиме. Оптимальными являются
материалы, обладающие большой намагниченностью
и достаточно узкой петлей гистерезиса. Такими
свойствами обладают ферромагнетики в области
фазового перехода из ферромагнитного в
парамагнитное состояние (вблизи точки Кюри). По-
видимому, наиболее удобными материалами
следует считать редкоземельные металлы и их
соединения, в которых варьируется в широких
пределах температура Кюри Тк.
Для получения комнатных температур
наиболее подходящим является металлический
гадолиний (Gd64)c Гк=293 К.
Рассмотрим различные термодинамические
циклы, по которым может работать
холодильная машина с гадолинием. На рис. 4 показан
цикл Карно для этой машины. Он расположен
между двумя линиями постоянного магнитного
поля В=0 и В=7 Тл. При хорошем термическом
контакте между рабочим телом и приемником
теплоты возможно квазиизотермическое
намагничивание гадолиния (процесс AN,
аналогичный процессу изотермического сжатия в
газовом цикле). Затем следует адиабатическое
размагничивание (процесс NC), при котором
температура снижается на 12 К. В замкнутом цикле
в точке D прекращается адиабатическое
размагничивание и начинается изотермическое
размагничивание. Цикл замыкается адиабатическим
намагничиванием (процесс EF). При этом
изменение температуры рабочего тела в цикле Карно
320
3/0
300
290
280
270
260
250
.
4
*/
V
№
у/
/у
4
/С
У
1/
7Е
А—\
7,0 12 & 7,6 7,8 8,0. 8,2 8ft 8y6s/R
Рис. 4. Цикл Карно для магнитной холодильной
машины с твердым рабочим телом (гадолинием).
15

(процесс FNDEF) составляет лишь около 6 К,
а изменение молярной энтропии ~0,1/? (R —
удельная газовая постоянная).
Как известно, цикл Карно не реализуется на
практике в холодильных машинах с
газообразным рабочим веществом из-за малой удельной
холодопроизводительности. Аналогичная
ситуация имеет место и в магнитных холодильных
машинах. Для практической реализации
магнитного охлаждения необходим цикл, в котором
изменение температуры было бы существенно
больше.
Чтобы пояснить сказанное, представим
энтропию твердого рабочего тела в следующем виде:
s = sM + sp+s3, A0)
где sM—магнитная энтропия;
Sp, s3 — энтропии соответственно кристаллической
решетки и электронов, практически не
зависящие от магнитного поля.
На рис. 5 в координатах температура —
магнитное поле показаны линии магнитной
энтропии sMl>sM2>sM3 и суммарной энтропии
решетки и электронов Sp3+Sa3>5p2+S92>spi+
+s3l (KL — процесс адиабатического
намагничивания рабочего тела, LK — процесс
размагничивания). Колебания атомов решетки и
электронное взаимодействие снижают эффективность
работы магнито-моментной системы, так как
векторы градиентов скалярных полей,
составляющих энтропии sM и sp-fs3, образуют
некоторый угол. Действительно, в магнитном поле
sM понижается, a sp и sd повышаются, так как
при адиабатическом намагничивании
выделяется тепло.
В процессе с постоянной намагниченностью
рабочего тела sM=const (линия K'L') величина
ДТ при одинаковом изменении магнитного поля
больше,_чем в процессе адиабатического
намагничивания (линия KL). В первом случае теплота
намагничивания частично отводится
(подводится при размагничивании) от рабочего тела^
посредством регенератора.
Чем больше крутизна линии намагничивания
в координатах Т—Б, тем выше значение AT.
Чтобы получить максимально возможное
значение Д7\ необходимо в регенераторе отбирать
теплоту у рабочего тела при B=const, а
сообщать при В =0, что соответствует процессам
регенерации при постоянном объеме в газовом
цикле Стирлинга.
На рис. 6, а [3] по оси абсцисс отложена
активная часть общей приведенной энтропии —
sjR. Цикл FNDEF представляет собой цикл
Карно, перенесенный с рис. 4. Площадь его
меньше, чем площадь регенеративного цикла
Карно NJJKN с процессами, протекающими при
sM=const. Максимальное изменение
температуры AT, возможное в этом цикле, достигает 46 К
(при температуре приемника теплоты 340 К).
На рис. 6, б [3] изображен цикл ACLMNA,
в котором рабочее тело взаимодействует с
регенератором при постоянном магнитном поле. Этот
цикл иногда называют магнитным циклом Стир--
линга. Он обладает большей холодопроизводи-
тельностью, чем циклы Карно.
При реализации холодильных циклов с
твердым рабочим телом возникает трудная и
интересная проблема регенерации теплоты.
Существуют предложения использовать для этой цели
промежуточный жидкий теплоноситель. На
рис. 7 показан очень простой способ реализации
магнитного цикла Стирлинга.
Регенератор представляет собой
вертикальную цилиндрическую колонну с жидкостью, в
которую погружено твердое рабочее тело,
имеющее развитую теплообменную поверхность.
Змеевик в верхней части (холодильник) отводит
теплоту намагничивания, в нижней части
расположен теплообменник нагрузки (охладитель).
3=0
B-const В
16 1,7 1/ 1,9 2,0 2,1 2,2 sM/R
а
1,6 1,7 1,8 1,3 2,0 2,1%.
5
ft
Рис. 5. Зависимость составляющих удельной
энтропии s твердого рабочего тела (гадолиния) от
температуры Т и магнитного поля В.
Рис. 6. Циклы магнитной холодильной машиь
твердым рабочим телом (гадолинием):
а — регенеративный цикл Карно; б — цикл Стирлинга.
16

/*
\
Теплый конец
г
\
Холодный ноне и ^—"'
Рис. 7. Схема реализации цикла Стирлинга в
магнитной холодильной машине:
/ — холодильник; 2 — охладитель; штриховая окружность —
переменное магнитное поле, сплошная окружность —
постоянное.
Цикл начинается с изотермического
намагничивания рабочего тела в верхнем положении.
Затем в постоянном поле рабочее тело
перемещается в нижнюю часть регенератора, отдавая
теплоту. Там поле уменьшается до нуля, и
рабочее тело, охлаждаясь, снимает тепловую
нагрузку. После этого оно движется вверх,
охлаждая жидкость. Цикл повторяется до тех пор,
пока не установится постоянный градиент
температуры в колонне-регенераторе.
Из-за неэквидистантности кривых
постоянного поля (см. рис. 6, б) путь MNA больше пути
CL. Чтобы их уравнять, можно варьировать
при движении рабочего тела вверх таким
образом, чтобы процесс шел по линии MF.
В настоящее время достигнут в простейшем
устройстве температурный перепад в 47 К [3].
Была использована цилиндрическая
регенеративная колонна, аналогичная показанной на
рис. 7, но без нагрузки и петли охлаждения.
Один моль рабочего вещества (гадолиния)
помещали в регенеративную колонну. Рабочее
тело состояло из пластин толщиной 1 мм с
проволочными перегородками. Регенерирующая
жидкость проходила его насквозь в вертикальном
направлении. Устройство имело электромагнит
с водяным охлаждением. Колонна, вмещающая
регенерирующую жидкость (объем 400 см3,
состав — 80 % воды и 20 % этилового спирта),
совершала возвратно-поступательное движение
вверх — вниз, как показано на рис. 7. После
50 циклов температура в верхней части
регенеративной колонны составляла 319 К, в
нижней — 274 К (начальная температура —
комнатная).
Было испытано также усовершенствованное
устройство [4]. Рабочее тело подвешивали
неподвижно в центре охлаждаемого водой солено-
3 Холодильная техника № 8
ида, поле которого увеличивалось от 0 до 7 Тл
за 5 с и уменьшалось от 7 до 0,1 Тл за 6 с.
Колонна-регенератор высотой 102 см была
заполнена этанолом и водой E0 и 50 %). Регенератор
поднимался и ^опускался с помощью
реверсивного мотора.
После семи циклов температура жидкости на
дне достигала 273 К, после 50 циклов снижалась
до 256 К. Каждый цикл длился в среднем 60 с.
Теплота, переданная из нижней части колонны,
и затраченная работа передавались в верхнюю
часть колонны, температура которой в
конечном счете достигала 322 К. Наибольший
температурный перепад, который был достцгнут,
составил 80 К, между 248 и 328 К [4].
Холодопроизводительность в этих
экспериментах не измеряли. Однако по температурному
распределению в колонне-регенераторе можно
сделать вывод, что начальная
холодопроизводительность составляла 34, а конечная — 6 Вт.
При сокращении времени цикла до 1 с можно
ожидать, что fхолодопроизводительность
машины, при ^использовании 0,9 кг гадолиния,
достигнет величины порядка 3 кВт.
Возможным вариантом конструкции
магнитной холодильной машины, предназначенной для
получения комнатных температур, является
роторная схема охладителя, работающего по
циклу Стирлинга [6]. Основной частью конструкции
является ротор из гадолиния с пористой
структурой.
Был построен и. испытан миниатюрный
вариант этого устройства с постоянным магнитом
и ротором, выполненным из листов гадолиния
толщиной 0,5 мм. Однако из-за чрезмерных
утечек и механического трения магнита о листы
гадолиния его холодопроизводительность не
превышала нескольких ватт, а снижение
температуры — нескольких Кельвинов [6].
Для гадолиния в области точки Кюри
изотермическое |изменение молярной энтропии в
магнитном поле 5=7 Тл составляет 0,2/? [3].
У газа, состояние которого далеко от точки
кипения, она изменяется на Rln pjp2. При
увеличении отношения давлений pjp2 в цикле от 3
до 100 соответствующее повышение молярной
энтропии составляет A,1—4,6) R, что примерно
в 5,5—23 раза больше, чем у гадолиния. Однако
у магнитного рабочего тела плотность
существенно больше и температура практически на нее
не влияет. Молярный объем газа 22400 см3,
а гадолиния 20 см3, поэтому молярная
плотность гадолиния более чем в 1000 раз превышает
молярную плотность газа, если, конечно, он не
находится в сжатом состоянии. В результате
этого изменение молярной энтропии на единицу
объема у гадолиния в 44—182 раза выше
аналогичного изменения молярной энтропии у газа,
17

что делает магнитные охладители более
компактными.
Кроме того, применение твердых рабочих тел
в холодильных машинах и тепловых насосах
дает возможность значительно повысить
надежность систем охлаждения.
Вместе с тем следует отчетливо представлять,
что технические трудности создания магнитных
холодильных машин, связанные главным образом
с проблемой создания сильных магнитных полей,
не преодолены и поэтому их промышленное
производство может рассматриваться только в
перспективе. Особое значение приобретает
задача создания пригодных для этих целей
эффективных рабочих материалов, компактных
малоэнергоемких магнитов и использования
постоянных магнитов.
Опыт создания магнитных холодильных
машин показывает, что они] вполне
работоспособны, и поэтому целесообразно их дальнейшее
детальное исследование.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ'ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ченцов Р. А. — Успехи физических наук, 1957,
т. 51, вып. 2.
2. Barclay J. A., Steyert W. A., Zrud-
s k у P. R. — XV International Congress of
Refrigeration. Prepr. В1/75, 1979.
3. Brown G. V. — J. Appl. Phys., 1976, Vol. 47,
№ 8.
4. Brown G. V. Papell S. S. — J. Appl. Phys.
Letters, 1978.
5. Rosenblum S. S., Pratt W. P.,
Steyert W. A. Los-Alamos Scientific Laboratory Report
LA-6581, Prepr., 1977.
6. S t e у e r t W. A. — J. Appl. Phys., 1978, Vol. 49,
№ 3.
УДК 628.84.004.1:629.114.6
Установка кондиционирования воздуха для легкового автомобиля
Л. Я. ПЕТРУШАНСКАЯ, С. К. ДОНЦОВ, А. И. ИЩЕНКО,
Р. И. КОРШУНОВА, канд. техн. наук В. А. ШВАРЦ,
ПОАТ «Харьковский турбинный завод» им. С. М. Кирова
Для легкового автомобиля «Москвич» модели
2140 разработана установка кондиционирования
воздуха КТ-0,ЗА-01, предназначенная для
охлаждения и осушения воздуха в салоне.
Автомобильный кондиционер (рис. 1)
выполнен в раздельном исполнении и состоит из
автономных элементов: холодильного компрессора
с электромагнитной муфтой, воздухоохладителя,
конденсатора, ресивера, пульта управления и
монтажной арматуры.
Воздухоохладитель устанавливают в салоне
автомобиля справа под щитком приборов, пульт
управления — возле водителя, конденсатор
монтируют перед радиатором, компрессор крепят
к блоку двигателя автомобиля, ресивер
размещают в подкапотном пространстве.
Система автоматического регулирования
обеспечивает поддержание заданной температуры
в салоне путем включения и отключения
компрессора посредством электромагнитной муфты.
Привод компрессора осуществляется клиноременной
передачей через электромагнитную муфту
непосредственно от коленчатого вала двигателя
автомобиля.
Подачу в кабину кондиционированного
воздуха можно регулировать изменением частоты
вращения вентиляторного агрегата
воздухоохладителя.
Техническая характеристика'кондиционера КТ-0,ЗА-01
Холодопроизводительность при
частоте вращения компрессора 50 с1,
Вт (ккал/ч)
Расход воздуха максимальный, м3/ч
Максимальная мощность,
потребляемая компрессором, кВт
Напряжение постоянного тока, В
Максимальная потребляемая
электрическая мощность, кВт
Масса кондиционера, кг
Хладагент
Масло
Масса R12, кг
3000 B600)
300
3,3
12
0,14
36
R12
Синтетическое
ХС-40
(ТУ 38401 51—73)
1,2
Рис. 1. Автомобильный кондиционер:
/ — конденсатор; 2 — компрессор; 3 — вентиляторный агрегат;
4 — испаритель.
is

Для автомобильного кондиционераТбыл
разработан, изготовлен и испытан холодильный
компрессор открытого типа, работающий при
переменной частоте вращения от 15 до 100 с",
обеспечивающий холодопроизводительность
кондиционера соответственно от 1,5 до 4 кВт во
всем диапазоне рабочих режимов.
Техническая характеристика компрессора
Холодопроизводительность, кВт*(при 6,5
частоте вращения п = 50 с" и
температурах: кипения f0=5°C,
конденсации ?к = 50 °С, на всасывании
в компрессор ^км1=20°С)
Мощность на валу, кВт (при тех же 3
условиях)
Число цилиндров 2
Диаметр цилиндра, мм 50 •
Ход поршня, мм 26
Геометрический объем цилиндров, см3 102
Взаимное расположение цилиндров Рядное
Габаритные размеры, мм 199x112x221
Масса, кг 8
Корпус компрессора, поршни, шатуны,
головка блока, поддон и крышки корпуса
алюминиевые, коленчатый вал чугунный, клапанная
доска стальная.
Основные характеристики компрессора
приведены на рис. 2.
Испытания компрессоров были проведены на
калориметрическом стенде [2] согласно ГОСТ
1240—71.
Воздухоохладитель кондиционера состоит из
вентиляторного агрегата, испарителя с
терморегул ирующим вентилем ТРВ-2, корпуса с
распределительной решеткой.
Вентиляторный агрегат крепится к задней
стенке корпуса воздухоохладителя.
Я
0,7
0,6
0,5
ол
0,3
0
HfrK&ih
-5,0
-W
-3,0
-2,0
-to
- 0
Q0>dm
-5000
-woo
-3000
-2000
-WOO
L- О
16,7 33,3 50,0 66,7 63,3 n,c'1
Рис. 2. Характеристики холодильного компрессора
при /К=50°С:
Qo — холодопроизводительность; N — мощность на валу; А, —
коэффициент подачи; ? — компрессор фирмы «Мицубиси».
В корпусе вентиляторного агрегата
установлено диаметральное рабочее колесо, состоящее
из двадцати четырех лопаток, соединенных двумя
дисками. Один из дисков насажен на вал
электродвигателя, второй зафиксирован в само
устанавливающемся подшипнике. Диаметр рабочего
колеса 85 мм, длина 177 мм.
Испаритель с ТРВ-2 установлен в корпусе
воздухоохладителя. Воздух, всасываемый
вентилятором, проходит через испаритель,
охлаждается и через направляющие решетки подается
в салон автомобиля.
Испаритель трубчато-ребристый, трубы
медные диаметром 10x0,5 мм, поперечный шаг труб
20 мм, продольный — 26 мм, ребра
алюминиевые толщиной 0,3 мм, шаг оребрения 2,5 мм,
полная теплопередающая поверхность 3,54 м2,
коэффициент оребрения 14.
Конденсатор представляет собой трубчато-
ребристый двухрядный теплообменник. Трубы
медные диаметром 10x0,5 мм, ребра
алюминиевые толщиной 0,3 мм, шаг оребрения 3 мм,
полная теплопередающая поверхность 2,71 м2.
Холодопроизводительность
воздухоохладителя и работоспособность приборов автоматики
и регулирования определяли в климатической
камере; аэродинамические характеристики
воздухоохладителя в сборе и отдельных его
элементов — в камере всасывания согласно
ГОСТ 10921—74; аэродинамические и
теплотехнические характеристики конденсатора — в
аэродинамической трубе открытого типа,
оборудованной электрокалориметром и
холодильной машиной.
Все виды испытаний проводили по
программам и методикам, разработанным совместно с
Ленинградским технологическим институтом
холодильной промышленности.
Для получения сравнительных результатов
были испытаны элементы импортных
кондиционеров: в климатической камере —
воздухоохладители фирм «Мицубиси» и «Хитачи»; в
аэродинамической трубе — конденсаторы фирм «Ара»
и «Легай», аналогичные по конструкции
конденсатору кондиционера КТ-0,ЗА-01; на
калориметрическом стенде — компрессоры фирм
«Мицубиси» и «Дизель-Кики».
Холодопроизводительность кондиционера
КТ-0, ЗА-01 составляет 2000—3500 Вт (рис. 3, а)
соответственно при температурах кипения —15 °С
(л=16,6 с-1) и -17 °С (я=50 с-1).
Коэффициент охлаждения
воздухоохладителя [1]
Ло =
^В1 tr
*щ-
где tBi, tB2mmm температура на входе и на выходе из
воздухоохладителя, °С,
3*
19

3,5
3,0
2,5
Ю
1.5
to
~x
?^
О
¦
fl~4fe
^>.
v^C
fs
??
T-
ъ
0,6
/76
ол
¦
~\^x^
b_
1-16 -ft 42-10 -8 -6 tQ°C
a
25 35
ЩрС
tH,°c
80
70
60
50
^0
30
I
-L
^
i
I
K.
. <
>
' |
I
i !
^"—f*—.x
, ;
I |
—! Ф
i i I
/ 0
2 4 6 8 10 12-цм/с
z
2 ^ 6 в 10 12 jam.'с
6
Рис. 3. Характеристики кондиционера КТ-0,ЗА-01:
a_Q0=f(*0) при *к = 50 °С, ф = 40 %, GB = 290 м3/ч; б —
Tj0 = f (/В1) при tK = 50 СС; в — tK=f (v) при t0= — 5°C, *К.В1 =
= 28 °С;
Д/„
iK B— f (и) (А^к#в — нагрев воздуха в
конденсаторе) при t0=— 5°С, /К>В1=28 °С; X — 50,0 с-1; С— 33,3 с";
ф — 16,6 с *; ? — кондиционер фирмы «Мицубиси»; л —
кондиционер фирмы «Легай».
изменяется в пределах 0,55—0,6. Такой же
коэффициент охлаждения и у воздухоохладителя
фирмы «Мицубиси» (рис. 3, б).
Дорожные испытания в районе Ашхабада при
температуре окружающего воздуха 35—40 °С
показали, что кондиционер поддерживал
температуру воздуха в салоне автомобиля «Моск-
ич» на 6—8 °С ниже наружной.
Эффективность работы конденсатора
характеризуется температурой конденсации, которая
зависит от тепловой нагрузки и интенсивности
обдува конденсатора набегающим потоком
воздуха.
Скорость воздуха v в живом сечении
конденсатора при скорости движения автомобиля
20 км/ч составила 2,4 м/с, а при 80 км/ч —
8 м/с. Разность между температурами
конденсации tK и набегающего потока воздуха tK.Bl
равна 6—7 °С при частоте вращения компрессора
16,6 с-1 и скорости воздуха в живом сечении
2 м/с; при скорости воздуха 10 м/с и частоте
вращения 50 с-1 она достигает 30—32 °С, при
этом воздух в конденсаторе нагревается на 3—
4°С (рис. 3, в, г).
Аэродинамическое сопротивление
конденсатора при скорости движения автомобиля 40 км/ч
составляет 9,8 Па A кгс/м2), при 100 км/ч —
118 Па A2 кгс/м2); аэродинамическое
сопротивление воздухоохладителя КТ-0,ЗА-01 при
расходе воздуха GB=290 м3/ч — 52 Па
E,3 кгс/м2).
Результаты испытаний кондиционера
КТ-0, ЗА-01 показали, что его теплотехнические
и аэродинамические характеристики
соответствуют уровню аналогичных кондиционеров
иностранных фирм.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. 3 а х а р о в Ю. В., А н д р е е в Л. М.
Оборудование судовых систем кондиционирования воздуха.
Л., Судостроение, 1971.
2. Якобсон В. Б. Малые холодильные машины.
М., Пищевая промышленность, 1977.
УДК [66.046.3:66.06-032.251.003.13.004.1
Технико-экономические показатели и конструктивные решения
кристаллогидратных опреснителей
Канд. техн. наук Л. Ф. СМИРНОВ, Ю. П. ДЕНИСОВ
Физико-химический институт АН УССР
Общеизвестны перспективы опреснения воды
кристаллизационными методами (контактным
вымораживающим и кристаллогидратным).
Согласно экономическим оценкам, стоимость воды
с исходным солесодержанием выше 1 %,
опресненной кристаллизацией, прогнозируется в 2—
2,5 раза ниже, чем опресненной дистилляцией, и
примерно в 1,5—2 раза ниже, чем опресненной
мембранными методами (электродиализом и
обратным осмосом). При опреснении
слабосоленой (до 1 %) воды- экономические показатели
мембранных^ и кристаллизационных методов
примерно сопоставимы.
Кристаллогидратный процесс, наряду с
достоинствами, присущими вымораживанию, —¦
низкие удельные затраты работы, контактный
теплообмен, минимальная коррозия, дешевые
конструкционные материалы, например бетон,
незначительная предварительная обработка
воды, нечувствительность к загрязнению и к
значительным изменениям состава исходной воды,
возможность предельного разделения исходной
воды на воду и соли в одном процессе [5], — имеет
и потенциальные преимущества — использование
низкопотенциального тепла либо природной раз-
20

ности температур теплой поверхностной и
холодной глубинной морской воды [1, 3]; создание
комбинированных циклов, в которых, наряду с
опреснением воды, возможно получение холода,
работы (в теплоиспользующем цикле), а также
солей, тяжелой воды.
В результате углубленных
экспериментальных исследований в технологии опреснения
кристаллизацией в последнее десятилетие
достигнуты существенные успехи.
Производительность кристаллизаторов по льду
благодаря интенсификации перемешивания
(методом удара струй соленой воды и агента)
удалось повысить с 0,2—0,4 до 6,0 т/(ч-м3) объема
кристаллизатора.
Применение противоточной промывочной
колонны затопленного типа, работающей по
принципу вытеснения соленой воды с поверхности
кристаллов льда фронтом пресной воды,
повысило производительность процесса промывки льда
с 0,6—1,0 т/(ч-м2) поперечного сечения
колонны, что характерно для колонн дренажного
типа, до 10—20 т/(ч-м2).
Имеются положительные результаты опытов
промывки гидратов с получением пресной воды,
содержащей около 0,01 % соли [6]. Потери
пресной воды, расходуемой на промывку, были,
однако, весьма велики (до 28 %), что можно
объяснить значительной прессуемостью гидрат-
ного слоя при больших разностях давлений в
процессах фильтрации.
Трудности промывки гидратов преодолены
путем поддержания в различных частях сепара-
ционно-промывочной колонны определенных и
различающихся термодинамических условий,
препятствующих образованию гидратов внутри
колонны при движении гидратного «поршня»
[4]. Это позволило снизить разность давлений
при фильтрации на порядок.
Производительность колонны по воде, вошедшей в состав
гидратов, составила 2т/ (ч-м2), потери пресной воды,
расходуемой на промывку, 10—12 %, солесо- *
держание опресненной воды 0,12 %.
Технически кристаллогидратный способ во
многом аналогичен контактному
вымораживанию. Однако более высокие температуры
процессов, приближающиеся к температуре
окружающей среды, дают возможность для ряда гид-
ратообразующих хладагентов (R31, хлорметил)
заменить двухступенчатый холодильный цикл
на одноступенчатый теплонасосныи и улучшить
экономические показатели процесса опреснения.
Цель настоящей работы — разработка новых
одноступенчатых циклов и схем кристаллогид-
ратных опреснителей.
На фазовой диаграмме (рис. 1, а) для системы
хлорметил — вода показаны процессы и
параметры узловых точек теплонасосного кристал-
логидратного цикла. Параметры точки А ха-
р,пПа
700
600
500
чОО
оОО
200
too
9,
25Э.
1 1
1
i
1
1
1
1 i
ZNaCL OXNaCl
iTHb
'Til'
1 Г
41
/1
Мк
7\"
1
и
ч
л
^.
Ып
bUL^
ш
W г
1 1
щ
Г V
1
1
\a,fy
,.-
I 5|
Щ
* г
ю п re гг 2в зо t,°c
Исходный раствор
Рис. I. Цикл (а) и схема (б) кристаллогидратного
теплонасосного опреснителя (КО):
/, 7, 9, 10, 14, 17 — насосы; 2 — кристаллизатор; 3 —
конденсатор; 4 — холодильный компрессор; 5 — плавитель; 6 —
отстойник; 8 — промывочная колонна; 11 — деаэратор- 12 15 —
двухступенчатый дегазатор соответственно пресной' воды и
рассола; 13 — газатор; 16, 18 — компрессоры.
растеризуют образованию гидратов в
кристаллизаторе; А—1 — сжатие кристаллогидратной
суспензии насосом 1 (рис. 1, б); 1—2 — сепарация
и промывка гидратов от рассола в промывочной
21

колонне; 2—В — нагрев гидратов в плавите-
ле 5; В — плавление гидратов, в результате
которого образуются пресная вода и жидкий агент;
В—5 — подогрев жидкого агента в плавителе;
5—3 — дросселирование агента регулирующим
вентилем с подачей в кристаллизатор 2\ 3 —
кипение агента; 3—А — нагрев газообразного
агента до температуры гидратообразования; 3—
4 — сжатие агента компрессором 4\ 4—5 —
охлаждение сжатого агента в плавителе 5\ 5 —
конденсация охлажденного сжатого агента в
плавителе и дополнительном конденсаторе 3.
Кристаллогидратный опреснитель (КО)
работает по следующей схеме (см. рис. 1,6).
Исходный раствор подают в деаэратор 11, в
котором из него вакуум-насосом удаляют
растворенные газы*. Затем насос 17 направляет раствор
в газатор 13, где он при давлении 360 кПа
поглощает гидратообразующий агент,
извлеченный с помощью компрессоров 18 и 16 из
пресной воды и рассола, проходящих
двухступенчатый дегазатор соответственно пресной воды 12
и рассола 15 на выходе из КО. После газатора
раствор насосом 14 подается в кристаллизатор 2.
Здесь при смешивании с кипящим хлорметилом
образуются кристаллогидраты при давлении
360 кПа и температуре 12,3 °С. Насос /
перекачивает суспензию A0—15 %-ную смесь — по
массе твердых гидратов и рассола) в
промывочную колонну 8, в которой происходят сепарация
и промывка гидратов. Большая часть рассола,
выводимого из колонны, возвращается в
кристаллизатор, а меньшая часть после извлечения из
него хлорметила в дегазаторе 15 удаляется
насосом 9 из установки. Промытые кристаллы
скрепером подаются в плавитель 5, где при давлении
540 кПа и температуре 22,4 °С гидраты плавятся
под действием тепла конденсации агента,
сжатого в компрессоре 4. В отстойнике 6,
вследствие разности плотностей, разделяются
жидкие агент и вода. Хлорметил дросселируется в
кристаллизатор. Часть пресной воды насосом 7
направляется на промывку гидратов, другая
часть — через дегазатор 12 выводится насосом
10 из КО в качестве продукта. Для компенсации
теплового разбаланса установки используется
конденсатор 3.
При наличии охлаждающей воды с
температурой на 5—6 °С ниже температуры
гидратообразования агента и низкопотенциального тепла
возможна работа теплоиспользующего кристал-
логидратного опреснителя (ТКО), в котором
теплота гидратообразования отводится холодной
водой, а для плавления гидратов используется
тепло низкого потенциала D0—50 °С) [1].
Количество циркулирующего агента в таком цикле
уменьшается в 4—5 раз. В ТКО нет
холодильного компрессора и конденсатора, однако в
кристаллизаторе и плавителе необходимы тепло-
передающие поверхности (рис. 2).
Рис. 2. Цикл (а) и схема (б) кристаллогидратного
теплоиспользующего опреснителя (ТКО):
J, 7, 9, 10, 14, 17 — насосы; 2 — теплообменник
кристаллизатора; 3 — кристаллизатор; 4 — теплообменник плавителя; 5 —
плавитель; 6 — отстойник; 8 — промывочная колонна; // —
деаэратор; 12, 15 — двухступенчатый дегазатор соответственно *Г
пресной воды и рассола; 13 — газатор; 16, 18 — компрессоры.
Исходный раствор
Пресная
3,92% NaCI
Горячая
t°C
Уг1
Холодная
Soda
22

Недостаток ТКО состоит в невозможности
достигнуть высокого коэффициента извлечения
пресной воды, ограничиваемого температурой
охлаждающей воды (см. рис. 2, а — обозначения
на схеме соответствуют рис. 1, а).
Повысить коэффициент извлечения пресной
воды в ТКО можно с помощью эжектора. В этом
случае опреснительная теплоиспользующая
ступень становится одновременно и
концентрирующей (рис. 3).
Исходный раствор подают в теплообменник 2
кристаллизатора 3, в котором две ступени
парового эжектора 9 создают вакуум. При кипении
раствора теплота гидратообразования отводится
через поверхность теплообменника.
Предварительно сконцентрированный!в результате
испарения раствор смешивается насосом 13 с ре-
циркулирующим рассолом и смесь подается в
кристаллизатор, где концентрация доводится
до расчетной. Насос / направляет кристалло-
гидратную суспензию в двухступенчатую
промывочную колонну 12 (условно показан один
аппарат), в которой гидраты промывают от
рассола исходным раствором (не показано на
схеме), а затем пресной водой.
Промытые кристаллы скрепером сбрасываются
в плавитель 6. При подводе горячей воды в
теплообменник 5 плавителя они нагреваются и
плавятся. Жидкий агент из отстойника возвращается
в кристаллизатор. Пресную воду направляют
частично на промывку, а остальную —
потребителю.
Охлаждающая
бода
\Рассол
Исходный
растбор
Рис. 3. Схема ТКО с двухступенчатым эжектором (блок
дегазации-газации не показан):
/, 4, 11, 13 — насосы; 2 — теплообменник кристаллизатора; 3 —
кристаллизатор; 5 — теплообменник плавителя; 6 — плавитель;
7 — конденсатор; 8 — вакуум-насос; 9 — двухступенчатый
паровой эжектор; 10 — паровой котел; 12 — промывочная колонна.
Греющим источником для генерации рабочего
пара эжектора может служить горячая вода с
температурой 50—60 °С, испаряемая в котле 10.
Охлажденная в результате испарения до 45—
55 °С вода поступает в теплообменник
плавителя. Здесь, отдавая тепло на плавление гидратов,
она еще более охлаждается и затем отводится
насосом 4.
Смесь рабочего и эжектируемого пара из
двухступенчатого эжектора подается в
конденсатор 7, где она конденсируется с помощью
охлаждающей воды. Неконденсирующиеся газы
удаляются из конденсатора вакуум-насосом 8.
Использование двух ступеней парового
эжектора позволяет концентрировать раствор до
состояния насыщения и вести работу ТКО вплоть
до режима разделения раствора на воду и соль
(при двухступенчатой промывочной колонне).
В режиме опреснения необходимая степень
сжатия эжектируемого пара уменьшается в
связи с ростом температуры гидратообразования
в кристаллизаторе и работа ТКО обеспечивается
одной ступенью парового эжектора.
В результате увеличения температурного
интервала цикла ТКО, т. е. разности температур
плавления гидратов и их образования,
преодолеваются трудности при колебаниях, например,
сезонных температур окружающей среды и
горячего источника. Расширение температурного
интервала цикла позволяет также использовать
другие гидратообразуюшие агенты, причем
такие, у которых температура верхней
инвариантной точки (точка С, см. рис. 1, а, 2, а) ниже
температуры окружающей среды.
В табл. 1 сравниваются удельные
энергетические показатели (на 1 м3 опресненной воды)
теплонасосного и теплоиспользующего кристал-
логидратных циклов на хлорметиле. Для всех
циклов принято: выход пресной воды в
кристаллизаторе C=0,1, расход пресной воды на
промывку 0,05 кг/кг Н20, КПД насосов и
компрессоров 0,8.
Связь между солесодержанием и
коэффициентом извлечения выражается формулой:
Si
Эксергетический КПД определяли по
выражению:
т] = -
^mln
I
Тг~Т0>
где Wmin = / (Si, т, Т0) —минимальная работа
опреснения.
Несмотря на более высокие значения At2
и 7\, эксергетический КПД схемы на рис. 3
не ниже эксергетического КПД схемы на рис. 2.
Это объясняется большей минимальной рабо-
23

Таблица 1
Вид А
Показатели
* о
5.4
arc
* нЛ
1 3 —
не *й
онасос
тактны
н, рис.
ч и о
с о 8
ь5о
Л
О)
IS"
2 Й к
>»s a,
сп\0
лоЛ*
Ч О Г
С С о
° « Я
я н 5
2~?
5 ч <и
с « и
«so
Н Я" С
|*3 S S
2 S Щ g
о S «
«--ЛИ
я о 2 с^
к I s ? si
, a s й а> к
Н Я ет з* О.
Температура исходного
раствора Г0, К (°С)
Концентрация, % NaCl
исходного раствора 5i
сбросного рассола Sa
Коэффициент извлечения
пресной воды т
Разность температур в
процессах, °С
гидратообразования Д7\
плавления гидратов АТ2
теплопередачи при гидрато-
образовании Д?х
теплопередачи при
плавлении гидратов Л/2
Температура горячей воды 7\,
К (°С)
Затраты электроэнергии,
МДж/м3 Н20
на работу насосов
на работу компрессоров
холодильной машины
дегазаторов
на перемешивание в
кристаллизаторе ,'^^М^#- •*$
Удельный расход
электроэнергии /, МДж/м3 Н20
Удельные затраты тепла д,
МДж/м3 Н20
Эксергетический КПД
293 B0)
2
9,26
0,8
1,5
2,0
2,0
1,0
3,83
21,5
4,1
2,8
32,23
10,3
283 A0);
2
3,92
0,5
1,5
2,0
5,8
9,6
313 D0)
3,43
5,1
3,5
12,03
390,1
4,54
288A5)
9,26
26,3
0,714
1,5
2,0
3,5
25
328 E5)
6,86
2,8
1,7
11,9
1750
7,68
той Wmln при разделении высоко
концентрированных рассолов.
Существенно снизить капитальные затраты на
создание опреснителей можно применением
бетонных конструкций, покрытых изнутри
герметизирующей оболочкой (например, на основе
эпоксидных смол ЭП-00-10). При
горизонтальном исполнении бетонного модуля (рис. 4)
производительность опреснителя регулируется
изменением только длины модуля, включающего
основные аппараты, расположенные в
поперечном сечении так, что стенка одного является
стенкой другого. При такой компактной
компоновке опреснителя уменьшаются общая
поверхность аппаратов, работающих под давлением,
и длина трубопроводов. В результате
применения дешевого бетона стоимость опреснителя на
30—50 % ниже стоимости установки такой же
производительности, построенной по
традиционному принципу раздельной компоновки
аппаратов.
Рис. 4. Поперечное сечение бетонного модуля „кристад-
логидратного опреснителя:
1 — транспортный ход; 2 — люки; 3 — деаэратор исходного
раствора; 4 — газатор исходного раствора; 5 — кристаллизатор;
6 — корпус полуцилиндрического модуля; 7 — съемная крышка;
8 — карманы; 9 — фильтрующие перегородки; 10 —
отражательный козырек; 11 — сепарационная колонна; 12 — плави-
тель; 13 — отстойник пресной воды; 14 — отстойник рассола;
15, 16 — дегазатор соответственно рассола и пресной воды;
17 — герметизируемый канал; 18 — трубопровод горячей воды.
Модуль кристаллизационного опреснителя
имеет горизонтальный полуцилиндрический
железобетонный корпус 6 с металлической съемной
крышкой 7. К внутренней стороне крышки
прикреплен перфорированный отражательный
козырек 10, служащий для поворота на 180°
кристаллов, промываемых пресной водой,
подаваемой в колонну сверху через перфорацию
козырька, ьф
В средней части модуля расположен
транспортный ход 1, над ним — сепарационная колонна
11с четырьмя фильтрующими перегородками 9,
имеющими карманы 8 для сбора рассола. В
верхней части модуля размещаются
кристаллизатор 5 и плавитель 12. Под кристаллизатором
находятся газатор 4 и деаэратор 3 исходного
раствора, а под плавителем — отстойники
пресной воды 13 и рассола 14, дегазаторы пресной
воды 16 и рассола 15.
Продольное секционирование промывочной
колонны фильтрующими перегородками
способствует сохранению удельной
производительности колонны при выборе масштаба опреснителя.
Удобство монтажа — демонтажа опреснителя
обеспечивается съемными крышкой 7 и люками 2.
Крышка и люки герметизируются с помощью
уплотнений из термообратимых веществ,
имеющих температуру плавления 50—70 °С [2].
При температуре эксплуатации эти вещества
(например, каменноугольная смола), залитые
в каналы 17, затвердевают и герметизируют мо-
24

Таблица 2
Показатели
Длина бетонного модуля (опреснительная
ступень), м
Производительность по исходной соленой воде,
м3/сут
Коэффициент извлечения пресной воды
Концентрация рассола, % NaCl
Удельный расход электроэнергии (на 1 м3
опресненной воды), МДж/м3
Капитальные затраты, руб.
Удельные^капитальные затраты, руб/(м3-сут)
Удельные приведенные затраты, руб/м3
Значения показателей при производительности по пресной воде, м3/сут
375
5,16
480
0,8
9,26
32,22
150 770
402
0,49
470,4*
5,16
480
1
Сухая соль
70,20
220 470
469
0,65
750
10,32
960
0,8
9,26
30,35
227 900
304
0,38
1500
20,64
1920
0,8
9,26
28,66
373 200
249
0,32
3000
41,28
3840
0,8
9,26
28,22
615 000
205
0,28
* Показатели опреснителя с эвтектической ступенью. Первая ступень — кристаллогидратная опреснительная
(см. рис. 1) производительностью по пресной воде 375 м3/сут, вторая — эвтектическая, состоящая из
кристаллизатора II ступени, компрессора II ступени, сепарационной колонны II ступени, отделителей солей и другого
оборудования, служащего для переработки рассола после опреснительной ступени с концентрацией 9,26 % NaCl
в сухую соль.
дуль. При циркуляции горячей воды по
трубопроводу 18, расположенному вблизи
Герметизируемого канала, термообратимое вещество
плавится, чем достигается^возможность разборки—
сборки модуля.
В табл. 2 приведены технико-экономические
показатели, проектных кристаллогидратных
опреснителей в виде горизонтальных бетонных
модулей (ширина 7,6 м, высота 3,8 м), работающих
на хлорметиле по теплонасосному циклу (см.
рис. 1). Исходная концентрация раствора —
2 % NaCl.
Удельные приведенные затраты определяли
по формуле:
3пр ~ Gdh~
Од
+ сээ
hGa
где 3 —расчетные затраты, руб/год;
Gq—производительность по пресной воде, м3/ч;
h — число часов работы опреснителя за год,
/г = 8400 ч/год;
?н — нормативный коэффициент эффективности
капиталовложений, 1/год, ?"н = 0Л5;
а — доля отчислений на текущий ремонт и
амортизацию, 1/год, а = 0,15;
К — стоимость основного оборудования КО и
модуля в соответствии со спецификацией и
прейскурантной ценой каждого аппарата с учетом
стоимости строительных работ и
вспомогательного оборудования, руб;
Сэ — цена электроэнергии, руб/МДж, Сэ = 0,0028;
Э — удельный расход электроэнергии, МДж/м3;
<р — начисления на заработную плату, ф = 0,1;
П — заработная плата, руб.;
п—число машинистов.
Таким образом, в результате проведенной
работы установлено, что применение веществ с
высокой температурой образования с
кристаллогидратов, использование для осуществления
опреснительного цикла низкопотенциального
тепла, конструктивное решение опреснителей в виде
бетонного модуля — основные направления
совершенствования кристаллогидратных
опреснителей в целях повышения эффективности их
работы.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 487021 (СССР).
2. А. с. № 337599 (СССР)
3. Мартыновский B.C., Смирнов Л. Ф.,
Клещу нов Е. И. Использование разности
температур морской воды для ее опреснения. — Изв.
вузов СССР. Энергетика, 1974, № 1.
4. Смирнов #Л. Ф., Рашковский В. М.,
Д у ш к о В. Ф. Особенности работы сепарацион-
но-промывочной колонны кристаллогидратного
опреснителя. — В кн.: Холодильная техника и
технология. Киев, 1978, вып. 27. *«*
5. Development of a evtectic freezing process
for brine disposal/G. L. Stepakoff, D. Siegelman,
R. Johnson a. o. — 4th International Symposium on
fresh water from the sea, 1973, Vol. 3.
6. F г е о n 12 Hydrate Desalting Process. — Research
and Development Report. USA, Office of Saline water,
1968, № 368.
4 Холодильная техника № 8
25

УДК 643.353.97:536.21.001.24
Определение теплоизоляционных свойств ограждений
бытового двухкамерного холодильника
Канд. техн. наук В. И. ДМИТРИЕВ, В. Е. ПИСАРЕНКО
Кишиневский политехнический институт им. С. Лазо
При проектировании и отработке конструкции
бытового холодильника, обработке
экспериментальных данных (расчет холодопроизводитель-
ности) агрегата и других показателей)
необходимо располагать сведениями о теплопроходи-
мости kF холодильного шкафа. Общеизвестна
методика определения теплопроходимости
шкафа однокамерного холодильника: внутри
холодильного шкафа размещают
электронагреватель и измеряют создаваемый им тепловой
поток, а также температуры внутри и снаружи
шкафа, помещаемого в климатическую камеру.
Для двухкамерного холодильника из-за
наличия перегородки между отделениями эту
методику использовать нельзя.
В связи с этим при исследовании качества
двухкамерных шкафов нами была разработана
и использована следующая методика.
Холодильник размещали в климатической камере,
в которой поддерживали температуру в пределах
0—5 °С. В климатической камере шкаф
холодильника испытывали в трех режимах:
электронагреватель установлен в^камере № 1,
дверь камеры № 2 открыта — в этом| случае
измеряли температуры в камере № 1 ив'
климатической камере, а также мощность,
потребляемую электронагревателем;
электронагреватель установлен в камере
№ 2, дверь камеры № 1 открыта — измеряли
температуры' в камере № 2 и в климатической
камере, а также мощность, потребляемую
электронагревателем;
электронагреватели установлены в камерах
№ 1 и № 2, их| мощности подобраны такими,
чтобы температуры в камерах были
одинаковыми, — измеряли температуры в камерах № 1,
№ 2 и в климатической камере, а также
мощность, потребляемую электронагревателями.
Все измерения проводили в установившемся
режиме.
Эти три режима можно описать следующей
системой уравнений.
W2 = k2F2At2 + k2nlpFnpM2 + Q2nl;
W1 + W2=(k1F1 + k2F2)At3t
(О
где Wi и W2 — мощность, потребляемая
электронагревателями в камерах соответственно
№ 1 и № 2, Вт;
ktF± и k2F2 — теплопроходимость камер
соответственно № 1 и № 2 без учета
теплопроходимости перегородки, Вт/К;
A/i = /2 — *к. к;
Д^2 == ^2 ^К. К»
ti и t2— температура в камере соответственно № I
и № 2, К;
^к. к — температура в климатической камере, К;
fc^p и ft^p—-коэффициент теплопередачи через
перегородку при направлении теплового
потока соответственно из камеры № 1 в
камеру № 2 и из камеры № 2 в камеру
№ 1, Вт/(м2-К);
^пр — площадь перегородки, м2;
Qn2 и Q2 —потери тепла соответственно из камеры
№ 1 через стенки камеры № 2 и из
камеры № 2 через стенки камеры № 1, Вт;
Д^з = t ?к. к»
t = ti = t2— температура в камерах холодильника, К*
Так как во время опыта измеряют Wl9 W2f
tiA^ U tK.K, Fnp, то остаются неизвестными
шесть величин: k1F1, k2F2> kln2v, ?~p, Qln\ Q2n\
Следовательно, решить однозначно данную
систему, уравнений нельзя. Необходимо
уменьшить* число неизвестных до трех. Поэтому
попытаемся определить связь между klnl и &пР,
а также оценить потери Qln2 и Qn1.
Шкафы двухкамерных холодильников
компонуют в двух вариантах: с расположением камер
по горизонтали на одинаковой высоте и с
расположением камер одна над другой.
% Рассмотрим отдельно для каждого варианта
связь между кЦ и &пр.
В первом варианте, при расположении
перегородки между камерами в вертикальной
плоскости, &ip=&np, так как коэффициент
теплоотдачи от стенок не зависит от направления
теплового потока.
Во втором варианте, при расположении
перегородки между камерами в горизонтальной
плоскости, &ip=7^&np, так как коэффициент
теплоотдачи от стенок уже зависит от направления
теплового потока. При совпадении направления
теплового потока с направлением естественной
конвекции коэффициент теплоотдачи от стенки
приблизительно в 2 раза больше, чем при встреч-
26

ном движении теплового потока и естественной
конвекции [2], т. е.
B)
X21 -
*пр>
где а
и а
12
коэффициент теплоотдачи от стенок
перегородки при направлении
движения теплового потока
соответственно из камеры № 2 в камеру № 1
и из камеры № 1 в камеру № 2,
Вт/(м2.К).
С учетом ^равенства B) можно написать:
vnp
бе
или
~пр
Г+К
2а
12
пр
'2d h
Лпр —
х12
Апр
+2-
C)
D)
и
В выражениях C) и D)
«'2 + ^d *i
пр
Я12
E)
I2.
где Rup— 12 —термическое сопротивление перего-
vnp
родки при направлении теплового
потока из камеры № 1 в ^камеру
№ 2, м2-К/Вт,
тогда
?21 =
"пр
я12
Апр
1 >
X12
*пр
или через термические сопротивления
р21 = pis.
^пр ^пр
1
X12
*пр
F)
G)
Значение а^р не зависит от материала шкафа
и может быть определено отдельно. По нашим
опытным данным, <Хпр=3,5 Вт/(м2-К), тогда
12
ИЛИ
р21 _ р^
Апр — апр з,5
*5t=*i?-0,2857.
(8)
(9)
Для оценки тепловых потерь через стенки
камеры с открытой дверью воспользуемся
формулой из работы [1], которая позволяет
определить количество тепла, отводимое ребром
прямоугольного сечения, без учета тепла,
отводимого через торец ребра:
Q = a,m/6th/H/i, A0)
где Q—количество тепла, отводимое через ребро, Вт;
% — коэффициент теплопроводности ребра,
Вт/(м-К);
m=~l/2a/A,6, м*-1;
a — коэффициент теплоотдачи от поверхности
ребра, Вт/(м«-К);
6 — толщина ребра, м;
/ = б/ — площадь поперечного сечения ребра, м2;
/ — ширина ребра, м;
6 — разность температур у основания ребра и
окружающей среды, К;
th mh— тангенс гиперболический от mh]
h — высота ребра, м.
В связи с тем что ребро стенки холодильника
представляет собой сложную многослойную
конструкцию (см. рисунок) с различными
коэффициентами теплопроводности, при расчете
количества тепла, отводимого ребром, с целью
упрощения, делаем следующие допущения:
тепло отводится только через стенку
внутренней камеры и через наружную обечайку;
тепло отводится только через наружные
поверхности стенок 1 и 2 (см. рисунок).
Следовательно:
Qn = Qi + Q2 = Кщ№ th mth + X2m2f2Q th m2/i, A1)
(индексы! 1 и 2 показывают, для какой стенки берется
соответствующий параметр).
В нашем случае т = Уа/ЗйГ, с учетом второго
допущения.
Разность температур в уравнении A1)
определяем из формулы:
d^Q/Fa, A2)
где Q= W — мощность электронагревателя, Вт; ]
F — средняя поверхность камеры, м;
a — коэффициент теплоотдачи от наружных
стенок холодильника, по опытным
данным, полученным авторами,
a=5-r 7 Вт/(м»-К).
Учитывая сказанное выше, можно написать
систему уравнений:
Конструкция стенки холодильника:
1 г- внутренняя стенка; 2 — наружная стенка; 3
ляция.
теплоизо -
27

Wx =klFlMl
гтР
12.
йт-a^+q^;
vnp
Wo = k2F0M9-
np
xnp
A*0
Q*1;
^i+^-^Fi + ^F^A/s;
p21 =/?12.
1
np
A3)
В этой системе уравнений четыре неизвестных:
kxFlt k2F2, /?Пр, /?пр- Остальные величины
определяются в ходе опыта, либо известны заранее.
Следовательно, эту^ систему уравнений можно
решить однозначно и определить неизвестные
величины.
Пример 1, Определение теплопроходимости шкафа
холодильника «Минск-7».
Геометрические размеры шкафа:
Камера № 1 Камера № 2
(низко- (высоко-
темпера-
температурное турное
отделение) отделение)
Средняя поверхность камеры F, м2 1,28
Толщина стенок б2 и б1? м
2 27
0,0007; о',0007;
0,002 0,002
1,46 1,46
0,40 0,95
0,245
Ширина ребра /, м
Высота ребра h, м
Средняя поверхность перегородки
Теплофизические параметры:
Теплопроводность А,, Вт/(м-К)
алюминия
стали
полистирола
Коэффициент теплоотдачи а,
Bt/(m2-K)
от наружной стенки шкафа
от перегородки
В ходе опыта были получены следующие значения:
А/!=20К;
д/2=20 К;
А^з=20 К.
Определяем потери вдоль стенок по формуле A1).
200
65
0,18
7
3,5
1^= 11,0 Вт;
Wo = 26,3 Вт;
1?! +IF; = 30,2 Вт;
Ниже приведены результаты расчетов:
Камера № 1 Камера № 2
mlt м~
т2, м*
е, к
139
12,4
1,228
5,92
12,4
1,655
fi, мз 2,92-Ю-з 1,46.10-
/2, м* 1,022-Ю-з 1,022-10-
Qm Вт 1,1 4,17
Подставляем полученные данные в систему уравнени'й
A3):
0,245
11,0=^1 20+-L-rr20+l,l;
R
пр
0,245
26,3=?2F220 + ^-20+4,17;
^пр
30,2=(^1F1+/C2F2J0;
р21_гI2 J_.
^пр—*пр— з,5
Решаем данную систему уравнений и получаем:
k1F1 = 0,4504657 Вт/К; k2F2 = 1,059534 Вт/К;
tf^ = 5,501385 К/Вт; [?Ц =5,215671К/Вт.
Расчеты по определению теплопроходимости
двухкамерного шкафа можно упростить. Для
этого надо принять, что /? Ар=/?5р» и пренебречь
утечками тепла вдоль стенок шкафа. Тогда
система уравнений A3) примет вид:
W1 = (k1F1 + kUT)FnT))At1; 1
W2 = [k2F2 + fcnpFnp) M2\ 1 (и)
U^i + №2 = (A^ + k2F2) At3. J
Решая эту систему^ уравнений, определяем
коэффициенты теплопроходимости кгР1у k2F2 и
k F
^пр1 пр# _
Пример 2. Определение теплопроходимости шкафа
холодильника «Минск-7» по упрощенной методике.
Примем в качестве исходных данные из примера 1.
Подставляем их в уравнение A4):
ll,0=(^1F1+^np^np) 20:
26,3=(fc2F2+fenpFnp) 20;
3092=(k1F1+k2F2)W.
Решаем полученную систему уравнений и находим:
fcf =о,1775 Вт/К; ^1F1=0,3725 Вт/К;
k2F2= 1,1375 Вт/К.
Погрешность определения
теплопроходимости по упрощенной методике в среднем на 10—
20 % больше.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. М и х е е в М. А., Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., Энергия, 1977.
2. Нащокин В. В. Техническая термодинамика и
теплопередача.tM., Высшая школа, 1975.
УДК 536.24.001.5
Тепломассообмен в орошаемых горизонтальных теплообменниках
Канд. техн. наук Н. И. КУПЛЕНОВ,
канд. техн. наук В. Е. МИНИН
Результаты экспериментальных исследований
тепломассообмена в горизонтальных орошаемых
теплообменниках обычно обобщались в виде
коэффициентов теплопередачи между воздухом
и жидкостью, протекающей внутри трубок, по
аналогии с неорошаемыми поверхностными
воздухонагревателями [1, 3, 4, 7]. При таком
упрощении происходящих процессов достигались
простота и удобство расчета тепловой нагрузки;
однако выбирать направление
усовершенствования конструкций, оптимизировать в широком
28

диапазоне режимы работы орошаемых
теплообменников на основе условных коэффициентов
теплопередачи не представляется! возможным.
Для этого необходимо более детально,
дифференцированно изучать процессы
тепломассообмена, учитывая следующие характеристики
определяющих этапов переноса тепла и массы
между взаимодействующими средами:
коэффициент теплоотдачи осВн от теплохла-
доносителя (жидкости) к внутренней^
поверхности трубки теплообменника;
термическое сопротивление одно- или
многослойной конструкции трубки теплообменника
атр;
коэффициент теплоотдачи ан от наружной
поверхности теплообменника к орошающей^жид-
кости;
число единиц переноса энтальпии Nt от
жидкости к воздуху.
По известным из теплопередачи*зависимостям
с достаточной для практики точностью^ можно
рассчитать лишь коэффициент авн при
различных режимах движения теплохл&доносителя в
виде однофазной жидкости и величину
термического сопротивления однослойной стенки
трубки. Определение значений ан и Л^ затрудняется
сложностью гидродинамических процессов тепло-
и массообмена в условиях нестабильного
течения и переменной структуры поверхностей
раздела орошающей жидкости.
Недостаточная изученность этих процессов
подтверждается данными работы [2], согласно
которой рассчитанные теоретические и опытные
величины коэффициентов тепло- и массообмена
различаются в 4—5 или, в лучшем случае, в
2—3 раза. Трудно определить и термическое
сопротивление теплопроводности многослойных
трубок теплообменника из-за неизвестной
величины контактного термического
сопротивления RK.
Поэтому практически единственно
приемлемым путем нахождения величин аи, Nt и RK
в настоящее время является экспериментальное
исследование. К сожалению, воспользоваться
результатами выполненных ранее
экспериментальных исследований в большинстве случаев
не удается из-за недостаточно полного объема
измеренных величин.
Поэтому были использованы опытные данные,
полученные В.* Е. Мининым по испытанию
алюминиевых и биметаллических теплообменников
с накатным оребрением и Ю.[Г. Талантом,
исследовавшим теплообменники (калориферы) из
стальных трубок со спирально-навивным
оребрением. В. Е. Мининым [8] были исследованы
процессы охлаждения воздуха с его осушкой и
нагрева с увлажнением в одно-, двух- и
четырехрядных теплообменниках. Ю. Г. Талант [4]
изучал нагрев и увлажнение воздуха при оро-
шенииустальных калориферов с различным
числом рядов! трубок. Основные характеристики
трубок и условия*испытания[приведены в табл. 1.
При обработке упомянутых опытных данных
предполагали, что температура орошающей
жидкости по всей поверхности раздела воздух —
жидкость была постоянной. Это было
обосновано ранее [6] для теплообменников
рассматриваемого типа и экспериментально подтверждено в
работах А. А. Гоголина [5] и других авторов.
В соответствии с этим допущением средний
коэффициент теплоотдачитот наружной
поверхности теплообменника определяли с помощью
формул:
= p^(f-s^t);
Г П
¦?р);
th (mh)
mh
о)
B)
C)
D)
Тип теплообменника
Алюминиевый с
накатным оребрением
Биметаллический с
накатным оребрением
Стальной со
спирально-навивным
оребрением
*"*Г
Я о
Поперечн
шаг труб
St, мм
25
27
43
Характеристика оребрения
«*
3 о
ко
л >,
СЭсо
22
31
—
\о
<v
Высота р
pa h, мм
6,5
8,0
10,0
.
сх
Шаг ребе
мм
3,0
3,0
4,0
§«
2сх
Средняя '
щина реб
б, мм
1,0
0,75
0,4 f
Rh2
12,5/10
13,5/9,0
22/18
Диапазон
Массовая
скорость дар,
кг/(с.м2)
4,0—7,5
4,0—8,5
3,0—7,8
Т
а б л и ца 1
изменения определяющих^ факторов

Коэффициент
орошения цс
кг/кг
0,2—0,5
0,1—0,5
0,15—0,9

Начальная
температура
тепло-
хладоно-
сителя
'юг °С
20—53;
1,4—3
58—92
19—40 '
Скорость
воздуха w,
м/с
0,2—0,7
0,25—1,0
0,8—2,0
29

l/2aH.
w =
9FE
^U)l ^L
In
^102 *S
E)
F)
G)
где Fu, Fbh» ^p — соответственно поверхность полная
наружная теплообменника,
внутренняя теплообменника и ребер;
X — коэффициент теплопроводности;
Q — тепловой поток;
а
U
1А
to
0,6
I
LX-А'Л
\/\
1^65,0кДж/кг
twr50°C
j&u* 1,9 кг/кг
6 Ряды
U
U
, — начальная и конечная
теплохладоносителя;
ts _~ температура орошающей жидкости.
При расчете параметра т по формуле E)
сначала задавались ориентировочной величиной ан,
затем уточненной по результатам расчета.
Коэффициент теплоотдачи аВн определяли по
известным зависимостям.
Число единиц переноса энтальпии Nt в
общем случае равно:
температура Рис L Расчетное ( ) и опытное ( )
измене-
(8)
где a — коэффициент тепломассообмена;
Fr_H{ —поверхность контакта газа и жидкости;
G — расход воздуха.
Предполагая, что температура орошающей
жидкости по всей поверхности Fr_m постоянна,
можно найти величину Nt по
экспериментальным данным по формуле:
Nt = ln
(9)
где ilt i2 — начальная и конечная энтальпии
паровоздушной смеси, рассчитываются по
измеренным температурам сухого и влажного
термометра;
t^ —энтальпия насыщенной паровоздушной
смеси при температуре ts-
Использование удельной энтальпии 1 кг
паровоздушной смеси, а не энтальпии,
рассчитанной на 1 кг сухого воздуха, позволяет
исключить погрешность расчета, особенно
существенную при повышенных температурах и влагосо-
держаниях в процессах нагрева и увлажнения.
В результате обработки экспериментальных
данных по одно-, двух- и четырехрядным
орошаемым теплообменникам было установлено,
что с увеличением глубины теплообменника более
двух рядов трубок опытный энтальпийный
коэффициент эффективности возрастает значительно
медленнее расчетного при условии работы всех
рядов с одинаковой интенсивностью орошения и
тепломассообмена. Это видно по изменению
относительной тепловой нагрузки Q (рис. 1).
Опытные данные по многорядным D,6 и 8 рядов)
теплообменникам удовлетворительно соответ-
ние относительной тепловой нагрузки Q многорядного
орошаемого горизонтального теплообменника (Q
двухрядного теплообменника принято за единицу):
Ол— по данным [1 ]; л — по данным [4].
ствуют расчетным, полученным при условии
работы первых двух рядов трубок в «орошаемом»
режиме, а последующих — в «сухом».
Таким образом, можно заключить, что
целесообразная глубина горизонтального
теплообменника при одностороннем орошении должна
составлять 2, а при двустороннем — 3—4 ряда
трубок.
В соответствии с этим выводом в табл. 2
представлены результаты обработки опытных
данных по тепломассообмену только в двухрядных
орошаемых теплообменниках.
В результате обработки опытных данных
установлено, что величина ан для биметаллического
теплообменника значительно меньше, чем
алюминиевого. Учитывая практически одинаковую
конструкцию наружной поверхности
теплообменников, можно предположить, что фактические
Тип
теплообменника
Алюминиевый
с накатным оре-
брением

Биметаллический с
накатным оребрени-
ем
Стальной со

спирально-навивным оребре-
нием
* Модифицирова
вающий контакт

Определяемые
параметры
Я
ъ
И Н
730
210*
720
нный
ное те
аГ
¦1,38
1,32
0,70
коэфс]
фмиче
Т

Среднеквадратичные
погрешности
S
3
< CQ
-4-35
±40
+45
шциеь
ское
AN
±0,04
±0,05
±0,07
it теплоот
сопротивл
'аблица 2
Авторы
опытных
данных
В. Е. Минин
»
Ю. Г.
Талант
дачи, учиты-
ение RK.
30

коэффициенты теплоотдачи в теплообменниках
обоих типов одинаковы, а отмеченное
уменьшение величины ан объясняется неучтенным
влиянием термического сопротивления контакта RK
между внутренней стальной и наружной
алюминиевой трубками. Ухудшение теплопередачи
по сравнению с алюминиевыми
теплообменниками примерно на 20 % было отмечено также
В. Е. Мининым при исследовании работы
биметаллических теплообменников в «сухом» режиме.
Контактное термическое сопротивление
увеличивается при загрязнении или корродировании
поверхности стальной трубки. В соответствии
с расчетами в биметаллических
теплообменниках величина RK изменялась в пределах
#„=0,00024-0,0004 м2. К/Вт.
Среднеквадратичные погрешности Д-^ и А^
характеризуют точность расчета средних
величин ан и Nt по обработанным массивам опытных
данных во всем исследованном диапазоне
основных определяющих факторов — интенсивности
орошения и скорости воздуха. Усреднение стало
возможным, поскольку установлено, что
зависимость ан и Nt от этих факторов в
исследованных пределах несущественна, статистически
незначима по сравнению с экспериментальной
погрешностью. Такой вывод внешне не
согласуется с известными для орошаемых
теплообменников эмпирическими зависимостями
коэффициентов передачи полного и явного тепла [1, 3].
Однако это противоречие только кажущееся, и
оно связано с существенно различным
физическим содержанием сопоставляемых величин.
На графиках (рис. 2) показано изменение
относительной тепловой нагрузки от скоростей
воздуха и воды, рассчитанное по формулам
коэффициентов полной теплопередачи [1, 3] и по
формуле, использующей характеристики Ni9
ан и аВн [6]. Как следует из графика, влияние
скоростей воздуха и теплохладоносителя,
поступающего в трубки теплообменника, на
относительную нагрузку примерно одинаково по
зависимостям обоих типов.
Таким образом, поскольку величины ая и
Nt приблизительно постоянны, можно
заключить, что скорости воздуха и теплохладоносителя
влияют на теплосъем орошаемого
теплообменника, главным образом, вследствие изменения
теплоемкости потоков воздуха и воды, а не
интенсивности процессов тепломассообмена.
Графики на рис. 2 позволяют также оценить
•степень влияния основных определяющих
факторов на относительный теплосъем орошаемых
теплообменников различной конструкции. За
единицу принимали теплосъем при &у=1,0 м/с
и оур=4,7 кг/(с-м2). Представляется
интересным сопоставить полученные данные и по
абсолютной величине.
Q2 ОЛ 0,6 0,8 @ щм/с
I 3 j 3 | 1 |
40 %0 5,0 6,0 ър,м/(мЧ)
Рис. 2. Зависимость относительной тепловой нагрузки
Q от^скорости теплоносителя дор ( ) и воздуха до
( ) для орошаемых двухрядных теплообменников:
/, 6 — алюминиевого, расчет по [3]; 2, 5 — стального, расчет
по LI*J; 3, 4 — биметаллического, расчет по [l].
Сравнение двухрядных биметаллических
теплообменников показывает, что при одинаковых
условиях сопоставления теплотехническая
эффективность по данным работы [3] ниже в 1,1—
1,2 раза, чем по данным работы [7].
Видимо, это является следствием различных
способов орошения теплообменников при
исследовании, так как В. Е. Минин [7] применял
прямоточное орошение цельнофакельными
форсунками, а Б. И. Бялый и др. [3] — встречное
орошение тангенциальными форсунками.
Сравнение чисел единиц переноса энтальпии
Nt в алюминиевых и стальных теплообменниках
обнаружило уменьшение Nt в стальных
теплообменниках в два раза. Это можно объяснить не
только более совершенной конструкцией
алюминиевого и биметаллического теплообменников,
но также и применением для их орошения
эффективных цельнофакельных форсунок.
Полученные в настоящей работе результаты
не исчерпывают всех вопросов, связанных с
применением орошаемых теплообменников в
холодильной технике и кондиционировании
воздуха, однако они могут служить в качестве
базовых при более глубоком исследовании и
конструировании теплообменников рассмотренного
и других типов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б а р к а л о в Б. В., К а р п и с Е. Е.
Кондиционирование воздуха в промышленных,
общественных и жилых зданиях. М., Изд-во литературы по
строительству, 1971.
2. Боровков В. С, Майрановский Ф. Г.
Аэрогидродинамика систем вентиляции и
кондиционирования воздуха. М., Стройиздат, 1978.
3. Бялый Б. И., Куликов Г. С,
Русланов Г. В. Поверхностные орошаемые тепломассо-
31

обменники. — В кн.: Вентиляция и
кондиционирование воздуха. Межвузовский тематический сборник,
№ 6, Рига, 1973.
4. Г а л а н т Ю. Г. Орошаемые теплообменники в
системах вентиляции и кондиционирования для
нагревания и увлажнения воздуха. — Водоснабжение
и санитарная техника, 1975, № 8.
5. Г о г о л и н А. А., Медникова Н. М. О
расчете испарительных конденсаторов. —
Холодильная техника, 1978, № 2.
6. Купленов Н. И. О расчете орошаемых
теплообменников. — Холодильная техника, 1978, № 12»
7. М и н и н В. Е. Орошаемые поверхностные
теплообменники. — В кн.: Кондиционирование воздуха в
промышленных и гражданских зданиях. Л., 1974.
8. М и н и н В. Е. Теплотехнические и
аэродинамические характеристики воздухоохладителей из
алюминиевых трубок с накатными ребрами. —
Труды ВНИИ кондвентмаша, вып. 2, М., 1973.
УДК 621.564.25-404.004.12.001.24
Вязкость фреонов и их смесей в жидком состоянии при атмосферном
давлении
Канд. техн. наук А. И. ЛАВОЧНИК, Р. Л. СОЛОВЕЙ
Ташкентский политехнический институт им. А. Р. Беруни
Вязкость является одним из основных
физических свойств веществ, знать которые
необходимо при расчете и конструировании
холодильных машин. Однако для ряда
хладагентов, которые уже применяются или весьма
перспективны, сведения о вязкости очень неточны
или совсем отсутствуют. В связи с этим авторами
были продолжены экспериментальные
исследования вязкости в целях накопления опытных
данных (прежде всего о смесях) и получения
аналитических зависимостей, позволяющих с
достаточной для инженерной практики точностью
рассчитать вязкость чистых фреонов и их
смесей.
Измерения проводили на установке,
реализующей метод капилляра и подробно описанной
в работе [3]. Опытные значения динамической
вязкости т] чистых фреонов и их смесей
приведены в табл. 1—8.
ев
а^*
SO,
—10
—15
—20
—25
—30
—35
—40
—45
-50
—55
—60
—65
R11
0,63 5
0,665
0,710
0,755
0,81.0
0,875
0,929
0,996
1,088
1,165
1,249
1,355
rj.10
R12
—
—
—
—
0,418
0,429
0,459
0,480
0,506
0,530
0,556
», Па-с, фр
R22
—
—
—
—
1 —
1 —
0,392
1 0,409
0,432
0,454
0,473
Таб
еонов
R142
1
0,411
0,427
0,449
0,472
0,496
0,526
0,550
0,582
0,622
0,654
0,698
л и ц а 1
R30
0,602
0,635 •
0,677
0,724
0,768
0,820
0,870
0,928
—
—
—
—
Св
К се
S О,
Н Но
—45
—50
—55
—60
—65
л-к
25,86
0,425
0,443
0,465
0,490
0,516
Таблица 2
8, Па-с, смеси R22 и R142 при мольной
концентрации, %, R142
32,58
0,432
0,454
0,476
0,501
0,530
59,54
0,474
0,497
0,523
0,550
0,585
61,21
0,476
0,500
0,526
0,554
0,588
71,69
0,494
0,520
0,548
0,578
0,613
86,83
0,523
,551
0,582
0,617
0,656
ра-
О^* j
§« 1
Г Но
—35
—40
—45
-50
—55
Таблица 3
Л* Ю*, Па« с, смеси R142 и R12 при мольной
концентрации, %, R142
16,97
0,429
0,449
0,471
0,493
0,519
21,68
_
0,452
0,475
0,498
0,524
35,91
0,443
0,463
0,486
0,510
0,537
40,97
0,446
0,467
0,489
0,515
0,542
57,49
0,459
0,481
0,505
0,532
0,561
90,01
0,487
0,511
0,539
0,569
0,602
Таблица 4
03
со**
С се
г-1 Но
—15
—20
—25
—30
—35
—40
—45
-50
-55
Л-Ю8, Па-с, смеси R142 и R30 при мольной
концентрации, %, R30
25,12
0,449
0,470
0,492
0,515
0,542
0,572
0,602
0,638
0,674
48,16
0,492
0,517
0,542
0,570
0,602
0,637
0,675
0,717
0,761
68,72
0,568
0,599
0,633
0,670
0,711
0,757
0,801
72,06
0,684
0,725
0,755
0,807
74,05
0,556
0,585
0,616
0,651
0,690
0,736
0,780
0,836
0,888
75,48
0,561
0,589
0,621
0,657
0,696
0,739
0,788
0,841
0,898
32

Таблица 5
СЗ
г-1 Но
—50
—55
-60
-65
—70
TWO8,
29,23
0,429
0,450
0,472
0,495
0,516
Па. с, смеси R22 и R12 при мольной
концентрации, %
38,81
0,435
0,455
0,478
0,503
0,526
55,21
0,445
0,466
0,489
0,515
, R12
66,10
0,454i
0,476
. 0,500
0,525
0,549
81,25
0,465
0,488
0,512
0,540
0,565
Таблица 6
С, *
С СЗ
?Й>
-15
—20
—25
—30
—35
—40
-45
-50
ti-IO8, Па-с, смеси R142 и R11 при мольной
концентрации, %, R142
16,47
—
—
0,677
0,716
0,764
0,814
0,854
35,84
—
0,574
0,607
0,640
0,680
0,720
0,765
0,818
47,96
0,510
0,540
0,567
0,598
0,633
—
—
66,09
Ш^чШ
—
0,520
0,548
0,578
0,609
0,645
67,54
—
0,490
0,517
0,544
0,574
0,604
0,641
0,679
80,68
—
0,465
0,486
0,509
0,536
0,563
0,590
0,630
Таблица 7
о, •
Е со
Н Но
—45
-50
-55
-60
—65
л- ю»
30,95
0,490
0,514
0,538
0,566
0,594
Па. с, смеси R22 и R11 при мольной
концентрации, %
34,14
0,500
0,528
0,550
0,584
0,613
45,06
0,550
0,578
0,604
0,638
0,672
, R11
71,23
0,703
0,741
0,776
0,840
0,888
86,87
0,836
0,890
0,944
1,024
1,090
Таблица 8
03
К ез
Н&У
-40
-45
—50
-55
-60
Л-10е,
20,68
0,488
0,510
0,538
0,564
0,598
Па-с, смеси R12 и R11 при мольной
концентрации, %
46,37
0,574
0,600
0,638
0,674
0,710
48,44
0,584
0,612
0,648
0,686
0,726
, RH
66,59
0,670
0,708
0,750
0,800
0,850
74,18
0,720
0,755
0,805
0,860
0,920
В работе [3] было показано, что, зная
вязкость компонентов, входящих в смесь, можно с
достаточной точностью рассчитать вязкость
смеси, используя формулу аддитивности текучести.
Там же было установлено, что для фреонов
метанового и этанового рядов, а также их смесей
применимы уравнения Я. И. Френкеля [5] и
Бранкера [71. Новые опытные данные полностью
подтвердили ранее сделанные выводы. Однако
для применения этих уравнений необходимо
располагать несколькими опытными точками.
Обработка экспериментальных данныхi в
логарифмических координатах Т—(тI0871)~1
позволила выявить следующую закономерность
(см. рисунок).
Чистым фреонам и смесям постоянного
состава соответствуют прямые линии, которые
пересекаются в одной точке, причем эти прямые
располагаются слева направо в порядке
убывания нормальной температуры кипения веществ.
Наряду с полученными в настоящей работе,
для аналитического обобщения были
использованы данные, приведенные в литературе по
хладагентам Rll, R12, R13, R21, R22, R113,
R115, R142 [1, 2, 4, 6, 8].
В результате совместной обработки всего
опытного материала по чистым фреонам метанового
и этанового рядов, а также по бинарным смесям
фреонов этих рядов предложено расчетное
уравнение:
InTjIO3 = @,175— ofWs) ехр @,0146Л) — In 7—2,99—
где tj-—динамическая вязкость, Па «с;
Т — температура, К J
2
А = ^j xtTsi J
t = l
2
я= 2^rKPi;
/=i
Опытные данные о вязкости:
1 — RU; 2 — смесь R22 и R11 A3,13/86,87); 3 — смесь #142
и R11 C5,84/64,16); 4— смесь R142 и R11 D7,96/52,04); 5 —
смесь R12 и R11 C3,41/66,59); 6 — смесь R142 и RU F7,54/
32,46); 7 — R142 и R11 (80,68/19,32); 8 — R142; 9 — смесь
R22 и R142 B8,31/71,69); 10 — R12; // -смесь R22 и R12
F1,19/38,81); 12 — R22.
зз

#i — мольная доля компонента;
Tsi и rKpi — нормальная и критическия температуры
кипения компонентов, К.
Среднее отклонение опытных данных авторов
от вычисленных по предлагаемому уравнению
без трех последних поправочных членов
составляет 2,5 %.
Рекомендуемое уравнение применимо для фре-
онов и их смесей со значениями критерия
Гульдберга от 1,5 до 1,59. При значениях
приведенных температур Г/Гкр до 0,9 средняя
погрешность не превышает 15 %.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Богданов С. Н., Иванов О. П.,
Куприянов а А. В. Холодильная техника. Свойства
веществ. Справочник. Л., Машиностроение, 1976.
2. Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизи-
ческим свойствам газов и жидкостей. М., Наука,
1977.
3. Лавочник А. И., Соловей Р. Л.
Экспериментальное исследование вязкости фреонов и их
смесей в жидком состоянии при атмосферном
давлении. — Холодильная техника, 1976, № 7.
4. Томановская В. Ф., Колотова Б. Е.
Фреоны. Свойства и применение. Л., Химия, 1970.
5. Френкель Я. И. Кинетическая теория
жидкостей. М., Изд-во АН СССР, 1946.
б^А SHRAE. Handbook of fundamentals, 1974.
7. Brancker A. — Ind. Chem., 1954, March.
8. HirschbergkH. G.^—^Kaltemittel, 1966.
УДК1637.5.037-9.001.24
Продолжительность охлаждения мяса в потоке воздуха
переменной скорости
Канд. техн. наук В. Г. ФЕДОРОВ
Киевский технологический институт пищевой
промышленности
А. М. СКАРБОВИЙЧУК
Украинский научно-исследовательский институт
мясной и молочной промышленности
Промышленное внедрение методов холодильной
обработки мясных полутуш в камерах с
побудительной конвекцией переменной
интенсивности [1,4] потребовало расчета
продолжительности таких процессов. В настоящей работе
рассматривается математическая модель процесса
охлаждения тел правильной геометрической
формы (неограниченная пластина, шар) в потоке
воздуха переменной скорости. Для применения
полученных решений к реальному случаю
охлаждения полутуш следует воспользоваться
коэффициентами формы [3].
Технологической схемой поточного
охлаждения предусматривается передвижение полутуши
вдоль канального воздуховода, имеющего п
равноотстоящих друг от друга отверстий или
сопел. Сечение воздуховода изменяется таким
образом, чтобы скорость истечения
охлаждающего воздуха из отверстий изменялась по
заданному закону вдоль его длины. Коэффициент
теплоотдачи связан со скоростью истечения воздуха
уравнением
% (vkd \п
где аь — коэффициент теплоотдачи у &-го отверстия;
N, т — феноменологические коэффициенты [2];
X — коэффициент теплопроводности охлаждаемого
тела;
d — определяющий размер охлаждаемого тела;
d& — скорость истечения воздуха через k-e отверстие;
v — коэффициент кинематической вязкости воздуха.
Коэффициент теплоотдачи должен учитывать
перенос тепла одновременно при конвекции
и испарении.
У А-го отверстия происходит охлаждение при
постоянном коэффициенте теплоотдачи ak в
течение времени
П
2)
где т0хл — время передвижения полутуши вдоль
воздуховода.
Тогда при охлаждении против &-го отверстия
температурное поле можно определить, решив
систему уравнений:
dt
t[X, T=»(fc— l)Xh]mmfk^(x);
дх
<*k
x = R
= —-?-lHR9T) — tap];
dl
dx
,x = 0
.0,
C)
D)
E)
F)
где с, р — соответственно теплоемкость и плотность
охлаждаемого тела;
t — температура охлаждаемого тела;
т —время охлаждения;
1 д( ; д\ • л
А = — -к- \х1 чг I — оператор Лапласа (i = 0 для
пластины, / = 2 для шара);
х — пространственная координата;
34

^ — определяющий размер
(полутолщина пластины или радиус шара);
/ьв1 (*)—температурное поле в конце
охлаждения против (&— 1)-го
отверстия;
tcp—температура среды.
Полагая, что начальная температура
охлаждаемого тела по всему объему одинакова и равна
fo(x)=t0i получим решение системы уравнений
C)—F) в следующем виде:
для пластины
оо
t (х, т) = /Ср — (/ср — *о) S Апъ cos Vnk :5 х
R
k—\ оо
X
Л Ani^n
1 Htii
exp(-^1Fo1)f G)
n1=l
где |1Л — корни трансцендентного уравнения;
и
ctg^/ = g^(/ = i,2,...,^);
(8)
2^п/
Сп/
^^ni + sinh/co»^^1'2 k); (9)
cos fxn/ cos [in a+x) [E'u — Bi/+i]
M'n/ — M-n (/-hi)
-(/—1.2 Л—D-;
A0)
для шара
/ (*т)=*ср—(/cp—*o) ^ #nfc j—^ exp (— ^4 ^2 I
nft=l
k— 1 oo oo
X П 2 BnP*l 6XP ( "" №1 F°/) 2! ^lDnlX
X
Охлаждение считается законченным при
достижении конечной температуры ^кон в
заданной точке тела. Тогда, используя выражение B),
из уравнений G) и A1) можно вычислить
необходимую продолжительность процесса.
По уравнениям G) и A1) можно определить
также влияние параметров воздуха на
интенсивность теплообмена. Это позволяет решать
задачу оптимизации оборудования камер
поточного охлаждения мяса в полутушах. С этой
целью разработаны алгоритмы и программы
численного расчета основных характеристик
теплообмена.
Для практического использования было
исследовано влияние величины критерия Фурье
на количество учитываемых членов ряда в
формулах^) и A1Lпри заданной ^точности
вычисляемого результата. Как видно из рис. 1, эту
зависимость можно аппроксимировать с
помощью степенной функции, которую с учетом
правильного асимптотического поведения
можно преобразовать к виду:
КК = 1 + s A,452 fo-°'45355), A7)
где 8 A,452 Fo~~0,43355) — целая часть числа.
При поточной холодильной обработке мяса
воздуховоды проектируют обычно таким
образом, чтобы коэффициент теплоотдачи изменялся
по экспоненциальному закону:
а (т) = а0 ехр ( — Ьх), A8)
где а (т), а0 — текущий и начальный коэффициенты
теплоотдачи;
т— время;
Ь — параметр, характеризующий
интенсивность изменения коэффициента
теплоотдачи во времени.
Ь =
1 1 (акон
A9)
¦«1=1
Xsinjxn
__ HthCosHth
??21-ехр(—2^0,) A1)
ткон — продолжительность процесса;
«кон — коэффициент теплоотдачи в конце процесса.
где \ini — корни трансцендентного уравнения;
Ц/
tgft/= —Blf_1(f = l>2 ft); A2)
Bni =
^-sin^'cos^ ('-I.*-. *); C3)
0к/=Чпц,|Чп^(^)[В!|-Ы<+1] ([=h 2 k_^
И'п/""" Vtl (/+1)
A4)
В формулах G) и A1):
ШМ\
3
г
1
0 к
\
•
*ш \
Bi/ = —n— — критерии Био;
Fo/ == —р2~ — критерии Фурье.
A5)
A6)
-J
-5
-7 in fa
Рис. 1. Зависимость количества корней К К от
критерия Фурье Fo и его аппроксимирующей функции
(прямая линия).

0,8
0,6
ол
0,2
О
0,5
ОЛ
0,1
О
t/fy
0,36
463
0,6
jt
/s
с
\
Vs.
V
\
к
S
/>¦
s
l7
^-J
^2
^/_
Л
^ 1
9 0 ~U W Ofi OfT/twH
Рис. 2. Изменение температуры поверхности t/t0t
теплового потока q/qQ и выделившегося количества
теплоты Q/Qkoh с единицы поверхности в процессе
охлаждения пластины при постоянном (кривые 1) и переменном
(кривые 2) коэффициентах теплоотдачи.
На рис. 2 приведены результаты расчета теп
лового потока, количества отведенного тепла и
температуры поверхности пластины при
коэффициенте теплоотдачи, изменяющемся по
закону A8) и при^среднем его значении
Ьтс
[1 — ехр ( — Ьтохл)]-
B0)
Притрасчете использовали следующие значе-
ния!параметров: *0=308 К; tcv=273 К; а0=
=36 Вт/(м2-К); 6=0,4176-Ю-4 с-1; Ь=
=0,4655 Вт/(м-К);
а=0,1389-10-6 м2/с;
R=0,1m;/i=72;tox-7=10 ч; а=18,6 Вт/(м2-К).
В конце процесса охлаждения при переменном
коэффициенте теплоотдачи температура
поверхности пластины и количество отведенного
тепла составили: fKOH=281,7K; QK0H=6672,5_kBt/m2,
а при среднем его значении
Qkoh^679»^ КВТ/М2.
*кон=278,8 К;
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ильинский Д. Н., Минарский Л. А.
Поточная холодильная обработка мяса в
механизированных камерах с программным управлением.—
Холодильная техника, 1977, № 5.
2. АТи х е е в М. А.,в Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., Энергия, 1973.
3. G а с] А. — La Rev. Gen. du Froid. 1964, № 9.
4. In-line cooling of the meat products at large
capacity refrigerating plants/I. G. Choomack, V. I.
Shahnevich, V. I. Isaev a. o. — Proceedings of the
XIV International Congress of Refrigeration, Moscow,
1978,Vol. IV.
УДК1637.358.056:579.852.11.001.5
Исследование психротрофных споровых бактерий в плавленых сырах
при холодильном хранении
Канд. биол. наук Е. Л. МОИСЕЕВА, Л. А. МИШУЧКОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В литературе имеются сообщения о выделении
психротрофных споровых бактерий из почвы и
воды [4], сырого молока [5], а также из
пастеризованного и стерилизованного молока [3, 6].
Выделенные бактерии относились к роду
Bacillus. Отмечены хороший рост и спорообразование
этих бактерий при 7 °С в течение 8—14 сут.'
Отдельные виды бактерий вызывали'прогоркание
молока и появление постороннего запаха
(фруктовый, нечистый).
Ранее проведенные авторами
микробиологические исследования плавленого сыра различных
видов (Янтарь, Дружба, Волна) в процессе
холодильного хранения при" 4 °С выявили, что
преобладающей микрофлорой сыра являются
споровые бактерии [1]. Многие из них вырастали
на посевах сыра в агар с гидролизованным
молоком (ГА) при 5 СС, что свидетельствует об
их* психротрофных свойствах.
В связи с выявлением в плавленых сырах
психротрофных споровых бактерий возникла
задача определить их видовую принадлежность
и изучить биохимические свойства, в частности,
способность к протеолизу и липолизу при
низких положительных температурах, чтобы
ответить на вопрос, оказывают ли эти бактерии
влияние на качество плавленого сыра при
холодильном хранении.
Из посевов сыра на ГА, выращиваемых при
5°С, был выделен 41 штамм бактерий. У всех
36

штаммов была проверена способность к росту
при 2, 10 и повторно при 5 °С (контролем
являлась температура 30 °С). Для этого на
поверхность ГА в чашках Петри уколом наносили
чистую культуру каждого штамма. Чашки с
посевами выдерживали при указанных
температурах в хладостатах с автоматически
контролируемой температурой (±0,1 °С).
Морфолого-физиологические свойства
бактерий определяли по Берги [2]; способность
расщеплять казеин — на агаре с обезжиренным
молоком по зонам осветления вокруг колоний;
липолитические свойства — на мясо-пептонном
агаре с дрожжевым экстрактом и*трибутирином
по зонам осветления вокруг колоний.
Указанные биохимические свойства споровых
бактерий проверяли при температурах 30, 10, 5
и 2 °С.
При исследовании выделенных штаммов
наблюдали образование колоний, характерных для
каждого вида споровых бактерий, при 10 °С —
на 5—7 сут, при 5 °С — на 10 сут, при^2 °С —
на 14 сут, при 30 °С — через 48—72 ч.
По морфолого-культуральным и
физиологическим признакам бактерии были разделены на
четыре группы (см. таблицу) ^идентифицированы
как Bacillus subtilis (Ehrenberg 1835) Cohn
1872 (I группа), В. albolactis Migula 1900 (II
группа), В. simplex Meyer at Qottheil in Gott-
heil 1901 (III группа), неидентифицированные
(IV группа).
Определение протеолитической и липолитиче-
ской способности психротрофных споровых
бактерий при 30 °С показало, что из 41 штамма
18 обладали одновременно способностью к про-
теолизу казеина и расщеплению трибутирина,
шесть штаммов вызывали только протеолиз
казеина. У остальных штаммов протеолитические
и липолитические свойства были слабо
выражены либо вообще не проявились (группа IV).
Для дальнейшего исследования при низких
положительных температурах были отобраны
штаммы с наиболее выраженными протеолити-
ческими и липолитическими свойствами: в
первой группе штамм 19, во второй — штамм 23,
в третьей — штамм 24.
Исследования показали, что все отобранные
штаммы споровых бактерий вызывали
протеолиз казеина при 2, 5 и 10 °С (рисД 1).
Наибольшая активность при низких положительных
температурах отмечена при 10 °С. С
понижением температуры протеолитическая активность
уменьшалась.
У всех штаммов споровых бактерий
обнаружена способность расщеплять трибутирин при
низких положительных температурах, что
свидетельствует об их липолитической активности.
С понижением температуры размер зон
осветления трибутирина убывал, т. е. липолитиче-
скаяfактивность бактерий снижалась (рис. 2).
С повышением температуры до 30 °С
протеолитическая и липолитическая активность
споровых бактерий резко возрастала, так как
оптимальная температура их развития лежит в
этой /области.
; щ Исследованные споровые бактерии отнесены к
психротрофным согласно требованию
Международной молочной федерации: психротрофными
/ппы
Номер гр1
1
II
III
Вид бактерий
СО
со
CQ
со
"о
го
*о
го
СО
X
О)
"о.
'со
CQ
Характеристика
колоний
(поверхность, цвет)
Плоская,
мелкоскладчатая,
морщинистая, с неровными
краями, серовато-
кремового цвета
Плоская, грубомор-
щинистая в центре,
с ризоидными
краями, желтоватого
цвета
Гладкая, жирнобле-
стящая, с ровными
краями, серого
цвета
Форма
клеток,
подвижность
Короткие,
активно
подвижные
палочки
Короткие,
толстые,
подвижные
палочки
Мелкие,
подвижные
палочки
Рост в МПБ

Мелкоскладчатая
пленка

Поверхностная
морщинистая
пленка
Муть,
осадок
Рост в|МПБ
с 2% NaCl
+
+
+
Разжижение
желатина

Послойное

Послойное
Послой-
' ное
Рост в молоке

Свертывание,
пепто-
низация

Свертывание,
пепто-
низация
Пепто-
низация
Расщепление
трибутирина
+
+
+


зование
со
О
ее
аз
я
—
со
03
X
S
я
03
+
+
1
Восстановление
нитратов
+
+
Ферментация углеводов
3
СО
О
2
к
и
+
+
+
з
со
О
н
03
3
со
о
о,
СО
X
СО
о
+
+
—
3
о
о
—
03
X
ВС
я
оЗ
%
+
+
'
О
X
X
\о
со
а 3
СО СП
+
37

во
50-
40
30
20
/О
О
50
30
20
10
т
\10 х
^и 1
Й=Т^
*~г~$
л/
.,х
^^х
Jfi^-*
JL-C
Pj-«
15 t}cym
Рис. ЫЩротеолиз казеина психротрофными
споровыми бактериями при различных температурах:
а — штамм 19 (I группа); б — штамм 23 (II группа); в — штамм
24 (III группа).
микроорганизмами следует считать те, которые
способны размножаться при 7 °С и ниже,
независимо от их оптимальной температуры роста.
Таким образом, установлено, что в
плавленом сыре содержатся психротрофные споровые
бактерии, обладающие протеолитическими и ли-
политическими свойствами при низких
положительных температурах.
40
30
20
10
I О
Кх
hor
(С
у—& ¦=<
Г Ь 2
I
/о
Fn
30
20
10
О
Qf=\
tJff°ff
fO J
? 4/2 I
J «f
/z?
XT r, ^/77
Рис. 2. Расщепление трибутирина психротрофными
споровыми бактериями при различных температурах:
а — штамм 19 (I группа); б — штамм 23 (II группа); в — штамм
24 (III группа).
В процессе хранения плавленого сыра при
2,5 и 10 °С не обнаружено размножения
споровых бактерий. Однако протекающие при этих
температурах метаболические процессы у пси-
хротрофных споровых бактерий могут вызвать
изменение белковой и жировой части плавленого
сыра и отрицательно повлиять на его качество
при холодильном хранении.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Качество плавленых сыров при холодильном
хранении /Н. Н. Фильчакова, Е. Л. Моисеева,
Л. А. Мишучкова и др. — Холодильная техника,
1979, № 2.
2. В е г g e y's Manual of determinative bacteriology.
8th ed. Eds. Buchanan R. E., Gibbons N. E. The
Williams and Wilkins Company. Baltimore, 1974.
3. Grosskopt I. S., Harper W. I. — Milchwis-
senschaft, 1974, Bd. 29, № 8.
4. L a r k i n I. M., Stokes I. L. — J. of
Bacteriology, 1966, Vol. 91, № 5.
5. S h e h a t a Т. Е., Collins E. B. — Appl.
Microbiology, 1971, Vol. 21, № 3.
6. Shehata Т. Е., Alvaro Duran,
Collins E. B. — J. of Dairy Science, 1971, Vol. 54,
№ 11.
38

В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
УДК 536, 24: [725. 355: 641. 004. 4]
О применении термодинамической теор
для камер хранения
Канд. техн. наук Г. К. МНАЦАКАНОВ, И. В. БУШТЛ
Одесский технологический институт холодильной
промышленности
В исходных положениях термодинамической
теории [1] указано, что в результате колебаний
температуры воздуха и хранящегося в камере
продукта «фазы нагревания!продукта
чередуются с фазами охлаждения, вызывающего потери
влаги». При этом считается, что потери влаги
могут быть лишь в фазе охлаждения. Однако
усушка происходит и) в фазе нагревания, если
температура поверхности продукта выше
температуры точки росы окружающего воздуха.
Такие условия создаются в начале каждой фазы
нагревания, но они термодинамической теорией
не охватываются.
Для практических расчетов усушки в
термодинамической теории принимается, что «линии
постоянной относительной влажности воздуха в
узком интервале изменения температуры при
обычном влажностном режиме в холодильных
камерах практически параллельны». Однако это
допущение не согласуется с основными
положениями термодинамики влажного воздуха. На
любом температурном уровне линии cp=const
представляют собой пучок расходящихся линий,
кривизна которых определяется масштабом i,
d-диаграммы.
Следовало бы показать, к какой погрешности
приводит это допущение.
По термодинамической теории усушка
полностью определяется теплопритоком Q к
вентилирующему воздуху при неизменной температуре
в камере. Для вычисления Q при холодильном
хранении пищевых продуктов, не выделяющих
биологического тепла(тепло дыхания
растительных продуктов Q6=0), предложена зависимость:
Q = QbhA— ет. э),
где Qbh — внешние теплопритоки в холодильную
камеру, кДж;
ет э — коэффициент теплотехнической эффективности
системы охлаждения, представляющий собой
долю внешних теплопритоков, которые
переносятся к охлаждающим приборам без
участия продукта как промежуточного хладо-
носителя.
Численные значения коэффициента ет э
В. 3. Жадан предлагает находить только
опытным путем. Расчетные зависимости для опреде-
тепловлажностных процессов
ления 8ТЭ не приведены, но численные
значения этого коэффициента для некоторых типов
охлаждающих приборов имеются в табл. 2 [1].
Не ясно, на основании каких результатов
испытаний получены эти данные.
Если значение ет э получено из расчетных
данных Д. Г. Рютова [3, стр. 64], то становится
понятной высокая сходимость результатов
расчетов в табл. 1 и 2 [1]. При таком способе
определения етэ значения удельной усушки,
вычисленные по методам Д. Г. Рютова и В. 3. Жа-
дана, должны совпадать.
Вероятно, что аналитическое выражение для
определения коэффициента sT э окажется не
менее сложным, чем известные зависимости для
расчета теплового потока, подведенного к
продуктам. Таким образом, все трудности,
связанные с определением этого теплового потока по
существующим методам, перенесены автором [1]
на коэффициент теплотехнической
эффективности 8Т э.
Отсутствие расчетных зависимостей для
вычисления коэффициента 8Т э затрудняет анализ
тепловлажностных процессов в камерах с
различными системами!охлаждения, а также
исключает применение термодинамической теории
для анализа эффективности и прогнозирования
новых охлаждающих систем без проведения их
испытаний.
Нами была рассчитана усушка мороженого
мяса по зависимостям, предложенным В. 3. Жа-
даном, для камеры хранения Волховского
холодильника [2]. Получено большое расхождение
расчетных и опытных данных.
На основании вышеизложенного можно
сделать заключение, что термодинамическую
теорию тепловлажностных процессов В. 3. Жадана
следует рассматривать как рабочую гипотезу
применительно к камерам хранения продуктов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Жадан В. 3. Термодинамическая теория
тепловлажностных процессов в камерах холодильников.—
Холодильная техника, 1979, № 6.
2. М н а ц а к а н о в Г. К.» Б у ш т а И. В.,
Чумак Н. И. Процессы тепло- и массообмена в
камерах хранения мороженых грузов. —
Холодильная техника, 1978, № 12.
3. Р ю т о в Д. Г. Пути уменьшения потерь при
хранении мороженого мяса. — В кн.: Доклады от СССР
девятому Международному конгрессу холода. М.,
Госторгиздат, 1957.
39

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 621.57.041-213.3.001.4:620.1.03
Испытание кожухов
герметичных компрессоров
на прочность и плотность
Л. Л. ФЕЛЬДМАН, В. М. ГЕРМАН
Ростовский специализированный производственный
комбинат по торговой технике
В соответствии с требованиями ГОСТ 22502—77
после сварки полукожухов герметичные
холодильные компрессоры должны подвергаться
испытанию на прочность воздухом или инертным
газом в бронекамере под давлением 2,0 МПа
(~20 кгс/см2) — компрессоры, работающие на
R12, или 2,2 МПа (—22 кгс/см2) —
компрессоры, работающие на R22.
Испытание на плотность проводится также
воздухом или инертным газом при давлении
1,6 МПа (~16 кгс/см2). Компрессор должен
находиться под водой. При отсутствии выделения
пузырьков воздуха считается, что сварочные
швы выдержали испытание.
На Ростовском специализированном
производственном комбинате ранее проводили испытания
на прочность и плотность в одной и той же
заполненной водой до определенного уровня бро-
неванне — цилиндрической емкости,
закрывающейся крышкой с электрическим замком,
Испытываемый компрессор подсоединяли к
шлангам, опускали в броневанну, закрывали
крышкой, подавали воздух под соответствующим
давлением для испытания на прочность, затем
сбрасывали давление до 1,6 МПа, открывали
крышку броневанны и визуально определяли
отсутствие пузырьков воздуха.
Хотя инструкцией оговаривалось наличие
минимального слоя воды над компрессором,
практически, так как испытывали компрессоры
различных марок (а следовательно, и габаритных
размеров), слой воды над ним завышался.
Это приводило к тому, что в случае разрыва
шва полукожухов возникал гидравлический удар
и у броневанны выбивало крышку или
происходили другие разрушения (их характер
зависел от конструкции броневанны). Существовала
реальная опасность травмирования людей.
Кроме того, отсутствие подсветки воды, которую
нелегко было устроить в цилиндрической броне-
ванне с толщиной стенки около 20 мм,
затрудняло выявление выделяемых пузырьков воздуха.
.^Чтобы исключить возникновение
гидравлического удара, на Ростовском специализированном
производственном комбинате испытания
кожухов компрессоров на прочность и плотность
теперь проводят раздельно на стенде (см. рисунок).
На прочность компрессоры испытывают при
давлении 2,0—2,2 МПа в броневанне, не
заполненной водой, а на плотность — при давлении
1,6 МПа в открытой ванне, заполненной водой,
которая устанавливается возле броневанны.
Броневанна изготовлена из нержавеющей
стали, оборудована хорошей подсветкой, что
повысило качество проверки.
Испытания на прочность проводят следующим
образом: всасывающий и нагнетательный
штуцеры компрессора подключают к шлангам и
опускают компрессор в броневанну, закрывают
крышку ванный поднимают давление до
заданного значения B—2,2 МПа); выдерживают
необходимое время, затем давление в кожухе
компрессора сбрасывают до 1,6 МПа; открывают
крышку ванны (при давлении выше 1,6 МПа
электрозамок крышки не открывается).
С помощью грузоподъемного устройства
компрессор переносят из броневанны в открытую
ванну с водой. После проверки на плотность
компрессор вынимают, сбрасывают избыточное
давление и отсоединяют шланги.
Если при проверке на прочность происходит
разрыв шва полукожухов, опасность
возникновения гидравлического удара исключается, бро-
Стенд для испытаний герметичных компрессоров на
прочность и плотность:
В1—В4 — вентили; PI, Р2 — ресиверы; Ml, M2 — манометры;
К — компрессор; МО — маслоотделитель; КП — клапан
предохранительный; ЖМ — манометр электроконтактный; РД —
реле давления; Б К — броневанна; КИ — испытываемый
компрессор; Кр — крышка броневанны; ВП — ванна для испытаний
на плотность.
40

неванна при ударе полукожуха о крышку не
разрушается.
Раздельный метод испытаний на прочность и
УДК 628.84-52
Регулирование температурно-
влажностного режима в
кондиционируемых камерах
с использованием
электронного блока обегания
Канд. техн. наук Л. В. БРАЙЛОВСКИЙг
канд. техн. наук Ю. Н. ТАХЦИДИ
Казанский инженерно-строительный институт
М. М. ПРОСВИРНИКОВ, Б. М. ПРОСВИРНИКОВ
Казанский хладокомбинат
В настоящее время на ряде предприятий мясной
и молочной промышленности в камерах
созревания сыра и сушилках колбас внедряются
автоматизированные технологические
кондиционеры типа КТР. Таких камер обычно бывает не
менее двух.
Динамические свойства указанных камер,
характеризующиеся коэффициентом передачи! /С,
постоянной времени Т и времени запаздывания
т, позволяют использовать релейные и
импульсные регуляторы для стабилизации; в них
температурных и влажностных режимов Л Поэтому в
основу схемы автоматизации рассольных
кондиционеров типа КТР заложена схема,
разработанная во ВНИХИ и предусматривающая
использование позиционных регуляторов типов ПТР
и СПР в комплекте с импульсаторами
(ступенчатые импульсные прерыватели СИП или блоки
импульсного регулирования БИР-013 М). При
этом выходная цепь регулятора коммутируется
с входными цепями исполнительного механизма
в промежуток времени, равный длительности
импульса Ти. Связь прерывается на время паузы
Т
Поскольку обычно Т,П>ТИ, можно
использовать один регулятор для регулирования
параметров воздуха кондиционируемой камеры
или один щит автоматики для регулирования
температурно-влажностных режимов в
нескольких камерах. Это достигается переключением
входных и выходных цепей регуляторов с
помощью обегающего устройства. При этом
отпадает необходимость использования ступенчатых
импульсных прерывателей в цепях
регулирования температур рассола и воздуха, поскольку
и эти функции принимает на себя^блок обега-
плотность в разных[ваннах позволил, наряду с
обеспечением надежности, повысить качество
проверки.
ния. На первом этапе было сконструировано и
изготовлено электромеханическое обегающее
устройство. Приводом его служил синхронный
двигатель. Основные недостатки этого
устройства — большие габаритные размеры и наличие
подвижных частей. Для их устранения был
разработан электронный блок обегания на четыре
точки — ЭБО-4 (см. рисунок).
Питание схемы осуществляется со второй
обмотки силового трансформатора через
выпрямительный мост, на выходе которого находится
конденсатрр С5 для сглаживания пульсаций
выпрямленного напряжения.
Прибор имеет четыре канала, но их
количество можно увеличить. Для*пуска схемы в работу
нажимается кнопка Кн1. Через^переменный ре-
i зистор R1 начнет заряжаться 'конденсатор С1
в цепи базы транзистора VI и, когда
напряжение на нем достигнет необходимой величины,
транзистор откроется и через]?" переход коллек-
г тор-эмиттер и переменный резистор R2 откроется
тиристор V2. После этого срабатывает реле
первой ячейки обегания и своими контактами
коммутирует цепи датчиков и выходные цепи
i приборов автоматического контроля и
регулирования. Одновременно через контакт Р1-1 и
переменный резистор R3 начнет заряжаться
3 конденсатор С2.
Аналогично описанному откроется транзис-
- тор1 V4 и тиристор V5. Сработает реле второй
ячейки обегания, а в первой ячейке конденса-
> тор С1 разрядится через диод V6 и открытый
- тиристор V5. Тиристор V2 закроется, реле пер-
л вой ячейки обегания отпустят. Аналогично про-
4 исходит выключение третьей и последующих
я ячеек. Для контроля работы схемы включение
а каждой ячейки сигнализируется сигнальными
л лампами JI1—JI4.
л Подбирая сопротивления переменных
резисторов, регулируют частоту переключений ячеек.
Прибор конструктивно построен по блочному
принципу. Платы ячеек изготавливают печат-
>i ным способом и при помощи1 разъемов подклю-
я чают к блоку коллектора. Монтаж блока
коллектора, выполненный печатным способом, двух-
л сторонний. Переход с одной стороны на другую
I- осуществлен впайкой проводников. Соединение
[- прибора с цепями датчиков и измерительных
х приборов* жгутовое с распайкой; на блоке кол-
)- лектора.
у Сравнение технических] характеристик элек-
i- тромеханического и электронного блоков обе-
41

Принципиальная схема электронного блока обегания
ЭБО-4:
Р1-1—Р4-3 —реле типа РЭС-22РФ4500131; R1 — R8—
резисторы; Л1-—Л4 — лампы; CJ — C5 — конденсаторы; Кн1 —
кнопочный нажимной выключатель; Tpl — трансформатор; Пр1 —
предохранитель; В1 — выключатель; ТС1 — ТС4 — датчики
температуры; ЭВЧ1—ЭВЧ4 — датчики влажности; VI, V4,
V7, VI0 — транзисторы КТ315; V2, V5, V8, F11 — тиристоры
КУЮ1; V3, F6, 1/9, V12, F13—У16 — диоды Д226; ПТР —
регуляторы температуры; СПР — регулятор влажности; 1-1—4-6 —
исполнительные цепи.
гания показало, что при меньших габаритных
размерах и отсутствии перемещающихся "частей
электронный блок обеспечивает устойчивую
коммутацию измерительных и исполнительных
цепей с требуемой периодичностью.
Описанный блок обегания компонуется в виде
приставки к щиту автоматики кондиционеров
типа КТР. Блок внедрен на Казанской масло-
сырбазе.
УДК 663.674:663.052.004
Применение альгинатов
натрия в производстве
мороженого
Канд. техн. наук Ю. А. ОЛЕНЕВ, Т. В. ПРОКОФЬЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности *
Альгинат натрия является одним из лучших
стабилизаторов, применяемых в производстве
мороженого. Он отличается хорошими эмульги-
"В р а б о т е принимали участие: Н. Н. Шпяки-
Г1а — ВНИХИ; д-р техн. наук В. С. Баранов, Р. П. Ку-
чумова — МИНХ им. Г. В. Плеханова.
рующими, пенообразующими и
стабилизирующими свойствами. Его используют в основном в
мороженом на молочной основе. Для смесей с
высокой кислотностью, в частности плодово-
ягодных, альгинат натрия не применяется, так
как он чувствителен к действию кислоты.
В ряде зарубежных стран альгинат натрия
применяют в композиции с другими
стабилизаторами: камеди, пектином и карбоксиметил-
целлюлозой.
В нашей стране в настоящее время
производится лишь технический альгинат натрия.
ВНИХИ и МИНХ им. Г. В. Плеханова
совместно разработали технологию получения
пищевых альгинатов натрия и изучили возможность
использования их в производстве мороженого.
Новая технология производства альгината
натрия отличается от применяемой более тща-
42

тельной обработкой водорослей (Беломорская
ламинария) и очисткой альгиновой кислоты.
Были изготовлены три образца альгината
натрия, отличающиеся 4 по способу
высушивания его водного раствора. Характеристика
образцов приведена в табл. 1.
Таблица 1
Показатели
Цвет
Запах
Внешний вид
Влажность. %
Зольность. %
рН 1%-ного раствора
при 20 С
Содержание альгиновых
кислот, %
Содержание веществ,
нерастворимых в кипящей
воде, %
Содержание мышьяка,
мг/кг
Молекулярная масса
Растворимость в воде, ч
Характеристика о
№ 1

Сероватый

Отсутствует

Пластинки
12,0
19,5
5,90
88,6
0,108
0,0026
140 350
№ 2

Сероватый

Отсутствует

Волокнистая
масса
17,0
19,5
6,35
89,5
0,080
±0,008
175 700
1,0—1,5
эразцор
№ 3

Сероватый

Отсутствует

Волокнистая
масса
17,0
17,2
6,55
94,0
0,100
—
201 800
В первой серии опытов полученные образцы
альгината натрия использовали при выработке
сливочно-белкового мороженого @,2 %
альгината натрия, 8 % жира, 12 % сомо, 14 %
сахарозы, 34 % сухих веществ). В качестве
стабилизатора в контрольной партии применили
желирующий картофельный крахмал A % по
отношению к массе мороженого), который в
настоящее время является самым
распространенным стабилизатором, применяемым в нашей
стране в производстве мороженого.
Альгинаты натрия перед внесением в смесь
растворяли в горячей воде G0 °С). Образец № 1
растворился полностью, но раствор имел
неприятный «рыбный» запах. При растворении
образцов № 2 и 3 остались нерастворенные
твердые частицы белого цвета.
Характеристика мороженого с разными
стабилизаторами после выхода из фризера
представлена в табл. 2.
Анализ табл. 2 показывает, что мороженое с
альгинатом натрия по качеству было лучше,
чем с желирующим картофельным крахмалом:
отмечалась более высокая дисперсность воздуш-
Таблица 2
Использованный
стабилизатор
Альгинат
натрия, образец
№ 1
Альгинат
натрия, образец
№ 2
Альгинат
натрия, образец
№ 3
Крахмал
картофельный
желирующий
Кислотность, °Т
22,0
22,0
22,0
22,0
Средний диаметр
воздушных
пузырьков, мкм
70,0
70,0
70,0
170,0
Взбитость, %
42,8
48,7
50,7
41,8
Органолептическне
показатели
Чистые вкус и
аромат, без посторонних
привкусов и запахов.
Однородные
консистенция и цвет,
свойственные сливочно-
белковому
мороженому
Чистые вкус и
аромат. Однородные
консистенция и цвет,
свойственные сли-
вочно-белковому
мороженому
ных пузырьков, благодаря чему при
закаливании мороженого образовывались более мелкие
кристаллы льда. Большая взбитость мороженого
с альгинатом натрия способствовала
формированию лучшей структуры и созданию мягкой,
эластичной консистенции. Такое мороженое
медленнее таяло.
Во второй серии опытов были испытаны
образцы альгината натрия № 2 и 3,
размельченные до порошкообразного состояния. Альгинаты
хорошо набухали и полностью растворялись в
холодной воде в течение 30—40 мин. В смесь
их вводили в виде 1%-ных растворов при
температуре 50—60 °С.
Мороженое, приготовленное с использованием
этих альгинатов, вследствие полного
растворения стабилизатора, имело более высокое
качество, чем мороженое с теми же стабилизаторами
в первой серии опытов. Оно получило высокую
оценку дегустаторов.
На основании проведенных исследований
лучшим был признан образец № 3 альгината
натрия. В настоящее время МИНХ им. Г. В.
Плеханова разрабатывает техническую
документацию на производство пищевых альгинатов
натрия с характеристикой, соответствующей этому
образцу.
Производство пищевых альгинатов натрия
предполагается на вновь строящемся заводе
в г. Архангельске.
43

ОХРАНА ТРУДА
И ТЕХНИКА
БЕЗОПАСНОСТИ
УДК [621. 565: 621. 564. 22]-78
Правила устройства и
безопасной эксплуатации
аммиачных холодильных
установок*
11. Эксплуатация холодильных установок
11.1 Компрессоры
11.1.1. Для безопасной эксплуатации
оборудования должны строго соблюдаться настоящие
Правила и инструкции по эксплуатации
холодильного оборудования, а также «Правила
технической эксплуатации и правила техники
безопасности при эксплуатации воздушных линий
электропередач, распределительных
электросетей и взрывоопасных электроустановок»
(приложение 4).
Эксплуатация'приборов иУ средств
автоматизации холодильных установок должна
осуществляться в соответствии с инструкциями по
эксплуатации приборов автоматики.
11.1.2. Всасывание паров аммиака
компрессорами помимо отделителя жидкости (или
сосуда, его заменяющего) не допускается.
11.1.3. Пропуск аммиака через сальники
компрессоров должен устраняться немедленно при
его обнаружении.
Открывать цилиндры компрессоров,
демонтировать аппараты, трубопроводы и арматуру
разрешается только после удаления из них аммиака.
Выполнение этих работ без аммиачного
противогаза марки КД и резиновых перчаток
запрещается.
Оставшийся аммиак выпускают из цилиндров
компрессоров через резиновый шланг, один конец
которого надевают на специальный вентиль,
расположенный на компрессоре, а второй —
выводят наружу в сосуд с водой (под ее уровень).
Во избежание попадания воды в цилиндры
компрессора перед выпуском аммиака
необходимо убедиться, что давление в них выше
атмосферного.
* Продолжение. Начало см. № 2, 3, 5, б, 7
за 1980 г.
11.1.4. При "внутреннем осмотре цилиндров,
картера и прочих частей машин, а также
аппаратов (сосудов) холодильной установки
разрешается пользоваться для целей освещения
только переносными лампами (во взрывозащищенном
исполнении)*напряжением не выше 12 В.
Пользоваться при этом открытым пламенем и курить
запрещается.
11.1.5. Перегрев паров аммиака, всасываемых
компрессором, должен быть 5—10 °С (для
одноступенчатых и второй ступени двухступенчатых
компрессоров) и 10—20 °С (для первой ступени
двухступенчатых компрессоров). Этот перегрев
определяют как разность между температурой
пара, измеренной по термометру перед
всасывающим штуцером компрессора, и температурой
кипения аммиака, определяемой по давлению
всасывания и таблице насыщенных паров
аммиака.
Мановакуумметр для измерения давления
всасывания должен выбираться таким образом,
чтобы погрешность при определении температуры
кипения была не более 5 °С.
11.1.6. Для определения температуры
нагнетаемых компрессором паров аммиака термометр
должен быть установлен в гильзе на
трубопроводе на расстоянии 200—300 мм от патрубка или
запорного вентиля компрессора.
Температура нагнетания для современных
компрессоров не должна превышать 160 °С
(если заводской инструкцией не предусмотрено иное
значение), а для горизонтальных тихоходных
компрессоров старых марок — 135 °С.
11.1.7. Запрещается применение впрыска
жидкого аммиака во всасывающий трубопровод
компрессора.
11.1.8. При внезапном появлении стука в
цилиндре компрессора машинист обязан
немедленно остановить компрессор и сообщить об
этом старшему машинисту, записав в суточный
журнал работы машинного отделения причину
остановки компрессора.
11.1.9. Преуменьшении перегрева и быстром
падении температуры нагнетаемых
компрессором паров аммиака, обмерзании (увеличении
степени обмерзания) стенок всасывающих
полостей и появлении других признаков
влажного хода (в поршневом компрессоре —
приглушенный стук в нагнетательных клапанах и
падение давления смазки; в винтовом — изменение
характера шума работы и падение давления
смазки; в ротационном многолопаточном —
изменение характера шума работы и увеличение
масла в маслоотделителе) необходимо
немедленно остановить компрессор, после чего закрыть
запорные всасывающий и нагнетательный
вентили, регулирующий вентиль и устранить
причину влажного хода компрессора. Перед
последующим пуском компрессора необходимо ос-
44

вободить его всасывающий трубопровод от
возможного скопления жидкости. При отсасывании
аммиака из остановленного компрессора
необходимо сливать воду из его рубашек.
11.1.10. В неавтоматизированной
холодильной установке, не оснащенной защитными
ресиверами, перед подключением к работающему
компрессору дополнительной тепловой нагрузки
(холодильной камеры после ее ремонта или
оттаивания батарей и т. п.) следует прикрыть
подачу жидкости в испарительную систему,
закрыть всасывающий запорный вентиль у
компрессора и только после подключения
дополнительной тепловой нагрузки постепенно открыть
последний, наблюдая за тем, чтобы температура
нагнетаемых паров была не ниже допустимой.
11.1.11. После ремонта и профилактики
холодильного оборудования, а также после
вынужденной остановки компрессора дежурная
смена может производить пуск его только после
письменного разрешения механика холодильной
установки (или лица, его заменяющего), который
должен лично удостовериться, что пуск
компрессора возможен и безопасен.
При этом пуск каждого компрессора
необходимо осуществлять вручную при закрытом
всасывающем вентиле после предварительного
дренирования всасывающего и нагнетательного тру-,
бопроводов компрессора от возможного
скопления жидкого аммиака с помощью дренажных
вентилей и трубопроводов.
Перед пуском винтового компрессора,
имеющего устройство для регулирования
производительности с ручным приводом, необходимо
вывести устройство в положение минимальной
производительности.
11.1.12. В зимнее время при перерывах в
работе холодильной установки и возможности
замерзания воды необходимо спускать ее из
охлаждающих рубашек цилиндров и сальников
компрессоров, водяньщ насосов, конденсаторов
закрытого типа, переохладителей и других
аппаратов, а также из водяных трубопроводов, для
чего должны быть предусмотрены спускные
краны в самых низких точках систем.
11.1.13. Все движущиеся и вращающиеся
части оборудования (маховики, валы, муфты,
передачи и др.) должны быть надежно ограждены
сплошными или сетчатыми ограждениями,
которые должны быть съемными и легкоразборными.
Узлы и детали ограждения должны быть
надежно укреплены и иметь достаточную
прочность и жесткость.
11.1.14. Доступ к движущимся частям
машины разрешается только после выключения
ее из работы и принятия всех мер против пуска
ее посторонними лицами.
Измерение линейного зазора в компрессоре
должно производиться только при ручном
проворачивании вала. На компрессорах и насосах,
работающих в автоматическом режиме, должны
быть на видном месте повешены таблички:
«Осторожно! Пускается автоматически».
11.1.15. Температура охлаждающей воды на
выходе из рубашек цилиндров компрессора не
должна превышать 45 °С.
11.1.16. Для смазки холодильных аммиачных
компрессоров должны применяться только
специальные, предназначенные для ^них масла.
Для каждого типа компрессора марка
применяемого масла должна соответствовать указанной
в инструкции завода-изготовителя.
11.1.17. Устройство ограждений передач от
двигателей к отдельным машинам и аппаратам
холодильной установки должно выполняться в
соответствии с «Правилами/техники безопасности
по устройству и эксплуатации .^трансмиссий»,
утвержденными ВЦСПС.
11.1.18. Допустимый уровень шума на
рабочих местах не должен превышать норм, приве-
денныхвГОСТ 12.1.003—76 и СНиП II—12—77.
Измерения шума на рабочих местах следует
производить в соответствии с ГОСТ 20445—75.
В случае, если степень воздействия шума
превышает норму, необходимо принимать меры по
его снижению.
11.1.19. Проверка и обкатка аммиачных
компрессоров после монтажа и ремонта должны
выполняться в соответствии с инструкциями
заводов-изготовителей.
11.1.20. Допускается установка в машинном
отделении воздушного компрессора,
предназначенного для пневматического испытания
аммиачной системы после монтажа или ремонта.
Если электрооборудование этого компрессора
не соответствует требованиям, предъявляемым
к взрывоопасным помещениям класса В-16,
при проведении пневматических испытаний
аммиачная холодильная установка должна быть
выключена из работы.
Использование такого воздушного
компрессора для других целей не допускается.
Перед испытанием помещение машинного
отделения должно быть тщательно
провентилировано средствами механической приточно-вы-
тяжной вентиляции.
11.1.21. Вход посторонних лиц в помещение
холодильной установки, работающей без
обслуживающего персонала, запрещается.
При входе в помещение холодильной
установки, работавшей без обслуживающего персонала,
должны соблюдаться меры предосторожности.
Эксплуатация не полностью
автоматизированной холодильной установки без надзора
машинистов запрещается.
11.2. Аппараты (сосуды)
11.2.1. При отсасывании аммиака из
аппаратов (сосудов) не разрешается быстро пони-
го
«

жать в них давление во избежание снижения
механической прочности их стенок из-за резкого
понижения температуры.
11.2.2. Необходимо систематически удалять
лед, образующийся в зимнее время на
оросительном конденсаторе и лестницах с площадками
для его обслуживания.
Эта работа должна выполняться в
соответствии с указаниями механика холодильной
установки или замещающего его лица.
11.2.3. Очистка от водяного камня труб
конденсатора должна выполняться под
руководством механика холодильной установки и только
после освобождения конденсатора от аммиака.
Необходимо (не реже одного раза в месяц)
проверять отходящую из конденсатора воду на
присутствие аммиака (приложение 12).
11.2.4. Отдельно стоящие помещения
конденсаторов и ресиверов должны закрываться на
ключ, который должен находиться у дежурной
смены холодильной установки.
11.2.5. Хлористый кальций для
приготовления рассола должен удовлетворять
требованиям ГОСТ 450—77.
11.2.6. При использовании кожухотрубных
испарителей должен применяться рассол с
концентрацией, соответствующей температуре
замерзания на 8 °С ниже рабочей температуры
кипения аммиака.
11.2.7. При охлаждении воды в
кожухотрубных испарителях температура кипения аммиака
должна быть не ниже 2 °С.
11.2.8. В системах рассольного охлаждения
необходимо периодически (не реже одного раза
в месяц) проверять рассол на присутствие в
нем аммиака (приложение 12).
11.2.9. Масло из маслоотделителей (при
отсутствии автоматического перепуска в картер
компрессора) и аппаратов стороны высокого и
низкого давления необходимо периодически
перепускать в маслосборники. Из маслосборников
оно должно выпускаться при давлении, близком
к атмосферному, — выше его на 0,1—0,2 кгс/см2
@,01—0,02 МПа) — после отсасывания паров
аммиака через устройство для отделения
жидкости.
Выпуск масла непосредственно из аппаратов
(сосудов) холодильной установки запрещается.
На маслосборниках также должен быть
установлен манометр.
При выпуске масла обслуживающий персонал
должен пользоваться противогазом марки КД
и резиновыми перчатками, а также обязан
постоянно наблюдать за выпуском масла.
11.2.10. Воздух и другие
неконденсирующиеся газы должны выпускаться из системы в сосуд
с водой через специально устанавливаемый
аппарат — воздухоотделитель.
46
При использовании автоматизированных,
непрерывно действующих воздухоотделителей
подача воды в сосуды должна осуществляться
непрерывно, с переливом ее избыточного
количества (до 3—5 л/ч).
11.2.11. Дежурный машинист обязан
записывать в журнал работы холодильной
установки все эксплуатационные показатели и режимы
работы оборудования по температурам,
давлениям и пр. согласно форме журнала
(приложение 13). Кроме того, в журнал должны
записываться возникшие неисправности оборудования
и принятые меры по их устранению.
11.2.12. Запрещается * использование в
холодильных установках линейных ресиверов (не
унифицированных) в качестве защитных,
дренажных или циркуляционных, а также
кожухотрубных испарителей — в качестве
конденсаторов (и наоборот) ввиду возможного
несоответствия марок стали, из которых изготовлены
аппараты, новым рабочим условиям.
11.2.13. Для лучшей очистки от масла и
повышения надежности работы защитных реле
уровня к аппаратам (сосудам) стороны низкого
давления должен быть присоединен трубопровод
горячих паров аммиака.
При прогреве аппаратов (сосудов) и
освобождении от жидкого аммиака давление в них не
должно превышать давления испытания на
плотность для аппаратов (сосудов) стороны
всасывания в соответствии с табл. 6.1.
11.2.14. В холодное время года при остановке
компрессоров необходимо сливать воду из
конденсаторов закрытого типа, установленных
снаружи.
11.2.15. Аппарат (сосуд) должен быть
выключен из работы в случаях:
а) повышения давления в сосуде выше
разрешенного, несмотря на соблюдение всех
требований, указанных в инструкции;
б) неисправности предохранительных
клапанов;
в) обнаружения в основных элементах
сосуда трещин, выпучин, значительного утончения
стенок, пропусков или потения в сварных швах,
течи в заклепочных и болтовых соединениях,
разрыва прокладок;
г) возникновения пожара, непосредственно
угрожающего сосуду под давлением;
д) неисправности манометра и невозможности
определить давление по другим приборам;
е) неисправности или неполном количестве
крепежных деталей крышек и люков;
ж) неисправности указателя уровня
жидкости;
з) неисправности (отсутствия)
предусмотренных проектом контрольно-измерительных
приборов и средств автоматики.
20

11.3. Трубопроводы и
оборудование холодильных камер
11.3.1. В условиях эксплуатации должна
поддерживаться максимальная плотность
аммиачной системы, обеспечивающая практическое
отсутствие утечки аммиака и невозможность
попадания воздуха в систему. Для нахождения мест
утечки аммиака разрешается пользоваться
только химическими (приложение 14) и
специальными другими индикаторами.
11.3.2. Все запорные вентили на аммиачных
нагнетательных магистралях должны быть
запломбированы в открытом положении, за
исключением запорных вентилей компрессоров.
Запорные вентили на сливных трубах
отделителей жидкости и разделительных сосудах
должны быть также запломбированы в открытом
положении.
11.3.3. Запорные вентили на жидкостных
трубопроводах между конденсаторами и
регулирующей станцией, вентили на уравнительных
жидкостных и паровых линиях, соединяющих
ресиверы с конденсаторами, а также вентили на
колонках с реле уровня на отделителях
жидкости, промежуточных сосудах,
циркуляционных и других ресиверах должны быть
запломбированы в открытом положении.
11.3.4. При установке на обводной линии теп-
лообменного аппарата для использования тепла
перегретых паров аммиака разрешается
смонтировать дополнительный вентиль на общей
нагнетательной магистрали. В этом случае при
отключении теплообменного аппарата его
вентилями дополнительный запорный вентиль на
магистрали должен быть запломбирован в
открытом положении.
11.3.5. Пломбирование запорных вентилей на
нагнетательных магистралях и снятие пломб
возлагается на механика холодильной
установки.
В крайне необходимых случаях разрешается
снять пломбу с запорного вентиля и закрыть
его. При наличии двух и более нагнетательных
магистралей запорные вентили для их
переключения должны быть запломбированы.
11.3.6. Во избежание заклинивания клапанов
запорных вентилей (не имеющих обратного
затвора сальника при выведенном маховике)
запрещается держать их в открытом до отказа
положении. После полного открывания вентиля
необходимо повернуть его маховичок обратно,
примерно на V8 оборота.
11.3.7. На щите регулирующей станции возле
каждого регулирующего вентиля должна быть
надпись с указанием, какой аппарат или какое
охлаждаемое помещение обслуживает
регулирующий вентиль.
11.3.8. В местах, где аммиачные арматура и
трубопроводы могут быть повреждены
транспортными средствами или грузами, обязательно
устройство металлических защитных
ограждений.
11.3.9. Подтягивание болтов во фланцевых
соединениях, полную или частичную замену
сальниковой набивки запорной арматуры (не
имеющей обратного затвора сальника)
аппаратов (сосудов) необходимо производить осторожно,
предварительно отсосав аммиак из
поврежденного участка и отключив этот участсУк от
остальной аммиачной системы.
11.3.10. В холодильных камерах
запрещается укладка грузов вплотную к потолочным и
пристенным аммиачным батареям, а также на
трубы батарей и соединительные трубопроводы.
Необходимо соблюдать расстояние от батарей до
грузового штабеля в соответствии с
технологическими инструкциями, но не менее 0,3 м.
11.3.11. При оттаивании снеговой шубы с
охлаждающих устройств горячими парами
аммиака давление в батареях и
воздухоохладителях не должно превышать давления испытания
на плотность для аппаратов (сосудов) стороны
всасывания в соответствии с табл. 6.1.
Давление в батареях^ и воздухоохладителях
должно контролироваться манометром.
Перед оттаиванием батарей и
воздухоохладителей необходимо освобождать их от жидкого
аммиака и скопления масла, которые следует
сливать в дренажный ресивер с последующим
выпуском масла из него через маслосборник.
Выпуск масла непосредственно из батарей и
воздухоохладителей запрещается.
Оттаивание должно производиться в
соответствии с инструкцией (приложение 15).
В холодильных камерах, оборудованных
батареями непосредственного охлаждения,
оттаивание должно проводиться регулярно во
избежание чрезмерного накопления снега и льда,
могущих вызвать нарушение герметичности
батарей и соединительных трубопроводов.
11.3.12. Перед оттаиванием
воздухоохладителей при помощи вмонтированных в них
электрических нагревательных элементов
воздухоохладители необходимо освободить от жидкого
аммиака.
11.3.13. В целях предотвращения" выброса
жидкого аммиака из охлаждающих устройств
во всасывающую магистраль компрессоров
(влажный ход компрессоров) при резком
увеличении тепловой нагрузки администрация
предприятия должна установить порядок извещения
руководителями соответствующих
подразделений дежурных машинистов компрессорного цеха
о времени загрузки продуктов в камеры
холодильной обработки и хранения.
11.3.14. У входа в охлаждаемые помещения
должна быть вывешена инструкция по.охране
47

от повреждения установленного в них
холодильного оборудования и трубопроводов.
11.4. Средства!
индивидуальной защиты
11.4.1. На аммиачных холодильных
установках должны быть исправные противогазы типа
КД, изолирующие дыхательные аппараты
сжатого воздуха типа АСВ, которые необходимо хра:
нить в машинном отделении в специальном
застекленном шкафу у выхода. Снаружи машинного
отделения (обязательно рядом с входной дверью)
в шкафу должны находиться запасные
противогазы типа КД. Количество противогазов в
каждом из шкафов должно соответствовать числу
рабочих машинного отделения, а количество
аппаратов типа АСВ — должно быть не менее
двух.
В шкафу с запасными противогазами должны
быть также запасные фильтры, количество
которых должно соответствовать числу рабочих
машинного отделения, занятых в одну смену.
Кроме того, противогазы и аппараты типа АСВ
должны быть в шкафу в коридоре (вестибюле),
прилегающем к холодильным камерам с
непосредственным ^охлаждением, а также в
производственных цехах Л где установлено
технологическое оборудование с непосредственным
охлаждением. Количество этих противогазов
должно соответствовать числу одновременно
работающих в указанных камерах (цехах), а количество
аппаратов типа АСВ должно быть не менее двух.
Рабочие и инженерно-технические работники
должны быть обеспечены защитной
спецодеждой, спецобувью и индивидуальными средствами
защиты в соответствии с типовыми отраслевыми
нормами, утвержденными Государственным
комитетом СССР по труду и социальным вопросам.
Кроме того, на каждом предприятии должно
быть не менее двух универсальных спасательных
гидрокостюмов (типа УСГК), предназначенных
для проведения^аварийных работ в загазованном
аммиаком помещении.
.11.4.2. В|помещение, в котором происходит
утечка аммиака, входить без противогаза не
разрешается. Аварийная работа в таком
помещении допускается при участии в ней не менее
двух человек и при наличии наряда — допуска.
При этом вне загазованной зоны должен
находиться наблюдающий с противогазом, а также
лицо, ответственное за исправное состояние,
правильную и безопасную эксплуатацию
холодильных машин и установок.
11.4.3. Обслуживающий персонал машинного
отделения аммиачных холодильных установок
обязан иметь при себе противогаз типа КД.
На все противогазы индивидуального
пользования должны быть заведены карточки учета,
в которые заносятся следующие даннью: дата
выдачи, дата осмотра и очередной проверки,
кому выдан, место хранения.
Противогазы необходимо проверять на
газопроницаемость в отношении аммиака не реже
одного раза в шесть месяцев. Для определения
правильности подбора маски, сборки и
исправности противогаз необходимо^периодически
проверять на герметичность в соответствии с
заводской инструкцией.
Исправность изолирующих дыхательных
аппаратов ^сжатого воздуха (типа АСВ) должна
проверяться в сроки в соответствии с
инструкцией завода-изготовителя.
Регулярно должна проводиться тренировка
рабочих в противогазах и изолирующих
дыхательных аппаратах применительно к действиям
в аварийных условиях. Программа тренировок
должна быть утверждена главным инженером
предприятия.

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК [621.643:621.5651.001.24
Определение оптимального
диаметра холодильных
трубопроводов
Г. Д. ЛУКЬЯНОВ
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
Трубопроводы для транспортировки хладагентов в
системах холодильных установок изолируют для
уменьшения теплопритока к жидкости и для предотвращения
конденсации влаги на поверхности трубопровода [2].
Применение теплоизоляционных материалов
увеличивает общие затраты и тем значительнее, чем больше
диаметр трубопровода.
Выбор диаметра трубопровода следует делать на
основании технико-экономического расчета исходя из
минимальных эксплуатационных затрат, включающих
амортизационные отчисления на материалы.
Приведенные затраты 3, руб/год, на изолированный
трубопровод:
3=С + ЕИК, A)
где С — эксплуатационные затраты, руб/год;
Ен— нормативный коэффициент эффективности;
К — капитальные затраты, руб/год.
Выражение A), без учета затрат на преодоление сил
трения в местных сопротивлениях, можно представить
как
3 =
Утп X vz
102п D l-2g9+nDlbEn,
B)
где V—объемный расход жидкости, перекачиваемой
насосом, м3/с;
т — цена 1 кВт-ч электроэнергии, руб/(кВт.ч);
п — продолжительность работы насоса за год, ч;
т] — КПД насоса;
X— коэффициент сопротивления трению;
D — внутренний диаметр трубопровода, м;
/ — длина участка трубопровода, м;
v — средняя скорость жидкости в трубе, м/с;
g—ускорение свободного падения, м/с2;
р — плотность жидкости, кг/м3;
Ь — стоимость 1 м2 поверхности трубопровода,
руб/м2.
Подставляя в формулу B) вместо скорости
выражение
v =41//я?>2
и приравнивая нулю частную производную 3 по D,
найдем:
?опт= 0,329
тп \o.i67
г\ЬЕи
0^0.167^0.5. C)
Плотности жидкого аммиака при температурах
_Ю-;—50 °С отличаются друг от друга на 7 %, а в
степени 0,167 — всего на 4 %. Если принять для
диапазона температур кипения от —10 до —50 °С постоянное
значение плотности жидкости при температуре —30 °С,
равное 677,7 кг/м3, то погрешность в определении
оптимального диаметра трубопровода даже при крайних
значениях указанного диапазона температур кипения
составит не более 2%.
Для многих практических задач коэффициент
сопротивления трению при движении жидкости в трубах
X можно принять равным 0,035 [1].
Тогда выражение C) можно представить в
следующем виде:
?>опт= 0,558
тп
0, 167
/0,5
D)
Из формулы D) видно, что оптимальный диаметр
возрастает с увеличением расхода жидкости и годовой
стоимости единицы установленной мощности тп и
уменьшается с увеличением стоимости 1 м2 поверхности
трубопровода ЬЕН и КПД насоса.
тп
Выражение
представляет собой технико-
Ьг)Ен
экономический критерий, характеризующий
особенности изготовления и эксплуатации холодильного
трубопровода. Обозначив его через Z и подставив его в
уравнение D), получим
D0
0,558Z°«16V'5.
E)
Для определения оптимального диаметра аммиачных
холодильных трубопроводов при температурах кипения
— Ю-Т-— 50 °С построена номограмма (см. рисунок).
На ней показаны значения условных проходов
диаметров по ГОСТ 8733—58, применяемых в холодильной
технике [3]. Как видно из номограммы, в пределах за-
5}0 V105}M5/c
Номограмма для определения оптимального диаметра
холодильных трубопроводов при транспортировке
жидкого аммиака.
49

данных значений технико-экономического критерия Z
каждому диаметру труб промышленного изготовления
соответствуют определенные значения расхода. Так,
например, для трубы диаметром 57X3,5 мм V =
= 0,0008-0,00166 м3/с.
Примеры определения оптимального диаметра
трубопровода приведены на номограмме для температуры
кипения t0 = —30 СС.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Куры л ев Е. С, Г е р а с и м о в Н. А.
Холодильные установки. Л., Машиностроение, 1970.
2. Рекомендации по применению полимерных
теплоизоляционных материалов для холодильных
трубопроводов. М., ВНИХИ, 1972.
3. Рубинович Л. Д. Изготовление и монтаж
трубопроводов и охлаждающих приборов
холодильных установок. М., Пищевая промышленность, 1970.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 720266 B1) 2650468/23-06 B2) 31.07.78 2E1)
F 25 В 9/02 E3) 621.57.012.4 G2) А. К. Грезин,
Е. П. Мовчан, Э. А. Фишер
E4) 1. БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЙ
МИКРОХОЛОДИЛЬНИК, содержащий кожух и размещенные в нем
теплообменник в виде трубок, навитых на сердечник,
и транзитную трубку со змеевиком и дросселем,
отличающийся тем, что, с целью сокращения времени
выхода на рабочий режим, сердечник выполнен полым
и состоит из двух коаксиальных цилиндров из
материалов с различными коэффициентами линейного
расширения, жестко соединенных на теплом конце
теплообменника и имеющих на холодных концах дроссельные
отверстия, причем в полость сердечника, образующую
коллектор, введены концы трубок теплообменника.
а часть змеевика транзитной трубки размещена вокруг
дроссельных отверстий.
2. Микрохолодильник по п. 1, отличающийся тем, что
дроссельные отверстия размещены под углом 45...90°
к оси сердечника.
3. Микрохолодильник по п. 1, отличающийся тем, что
дроссельные отверстия выполнены с диаметром,
большим величины взаимного перемещения холодных
концов цилиндров.
A1) 724896B1) 2667836/28-13B2) 25.09.78 2 E1)F
25D 29/00; G 05 D 23/01 E3) 51.533.6 G2) В. А. Ло-
бачев G1) Специальное конструкторское бюро по
приборостроению
E4) ТЕРМОРЕЛЕ С АВТО КОРРЕКЦИЕЙ ЗОНЫ
НЕЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ, содержащее
термочувствительный элемент и механизм настройки необходимого
температурного режима в холодильнике, включающий
пружину настройки, кулачок и узел автокоррекции
зоны нечувствительности с винтом настройки,
отличающееся тем, что, с целью упрощения конструкции,
узел автокоррекции зоны нечувствительности
выполнен в виде ползуна, закрепленного между кулачком
и пружиной настройки, а винт настройки зоны
нечувствительности установлен на ползуне.
A1) 729419 B1) 2493986/28-13 B2) 02.06.77 2E1)
F25D13/06 E3) 621.565.3 G2) Г. С. Апаев, М. П.
Кузьмин, В. А. Воскобойников, О. Г. Комяков и А. А. Му-
саев G1) Всесоюзный научно-исследовательский
институт консервной и овощесушильной промышленности
E4) МОРОЗИЛЬНЫЙ АППАРАТ ДЛЯ
ЗАМОРАЖИВАНИЯ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ, включающий
теплоизолированный цилиндрический корпус с
рубашкой для циркуляции хладагента и патрубками для
подачи и отвода теплообменного газа, формы с
кассетами для продуктов, привод и механизм загрузки и
выгрузки кассет, отличающийся тем, что,' с целью
интенсификации замораживания продуктов путем
непрерывного ведения процесса, корпус имеет
кольцеобразную форму с разрывом для загрузки и выгрузки
кассет и снабжен отсекающими приспособлениями,
установленными на входе и выходе корпуса и
соединенными между собой направляющими для
транспортирования форм с кассетами, при этом каждая из форм
имеет дугообразную рейку для взаимодействия с
приводом.

A1) 729421 B1) 2545900/24-06 B2) 02.12.77 2E1)
F26 В25/18; F26 В5/06 E3) 66.047.922.25 G2) В. П.
Латышев, В. П. Агафонычев, Г. В. Семенов, М. Н.
Устинов и И. К. Горшков G1) Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной
промышленности и Научно-производственное объединение
птицеперерабатывающей и клеежелатиновой
промышленности «Комплекс»
E4) ПРОТИВЕНЬ СУБЛИМАЦИОННОЙ СУШИЛКИ
с продольными ребрами и греющими каналами,
отличающийся тем, что, с целью повышения
эксплуатационных характеристик, противень снабжен
электронагревательным элементом, помещенным в греющие
каналы, которые расположены в основаниях ребер.
A1) 729432 B1) 2585557/29-06 B2) 06.03.78 2 E1)
F 28 D 7/00; F 25 В 33/00 E3) 621.565.94 : 621.57.043
G2) К. 3. Халдей, М. Ш. Чавусер, Д. И. Хараз и
Л. Н. Тимофеева G1) Производственное объединение
«Техэнергохимпром»
E4) КОЖУХОТРУБНЫЙ ТЕПЛООБМЕННИК,
преимущественно генератор абсорбционной холодильной
машины, содержащий вертикально расположенный
трубный пучок, закрепленный в верхней и нижней
трубных решетках, и дополнительный трубный пучок,
расположенный в межтрубном пространстве и
закрепленный нижним концом в трубной доске,
отличающийся тем, что, с целью выравнивания температурного
поля по длине труб и интенсификации теплообмена,
трубы дополнительного пучка установлены с осевым
зазором к верхней трубной решетке и в местах
крепления к трубной доске заключены в цилиндрические
стаканы, установленные с осевым зазором относительно
нижней решетки.
A1) 729445 B1) 2053259/18-10 B2) 19.08.74 2 E1)
G01]F 1/05; G01 F 1/06 E3) ,681.121.4 G2) Н. П, Вея-
лис, А. В. Долгов, Ю. А. Комаров, 3. Г. Наринская,
Б. И. Никитин, М. Д. Силин, В. И. Фомина и Л. Н. Шо-
нин G1) Научно-исследовательский институт
теплоэнергетического приборостроения
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ РАСХОДА
ЖИДКОСТИ ИЛИ ГАЗА, содержащее немагнитный
цилиндрический|корпус с входным и выходным
патрубками тангенциального ввода и вывода потока, с
отводящим каналом переменного сечения,
чувствительный элемент в виде шара, расположенного в
ограничителе, и бесконтактный узел съема сигнала,
отличающееся тем, что, с целью расширения диапазона
измеряемых расходов путем регулирования частоты вращения
шара, ограничитель выполнен в виде диска с
отверстиями, установленного соосно в корпусе с
возможностью поворота и расположенного в полости между
входным и выходным патрубками тангенциального ввода
и вывода потока, причем наружный диаметр диска
равен внутреннему диаметру цилиндрического корпуса.
В НТО ПИЩЕВОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
УДК [621.561.59:664:637H01.71 @63)
Республиканский научно-технический
семинар в г. Кутаиси
С 9 по 10 апреля 1980 г. в г. Кутаиси
состоялся республиканский научно-
технический семинар на тему
«Новые достижения холодильной
техники и технологии в пищевых
отраслях промышленности и сельском
хозяйстве», организованный
Республиканским правлением НТО
пищевой промышленности Грузинской
ССР.
¦ В работе семинара приняли
участие 105 специалистов —
представители Минмясомолпрома и Минпи-
щепрома республики, Всесоюзного
научно-исследовательского
института холодильной промышленности,
редакции журнала «Холодильная
техника», Грузгипропищепрома, Груз-
НИИПП, * ВНИИЧП, ГПИ им.
В. И. Ленина, Северо-Кавказского
отделения *|ВНИХИ, Грузгипрогор-
строя и др.
Семинар открыл председатель
Республиканского правления НТО,
заместитель министра пищевой
промышленности Грузинской ССР
Р. Т. Чхаидзе. Во вступительном
слове он отметил возросшее за
последнее время использование
искусственного холода в пищевых
отраслях промышленности и в сельском
хозяйстве для сохранения качества
скоропортящегося сырья и
сокращения потерь при его заготовке,
транспортировке, холодильной
обработке и хранении.
С докладом «Новое в технологии
холодильной обработки, хранения и
транспортировки мясных и
молочных продуктов» выступил
заведующий технологическим отделом
ВНИХИ И. И. Каргальцев, который
осветил результаты
научно-исследовательских работ ВНИХИ по
совершенствованию технологических
процессов холодильной обработки,
хранения и транспортировки
мясных, молочных и растительных
продуктов.
В докладе, сделанном Н. Г. Крей-
мер (ВНИХИ) «Пути сокращения
расхода электроэнергии при
холодильной обработке и хранении
пищевых продуктов», был дан анализ
структуры энергозатрат при
производстве холода, вскрыты причины
перерасхода электроэнергии и на-
51

мечены пути снижения энергозатрат
при эксплуатации холодильных
установок.
Начальник холодильного отдела
Грузгипропищепрома, председатель
секции холодильной техники РП
НТО пищевой промышленности
Грузинской ССР Г. 3. Хечуашвили
в докладе «Проектирование,
эксплуатация и перспективы развития
холодильных объектов пищевой
промышленности и сельского хозяйства
республики на 1981 —1985 гг.»
остановился на перспективах развития
холодильного хозяйства в
винодельческой, консервной, чайной
промышленности и сельском хозяйстве
республики и осветил работу института
по совершенствованию проектных
решений холодильников для пищевых
отраслей промышленности
Грузинской ССР.
В докладе «Эксплуатация и
перспективы развития холодильного
хозяйства предприятий мясной и
молочной промышленности
республики» начальник отдела главного
механика и энергетика Минмясомол-
прома Грузинской ССР Н. В. Элио-
зишвили охарактеризовал динамику
роста емкостей холодильников
республики за период 1975—1980 гг.
и перспективы развития
строительства производственных
холодильников на 1981 — 1990 гг. Докладчик
привел данные по емкостям камер
холодильников и мощности
холодильных установок,
проанализировал недостатки и указал пути
улучшения проектирования и
эксплуатации холодильников.
В докладе В. И. Гомелаури,
О. Ш. Везиришвили (ГПИ им.
В. И. Ленина), Г. 3. Хечуашвили
(Грузгипропищепром) «Комплексное
применение теплонасосных установок
(ТНУ) на чайных фабриках» были
приведены эксплуатационные
показатели технико-экономической
эффективности применения ТНУ для
комплексного теплохолодоснабжения
чайных фабрик, проанализирован их
топливно-энергетический баланс,
намечены мероприятия по экономии
энергоресурсов и перспективы
широкого! внедрения ТНУ в
промышленности.
Доклад Г. Б. Шварца
(Грузгипропищепром) «Новые схемы
автоматизации холодильных установок для
предприятий пищевой
промышленности» был посвящен
технологическим схемам регенерации и
рекуперации процессов обработки вин и
коньяков холодом и теплом в тепло-
обменной аппаратуре.
В докладе М. Г. Хвития (ГПИ
им. В. И. Ленина) «Применение
теплонасосных установок для
теплохолодоснабжения предприятий
молочной промышленности» приведена
каскадная схема теплохолодоснабжения
пастеризационно-охладительной
установки для обработки молока
теплом и холодом на сырмаслозаводе
ПО «Тбилмолоко».
Во время работы семинара
состоялась конференция читателей журнала
«Холодильная техника».
Сообщение об итогах работы
редколлегии журнала за 1979 г. и
задачах в свете решений июльского
A978 г.) и ноябрьских A978 и 1979 гг.)
Пленумов ЦК КПСС сделала
заместитель главного редактора Л. Д.
Акимова. Было отмечено, что в
журнале регулярно освещаются
вопросы научно-технического и
производственного характера, связанные
с производством и применением
холода в различных отраслях
народного хозяйства страны, публикуются
новости холодильной техники и
технологии за рубежом и в странах СЭВ,
справочные материалы,
необходимые для производственников и
проектировщиков, печатаются
дискуссионные статьи. В 1979 г. выпущен
ряд тематических номеров, в
частности, по вопросам сокращения
потерь мяса и мясных продуктов при
холодильной обработке и хранении
на производственных холодильниках
мясной промышленности, экономии
энергоресурсов при эксплуатации
холодильных установок.
В прениях по докладам и
содержанию журнала «Холодильная
техника» выступили представители
предприятий, институтов и министерств:
М. И. Размадзе (РП НТО
Пищепром), Н. М. Унгиадзе (Тбилгипро-
горстрой), В. Ш. Почхидзе (ГПИ
им. В. И. Ленина), 3. К. Бокучава
(ВНИИЧП), И. О. Гонгладзе (Сам-
трест), А. А. Мусаев (сырмаслозавод
в г. Дманиси).
Выступающими была отмечена
большая роль журнала в развитии
научно-технического прогресса в
области холодильной техники и
технологии. Публикуемые в журнале
справочные материалы по холодильным
машинам и приборам автоматики
широко используются специалистами
на предприятиях, в НИИ,
проектных и учебных институтах.
Были высказаны пожелания чаще
публиковать статьи по
проектированию и эксплуатации систем холодосна-
бжения и кондиционирования
воздуха в промышленных и
административно-общественных зданиях,
экономии энергоресурсов на
предприятиях, о новостях холодильной
техники в странах СЭВ.
Для участников семинара были,
организованы экскурсия на
винодельческий завод в г. Кутаиси и
осмотр исторических памятников
города.
52

КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
ДК [621.565:628.84:658.512.21@49.32)
Полезное пособие
Свердлов Г. З.г Явнель Б. К. Курсовое и дипломное проектирование
холодильных установок и систем кондиционирования воздуха.
2-е изд., перераб. и доп.
М., Пищевая промышленность, 1978, 264 с, 40 000 экз., 90 коп.
Первое издание учебного пособия «Курсовое и
дипломное проектирование холодильных установок и систем
кондиционирования воздуха^), выпущенное в 1972 г.,
получило признание у преподавателей и учащихся
техникумов, для которых оно предназначалось в первую
очередь, у студентов высших учебных заведений, а
также у инженерно-технических работников,
занимающихся проектированием холодильных установок.
Поэтому появление в свет второго, переработанного и
дополненного издания вполне закономерно.
Книга состоит из трех частей.
В первой части «Проектирование холодильных
установок», включающей семь глав, приводятся
исходные материалы, необходимые для проектирования
холодильных установок, объемно-планировочные решения
охлаждаемых объектов, обосновывается выбор
строительных конструкций, систем охлаждения,
рассматриваются методика расчета потребности предприятий
различных отраслей пищевой промышленности в
искусственном холоде, методика расчета и подбора
основного и вспомогательного холодильного
оборудования.
Проектированию систем кондиционирования
воздуха посвящена вторая часть книги. Излагается
методика графо-аналитических расчетов проектирования
СКВ, составления материальных и тепловых балансов,
дается обоснование выбора системы
кондиционирования воздуха и основного оборудования.
В третьей части книги приводятся основные технико-
экономические показатели проектирования
холодильных установок и систем кондиционирования воздуха
распределительных и производственных
холодильников и торговых предприятий.
По расположению материала, обилию конкретных
примеров расчета, введению новых данных в области
холодильной техники настоящее издание выгодно
отличается от первого.
Тем не менее в рецензируемой книге имеются
отдельные недостатки.
Поскольку книга посвящена вопросам
проектирования (курсовое и дипломное), в ней, на наш взгляд,
следовало бы дать более полное представление об основных
задачах проектирования, его стадиях и их составе.
При рассмотрении типов холодильников (с. 19 и
табл. 2.1) целесообразно четко подразделить
холодильники по условным емкостям, а также в зависимости от
выполняемых функций.
В связи с увеличением выпуска мяса в охлажденном
виде надо было бы пересмотреть вопрос о числе камер
хранения охлажденного мяса (с. 23).
Большую пользу принесло бы расширение
справочного материала, необходимого при курсовом и
дипломном проектировании (например, климатологические
данные и др.).
При определении цеховых расходов (с. 248)
указывается, что фонд заработной платы цехового
персонала (ИТР и служащих) должен быть увеличен на
размер премии за выполнение плана по всем показателям.
Это неверно, потому что в годовой фонд заработной
платы не включаются суммы премий ИТР и служащих,
а также суммы, предусмотренные для поощрения всех
работников по итогам работы за год.
В состав цеховых расходов не включены
амортизационные отчисления от стоимости зданий и сооружений,
расходы на изобретательство и рационализацию.
Желательно экономические расчеты закончить
определением показателей, которые характеризовали бы
экономическую эффективность проектируемого
компрессорного цеха. Для этого рассчитанную в проекте
себестоимость 4186,8 кДж A000 ккал) холода можно
сравнить со среднеотраслевой себестоимостью или с
себестоимостью той же единицы в цехах передовых
предприятий. Величина проектируемой себестоимости
должна быть ниже — это даст экономический эффект
работы цеха. Сравнение можно сделать также по
показателю производительности труда.
Отмеченные недостатки не снижают ценности
рецензируемой книги, которая несомненно нужна читателю.
Канд. техн. наук А. И. ПЛЕШКОВ,
канд. техн. наук А. Г. ВОЛКОВ
Воронежский технологический институт
53

ХРОНИКА
К 70-летию
М. Г. Шумелишского
Исполнилось 70 лет со дня рождения крупного
специалиста в области холодильного машиностроения,
лауреата Государственной премии СССР, кандидата
технических наук Марка Григорьевича Шумелишского.
Проработав ряд лет на производстве, М. Г. Шуме-
лишский с 1932 по 1938 г. учился в Московском высшем,
техническом училище им. Н. Э. Баумана. После
окончания училища он работал на московском заводе
«Компрессор» инженером-проектировщиком, а затем
заместителем начальника сборочного цеха.
В мае 1942 г. Марк Григорьевич добровольно ушел
на фронт. За мужество, проявленное в боях на
Западном и 1-м Украинском фронтах, М. Г. Шумелишский
награжден медалями «За отвагу», «За боевые заслуги»,
«За взятие Берлина», «За освобождение Праги» и др.
По окончании Великой Отечественной войны Марк
Григорьевич работал в Главкислороде, а в 1948 г.
вернулся на завод «Компрессор». С 1958 по 1972 г. он
работал главным конструктором завода и начальником
СКБ, а в настоящее время является ведущим
специалистом по перспективным разработкам новых
холодильных машин.
М. Г. Шумелишский вносит большой вклад в
развитие отечественного холодильного машиностроения. Под
его руководством разработаны и внедрены в серийное
производство градации блок-картерных и оппозитных
машин, судовых холодильных установок, ряды судовых
и стационарных теплоиспользующих холодильных
машин, а также фреоновые машины для Варшавского
Дома культуры, пароэжекторные машины для
Московского университета и Бхилайского металлургического
комбината.
К 70 -летию А. В. Кана
В августе 1980 г. исполнилось 70 лет со дня рождения
одного из старейших холодильщиков — ветерана труда
Александра Владимировича Кана.
После окончания в 1931 г. холодильного факультета
Московского института сельскохозяйственного
машиностроения им. М. И. Калинина он начинал свою трудовую
деятельность в тресте Мясохладстрой, где занимался
проектированием и монтажом холодильников в
Москве, Одессе, Семипалатинске и других городах.
С 1937 по 1978 г. Александр Владимирович
непрерывно работал в рыбной промышленности, причем
последние 20 лет руководил оснащением
рефрижераторного флота современной холодильной техникой, в том
числе винтовыми компрессорными агрегатами,
фреоновыми, воздушными и другими системами охлаждения.
Он принимал участие в проектировании крупных
отечественных рефрижераторных судов и в приемке
головных судов, построенных для СССР в ПНР, ГДР,
Швеции, Голландии и во Франции.
С 1945 г. А. В. Кан — член КПСС.
Александр Владимирович является автором несколь-
В 1965 г. Марк Григорьевич защитил диссертацию
на соискание ученой степени кандидата технических
наук.
М. Г. Шумелишский — автор книги «Эжекторные
холодильные машины» A961 г.), являющейся
единственным пособием по их конструированию. Им написана
глава для первого и второго изданий
энциклопедического справочника «Холодильная техника». В журнале
«Холодильная техника» опубликованы его
многочисленные статьи по различным вопросам конструирования,
исследования и эксплуатации холодильных машин. Он
является автором ряда изобретений. *
Марк Григорьевич много внимания уделяет
подготовке и воспитанию инженерных кадров. В числе
работников завода «Компрессор», ВНИИхолодмаша и
других организаций много его учеников. В течение ряда
лет М. Г. Шумелишский преподавал в Московском
институте химического машиностроения, неоднократно
был председателем Государственной экзаменационной
комиссии при выпуске молодых специалистов в
Ленинградском технологическом институте холодильной
промышленности.
Трудовая деятельность М. Г. Шумелишского
получила высокую оценку: он награжден орденом
Трудового Красного Знамени, ему присуждена Государственная
премия СССР.
Поздравляя Марка Григорьевича Шумелишского со
славным юбилеем, редакция журнала «Холодильная
техника» и товарищи по совместной работе желают ему
доброго здоровья и дальнейших творческих успехов.
ких изобретений в области техники замораживания
рыбы на судах, соавтором ряда печатных трудов —
энциклопедического справочника «Холодильная техника»
(первого и второго изданий), книг «Холодильное
оборудование рыбопромышленного флота» и «Судовые
холодильные установки с винтовыми компрессорами», а
также многих статей в отечественных и зарубежных
журналах.
Александр Владимирович с 1945 г. был членом
Научного совета по холоду Госкомитета СССР по науке и
технике, Ученого совета ВНИХИ, секции Технического
совета ВНИИхолодмаша, принимает активное участие в
деятельности Научно-технического совета Минрыбхоза
СССР. В течение многих лет он активно участвовал в
работе редколлегии журнала «Холодильная техника».
А. В. Кан награжден медалями «За трудовое
отличие», «Ветеран труда», а также значком «Отличник
Министерства рыбного хозяйства СССР».
Редколлегия журнала «Холодильная техника»
сердечно поздравляет Александра Владимировича с
юбилейной датой и желает ему доброго здоровья.
54

В МЕЖДУНАРОДНОМ
ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
XV МЕЖДУНАРОДНЫЙ КОНГРЕСС ПО ХОЛОДУ
УДК [621.565:629.114.444:629.463.12:629.123.44 3@48.8)
Наземный и морской холодильный транспорт
(Обзор докладов на заседаниях комиссий D2u D3 МИХ)
Во время работы комиссий D2 (наземный холодильный
транспорт) и D3 (морской холодильный транспорт) на
XV Международном конгрессе по холоду было
рассмотрено 34 доклада, посвященных различным проблемам
развития рефрижераторного транспорта, в том числе
16 по собственно холодильному транспорту и
контейнерам, 2 по обеспечению качества грузов, перевозимых
холодильным транспортом, 7 по охлаждающим
системам и выбору оборудования и 9 по холодильной
обработке и транспортировке рыбы.
Основное внимание было уделено развитию
контейнеризации как в наземном, так и в морском
холодильном транспорте, поскольку широкое применение
контейнеров позволяет более надежно сохранить качество
скоропортящихся пищевых продуктов и создать лучшие
условия для их реализации.
Рассмотренные доклады свидетельствуют о широком
диапазоне исследований, проводимых в ряде стран.
Особое внимание привлек доклад X. Ф. Мефферта
(Нидерланды) «Проблема многоцелевых
автотранспортных средств для перевозок замороженных продуктов»,
осветившего возможность создания таких транспортных
средств, которые должны вписываться в существующую
систему транспорта, стать органическим звеном всей
транспортной цепи.
Поскольку авторефрижераторы объединяют три
различные системы — транспортировку, размещение
грузов и охлаждение, то при разработке
универсального транспортного средства необходимо компромиссно
учитывать требования всех названных систем.
Важнейшим требованием транспортной системы является
соблюдение следующих показателей: длина, ширина,
высота, общая масса и нагрузка на ось. Так, например,
для многих европейских стран длина полуприцепа
должна быть 12,5, прицепа 7,2, ширина 2,5 и высота 3 м,
общая масса поезда — грузовик + прицеп или
полуприцеп — 38 т, масса пустой машины около 10 т.
В системе размещения при оптимизации процесса
распределения груза следует учитывать такое
сопредельное звено, как хранение. В этом отношении весьма
важно установить модульные единицы груза, при
которых он должен свободно входить в пространство,
предназначенное для его укладки. X. М. Мефферт
высказывает различные соображения об объеме грузового
пространства. В докладе с позиции выбора оптимальных
решений для универсального транспортного средства
рассматриваются также его важнейшие элементы —
изоляция, холодильная установка, устройства
вентиляции, циркуляции и распределения воздуха.
В докладе Дж. X. Адлера (Великобритания)
«Тенденции развития холодильного транспорта в
Великобритании» указывается, что транспортные средства и
их конструкции должны совершенствоваться с учетом
современных тенденций по сбыту пищевых продуктов.
Одной из них является изменение размеров партии
груза, что, в свою очередь, приводит к более
частым перевозкам. Это предъявляет новые требования к
рабочим характеристикам транспортных средств и их
конструкции (температура и ее регулирование, методы
замораживания продуктов и др.). С этими
тенденциями связано стремление производить продукты
расфасованными, применять для их размещения и
транспортировки специальные поддоны. В докладе указывается,
что в Великобритании установлены выработанные
многолетним опытом довольно жесткие требования к
транспортировке замороженных продуктов. Считается, что
температура замороженных пищевых продуктов при
транспортировке не должна быть выше —15 °С, а
температуру воздуха в грузовом объеме следует
поддерживать на уровне —23 °С или ниже. Кроме того,
температура должна быть достаточно стабильна. В этой
связи серьезное внимание уделяется изысканию
наиболее эффективной конструкции транспортного
средства. Одна из таких широкоприменяемых конструкций
соединяет функции ограждения с теплопоглощением.
Охлаждающие эвтектические плиты с размещенными в
них испарителями образуют ограждения
транспортного средства. В этом случае большая часть
поверхности воспринимает тепловую нагрузку и, в то же время,
является ограждением.
Как указывается, при таком устройстве довольно
быстро устанавливается запроектированная
температура (без применения вентиляторов) и поверхность
менее подвержена обмерзанию.
П. Крести (Швейцария) в докладе «Использование
«съемных» кузовов новой конструкции для
железнодорожных и шоссейных перевозок скоропортящихся
продуктов» изложил перспективное решение проблемы
наземных перевозок пищевых продуктов. Чтобы
избежать перевалки грузов, ранее были разработаны
различные системы перевозки грузов автомобильным и
железнодорожным транспортом, например, трейлеры
для перевозки железнодорожных вагонов по шоссе,
транспортные средства со съемными осями для
железнодорожных и шоссейных перевозок, контейнеры
различной конструкции и др. В настоящее время
сконструирован съемный кузов шириной до 2,5 м, т. е.
допустимой на шоссейных дорогах, который снимается с
вагона или автомашины простыми
подъемно-транспортными механизмами. Общие наружные размеры кузова,
м: ширина 2,5, длина от 6,25 до 12,192, высота 2,6.
Общая масса от 14,3 до 33,0 т. По мнению автора, съем-
55

ные кузова в наибольшей степени отвечают
современным требованиям по экономному использованию
энергии, безопасному движению на дорогах, низкой
стоимости транспортных средств и охране окружающей
среды. Поэтому их целесообразно использовать при
транспортировке пищевых продуктов.
Съемный кузов оснащается холодильным
агрегатом, который размещают в торцевой части. Обращено
внимание на тщательное выполнение изоляции кузова,
которая должна обеспечивать в первоначальном
состоянии значение коэффициента теплопередачи kn <
< 0,3 Вт/(м2- К) ив период эксплуатации ks <
< 0,4 Вт/(м2.К).
В кузове устанавливаются 25 поддонов размером
0,8X1,2 м (или 22 поддона размером 1X2 м).
Внутренняя циркуляция воздуха в съемных кузовах такая же,
как и в других контейнерах. Для перевозки мяса
предусмотрены направляющая рама и крюки, на которые
подвешивают туши. При перевозке продуктов, которые
нельзя грузить на обычную высоту, на боковых стенках
устанавливают опоры, на них укладывают настил,
служащий промежуточным полом кузова. Источник
холода съемного кузова должен быть выполнен в виде
одного блока ограниченных габаритов и легко
разбираться (например, испаритель плоской формы).
Предпочтителен холодильный агрегат^ электроприводом.
Можно применять азотную систему^охлаждения. В этом
случае жидким азотом заполняют ^цилиндрический
резервуар емкостью 400 л. Температура может
поддерживаться до —30 °С. Разрабатывается также
устройство для охлаждения кузова сухим льдом, с
соответствующим регулированием процесса его сублимации.
В связи с увеличением объема морских перевозок
скоропортящихся продуктов, появлением новых
маршрутов и увеличением числа судов конструкция
последних также изменилась. Вместо многопалубных
появились суда-контейнеровозы, что также
свидетельствует о все возрастающем значении^контейнеров. Этой
проблеме был посвящен доклад Д. Калле (Франция)
«Проблемы холодильного складирования
скоропортящихся продуктов, транспортируемых в изотермических
контейнерах». Применение контейнеров снижает до
минимума количество рабочих операций от начального
до конечного звеньев холодильной цепи и, что также
очень важно, уменьшает повреждениями порчу пищевых
продуктов. В докладе описаны три типа изотермических
контейнеров AС, ICC, 1AA). Ширина контейнеров
2435 мм, длина соответственно 6053, 6053, 12 190 и
высота 2438, 2591 и 2591 мм. Контейнеры имеют два
цилиндрических осевых отверстия, расположенных на
противоположной от дверцы стороне. Свежий воздух
поступает через нижнее отверстие, проходит между
напольными профилями, расположенными вдоль
контейнера, равномерно распределяется при движении через
груз и отводится через верхнее отверстие.
Для охлаждения контейнеров применяют жидкий
азот или используют компрессионные холодильные
агрегаты. Два баллона с жидким азотом встроены в блок,
который закрепляется с помощью специальных
затворов в двух верхних углах передней стенки контейнера.
Баллоны соединены с форсункой, обеспечивающей
цикличное распыление хладагента. Таким образом,
продукты могут храниться в широком диапазоне температур
от —30 до +20 °С. Этот способ охлаждения, несмотря
на ряд преимуществ, в 2—4 раза дороже, чем
установки с обычным холодильным оборудованием, из-за
высокой стоимости жидкого азота.
Система охлаждения с использованием
компрессионных холодильных агрегатов позволяет хранить
продукты при температурах от +15 до —25 °С. В
некоторых случаях холодильные установки оборудуют
дизельным двигателем и, таким образом, они являются
автономными.
При использовании изотермических контейнеров
для транспортировки продуктов в низкотемпературном
режиме необходимо предусмотреть их специальное
хранение на конечных станциях в течение определенного
периода времени.
Д. Калле считает, что для хранения продуктов при
низких температурах в течение короткого периода
времени можно использовать установки, работающие на
жидком азоте, для более длительного же хранения
целесообразно применять установки механического
охлаждения.
В ряде докладов освещались результаты
экспериментов, проведенных в последнее время в целях
определения оптимального режима транспортировки
скоропортящихся продуктов. Так, например, в докладе С. Ме-
ца (ГДР) «Микроклимат в грузовом пространстве
вагонов-рефрижераторов и возможность обеспечить
определенную относительную влажность» подчеркивается
важность поддержания в грузовом помещении
оптимальной относительной влажности, так как потери из-за
обезвоживания пищевых продуктов весьма велики.
Овощи вследствие обезвоживания от 3 до 4 % вянут, их
вид становится непривлекательным, обезвоживание
фруктов от 4 до 6 % приводит к невосполнимым
изменениям структуры, значительным потерям
витаминов, особенно витамина С, и, следовательно, к
значительному ухудшению их качества.
Экспериментально установлено, что при
транспортировке свежего мяса при слишком низкой
относительной влажности в грузовом помещении, кроме
интенсивного обезвоживания, наблюдается значительное
обсеменение бактериями.
При современном развитии холодильной цепи и
увеличении расстояний транспортировки продуктов
относительно легко обеспечивается поддержание
температуры в грузовом помещении, но весьма трудно
относительной влажности, которая обычно слишком
низка. Поэтому необходимо детально исследовать все
факторы, влияющие на влажность в грузовом объеме, в
частности, изучать процессы, происходящие на
поверхности груза и других поверхностях грузовых
помещений, свойства покрытого инеем испарителя,
исследовать изоляцию, а также воздухонепроницаемость
корпуса транспортных средств и др.
Наиболее вероятно, что для резкого уменьшения
обезвоживания продуктов при транспортировке
целесообразно разработать особую конструкцию
рефрижераторных вагонов, например, имеющую специальные
рубашечные охлаждающие системы.
В докладе О. Боргнес (Норвегия) «Определение
величин k грузовых рефрижераторных трюмов судов с
помощью конденсаторного теплового баланса»
фиксируется внимание специалистов водного
рефрижераторного транспорта на теплоизоляции судна. В условиях
эксплуатации значение k значительно труднее
определить по сравнению с другими характеристиками
оборудования. Автор рекомендует достаточно простой,
практичный и точный метод теплового баланса
конденсатора для определения величин k ограждения во
время эксплуатации. Метод применим как для установок с
непосредственным кипением хладагента, так и с
применением хладоносителей.
В докладе приводится схема установки при
осуществлении испытания по рекомендуемому методу.
Одним из главных условий получения надежного
результата является стабильная температура
окружающей среды и не слишком малый перепад температур
наружного воздуха и воздуха в трюме. Проведенные
испытания показали, что этот метод обеспечивает
получение достаточно надежных результатов и что величина
k= 0,52 Вт/(м2*К), часто используемая при расчете
изоляции судовых холодильных установок, является
56

достоверной при новой изоляции и стандартных
методах конструирования и качества строительства
охлаждаемых трюмов.
Особое положение в серии докладов, посвященных
транспортировке пищевых продуктов и транспортным
рефрижераторным средствам, занял доклад проф.
Г. Лоренцена «Перевозки замороженных продуктов в
изолированных контейнерах без охлаждения». Он
привлек наибольший интерес среди других докладов
оригинальной и, пожалуй, неожиданной трактовкой
проблемы транспортировки скоропортящихся продуктов.
Опыты транспортировки замороженных пищевых
продуктов показывают, что значительная часть тепло-
притоков в транспортные рефрижераторные средства
(автомобили, железнодорожные вагоны, контейнеры и др.)
поглощается продуктами, а не системой охлаждения.
Это вызывает повышение их температуры. В частности,
Норвегия экспортирует в год около 150 тыс. т
мороженых рыбопродуктов, из которых значительная часть
\ (около трети) вывозится в европейские страны
автомобильным и железнодорожным рефрижераторным
транспортом и время в пути составляет несколько дней.
При этом на рефрижераторном транспорте применяют
холодильные машины, жидкий азот, либо сухой лед,
которые, естественно, занимают немало места и
увеличивают общую массу транспортного средства.
Проведенные в Норвегии опыты в эксплуатационных
условиях показали возможность перевозки продуктов
на довольно большие расстояния без охлаждения в
пути. Однако для удовлетворительной транспортировки
продуктов с использованием их аккумулирующей
способности необходимо предварительно (перед
транспортировкой) продукты переохладить и обеспечить
достаточную и равномерную циркуляцию воздуха в
грузовом объеме, исключающую неравномерное повышение
температуры продукта, а также четко контролировать
время транспортировки.
В докладе показано, что при суточной
транспортировке продукт необходимо переохладить на 2,5 °С, при
двухдневной — на 5 °С, шестидневной — на 15 °С.
При транспортировке продуктов в пределах Европы
достаточно их предварительно переохладить один раз,
при перевозках же на более длительные расстояния
требуются промежуточные станции охлаждения в
нескольких точках пути следования груза. Помимо
переохлаждения, важными практическими мерами,
обеспечивающими успех транспортировки пищевых продуктов
рассматриваемым способом, являются: использование
для изоляции лучших материалов или увеличение ее
толщины, применение более совершенного способа
складирования продукта, способствующего уменьшению
разности между температурами отдельных частей гру-
>
за, создание условий для свободной циркуляции
воздуха вдоль стен с применением для этой цели
пристенных решеток, контейнеров с рифлеными стенками или
так называемых «рубашек», использование
принудительной циркуляции воздуха для достижения еще
более однородного температурного поля (для этого
достаточно очень малого источника энергии), защита от
теплового излучения верхних слоев транспортируемого
груза.
Из доклада проф. Г. Лоренцена следует, что
применяя новый способ транспортировки замороженных
продуктов, можно значительно упростить
оборудование, снизить затраты на него и увеличить объемы
перевозок — и все это за счет более четкой организации и
контроля за работой транспорта.
В докладах советских ученых излагались
актуальные проблемы^как наземного, так и водного
рефрижераторного транспорта, важные выводы базировались
на результатах, полученных на основе исследований и
экспериментов. В. И. Бондаренко, Б. И. Веркин,
Е. М. Медведев, Н. А. Шулико в своем докладе
рассмотрели вопросы охлаждения и холодильного
хранения черноморского шпрота в контейнерах с
использованием системы охлаждения жидким азотом.
В докладе В. П. Зайцева, А. Г. Ионова, О. К. Бо-
голюбского, С. Я. Мекеницкого доложено об итогах
исследования работы холодильных установок на
борту рыбопромысловых судов и созданного в СССР
роторного морозильного агрегата.
Об автоматическом регулировании температуры
хладагента в системе охлаждения морозильных аппаратов
с изменяющейся тепловой нагрузкой было рассказано
в докладе А. Г. Ионова, О. К- Боголюбского,
B. Н. Эрлихмана.
Результаты изучения теплового баланса
транспортных средств применительно к вагонам-рефрижераторам
рассмотрены в докладе Г. И. Берникова, М. С.
Панова, С. А. Сапожникова.
Важным вопросам дальнейшего развития
железнодорожного рефрижераторного транспорта в СССР
посвящен доклад М. Г. Беренштейна, В. Н. Васильева,
C. В. Трофимова и С. А. Сапожникова о системах
регулирования и управления для холодильного
оборудования, выпускаемого в СССР.
Доклады советских ученых и специалистов вызвали
у участников Конгресса большой интерес и безусловно
явились важным, прогрессивным вкладом в труды этого
международного форума.
Обзор подготовил проф. В. П. ЗАЙЦЕВ,
член коллегии Министерства рыбного
хозяйства СССР
57

«ИНРЫБПРОМ-80
УДК 621.56/.59: [637.56:338.4]
Холодильная техника —рыбной промышленности
14 августа в5 Ленинграде открывает- 2 раза ниже на 1 т льда, чем у ана- магнитного отжима пластин всасы-
ся международная специализиро- логичных льдогенераторов. Эконо- вающих клапанов компрессора,
ванная выставка «Инрыбпром-80» — мический эффект от применения од- Создание нового ряда компрессо-
«Средства добычи, обработки рыбы ного такого льдогенератора на судах ров и одновременно широкого уни-
и морепродуктов и воспроизводства промыслового флота составит фицированного ряда компрессион-
водных биоресурсов». Это крупней- 5740 руб. в год. ных и компрессорно-конденсатор-
ший смотр научно-технических до- На выставке будет демонстриро- ных агрегатов, комплексных одно-
стижений в области рыбного хозяй- ваться автономная полуавтоматиче- и двухступенчатых машин охваты-
ства, в котором примут участие екая установка Н26-ИХ-5А, которая вает свыше 50 типоразмеров.
20 стран. не имеет аналогов в отечественной Посетители выставки «Инрыб-
Интересную, самую большую экс- промышленности, а по отдельным пром-80» ознакомятся с компрес-
позицию представит Советский Союз, показателям превосходит лучшие ми- сорно-конденсаторным агрегатом
Она расскажет о проблемах воспро- ровые образцы. Она обеспечивает МАКБ18С-22, который может при-
изводства рыбных запасов в нашей непрерывное получение крупноче- меняться для поддержания низкой
стране, о развитии товарного рыбо- *шуйчатого льда из морской и прес- температуры в трюмах с заморожен-
водства, об отечественном рыбопро- ной воды. В состав установки вхо- ной креветкой на специальных кре-
мысловом флоте. Гости выставки дит льдогенератор Н1-ИЛ-5А, имею- веточных траулерах с неограничен-
увидят рыбоперерабатывающую, упа- щий повышенную удельную произво- ным районом плавания. Холодопро-
ковочную технику, средства и ору- дительность благодаря применению изводительность агрегата 8,96 кВт
дия лова, любительский рыболовец- цилиндра-испарителя из алюминие- G700 ккал/ч) при температуре ки-
кий инвентарь, а также новое холо- вого сплава с высокой теплопровод- пения —35 °С и температуре воды
дильное оборудование, предназна- ностью и новому конструктивному 28 °С. Температура в трюме—25 °С.
ченное для рыбозаводов, судов-реф- решению отдельных узлов. Уста- Для предварительного охлаждения
рижераторов, плавучих баз. новка не требует постоянного обслу- креветки в ванне используют ком-
За годы, прошедшие после преды- живания: контролировать ее работу прессорно-конденсаторный агрегат
дущей выставки «Инрыбпром-75», можно периодически (через 4 ч), МАКБ4-22, также представленный на
стал более мощным и качественно а пуск и остановку осуществлять выставке.
улучшился рефрижераторный флот с пульта управления. Вниманию специалистов будет
СССР, расширилась сеть береговых Для получения чешуйчатого льда предложена машина МКТ-28-2-0 с
холодильников, внедрены новые схе- из морской и пресной воды приме- водяным охлаждением конденсатора,
мы предварительного охлаждения няют льдогенераторы ИЛ-500 и Такие машины применяют для ох-
рыбы. ИЛ-300 производительностью соот- лаждения жидкого теплоносителя в
Широко будут представлены на ветственно 500 и 300 кг/ч. Они вы- системах кондиционирования возду-
выставке новые типы генераторов пускаются серийно и являются ха и других системах охлаждения с
крупночешуйчатого льда. Один из первыми в СССР льдогенераторами использованием промежуточного теп-
них — льдогенератор Н1-ИЛ-25А двухстороннего намораживания. В лоносителя при температуре воды,
производительностью 25 т/сут, кото- экспонируемых образцах усовер- охлаждающей конденсатор, от 10
рый может найти применение на су- шенствована конструкция, внесены до 30 °С. Машина с высокой степенью
дах и береговых предприятиях изменения в систему автоматики, агрегатирования, что значительно
рыбной промышленности, а также обеспечивающие более надежную ра- снижает уровень трудовых и мате-
в мясо-молочной, пищевой, химиче- боту. Конструкция обоих льдогене- риальных затрат при монтаже. В ней
ской промышленности, в гидрострои- раторов одинакова: на сварной раме широко использованы унифициро-
тельстве и других отраслях народно- закреплены испаритель, ротор с си- ванные детали и узлы перспектив-
го хозяйства, потребляющих чешуи- стемой орошения и ножами для съе- ного ряда агрегатов. Применение
чатый лед. Лед намораживается с ма льда, элементы привода, отдели- бессальникового компрессора сни-
двух сторон на вертикальном не- тель жидкости и другие узлы и де- жает шум и вибрацию машины, уве-
подвижном цилиндре-испарителе и тали. личивает ее эксплуатационную на-
снимается ротором. В отличие от Среди экспонатов выстав- дежность.Холодопроизводительность
других льдогенераторов отечествен- ки — компрессорно-конденсаторный машины 58,2 кВт E0 тыс. ккал/ч)
ного и зарубежного производства, в агрегат МАК40РЭ, который при- при охлаждении воды до +6 °С.
льдогенераторе Н1-ИЛ-25А цилиндр- меняют в холодильных установ- Предложенное на «Инрыбпроме-80»
испаритель изготовлен из алюминие- ках с непосредственным кипением холодильное оборудование, несом-
вых коррозийностойких сплавов с хладагента R12 на судах неограни- ненно, представит большой интерес
высокой теплопроводностью. Удель- ченного района плавания. Он эконо- для специалистов.
ная производительность льдогенера- мичен и прост в обслуживании. Хо-
тора выше, а удельный расход ме- лодопроизводительность регулиру-
талла и электроэнергии в 1,5— ется автоматически путем электро- А. С. КОРИНА
58

новости
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК 621.514.52.041-52
Управление группой винтовых агрегатов
§ Фирма «Стал» (Швеция) поставляет винтовые агрегаты
с электронной системой управления «Сталэлектроник-
300», которая, наряду с обычными функциями
управления, регулирования и защиты, обеспечивает работу
группы агрегатов на одну испарительную систему с
плавным изменением холодопроизводительности во
всем ее диапазоне.
Электронная групповая система выполняется в
виде блоков, каждый из которых позволяет управлять
тремя агрегатами. При числе агрегатов больше трех
соответственно увеличивается количество блоков.
Винтовые компрессорные агрегаты снабжаются
исполнительными механизмами для привода золотника.
Механизмы нейтрального (интегрирующего) типа
(электромоторные или гидравлические) должны обеспечивать
реверсивное перемещение золотника. При этом в
отсутствие управляющего сигнала золотник должен
оставаться неподвижным.
Дополнительным требованием является наличие
сигналов о переходе золотника в положение 50 и 100 %
от полной холодопроизводительности.
На рисунке показано изменение положения
золотников компрессоров во времени.
Если тепловая нагрузка на установку меньше, чем
максимальная холодопроизводительность первого
компрессора, то он работает только один, два других —
остановлены. По мере увеличения нагрузки
холодопроизводительность плавно изменяется, пока в момент а
она не достигнет 100 %. В этот момент включается
отсчет времени.
Если к моменту Ь золотник остается в крайнем
положении, т. е. фиксируется стабильный (неслучайный) пе-
*1
100%
'Луск ^
следующей
группы
I
реход в это положение, в схему управления подается
сигнал, который снижает холодопроизводительность
первого компрессора до 50 % и пускает второй
компрессор также на холодопроизводительность 50 % (момент
с). При этом холодопроизводительность первого
компрессора остается постоянной, а второго — по мере
повышения нагрузки растет.
Если в момент d второй компрессор достигает
100 %-ной холодопроизводительности и сохраняет ее до
момента е, система переводит первый компрессор в
положение 100 %, а второй — в положение 50 % (сумма
остается 150 %).
Далее первый компрессор работает на полную
холодопроизводительность, а второй, начиная с момента /,
увеличивает свою холодопроизводительность по мере
повышения нагрузки.
Аналогично после достижения вторым компрессором
100 %-ной холодопроизводительности он переводится в
положение 50 % и одновременно включается в работу
третий компрессор также на холодопроизводительность
50 % и т. д.
После полного использования
холодопроизводительности всей группы компрессоров соответствующий
сигнал подается на следующий блок.
Выключение компрессоров происходит в обратной
последовательности по мере уменьшения нагрузки.
Если нагрузка на установку изменяется слишком
быстро, например при отключении морозильной
установки, специальное устройство обеспечивает
одновременное выключение всех компрессоров.
Изменение холодопроизводительности компрессоров
осуществляется регуляторами температуры с ПИ-за-
коном регулирования. Регуляторы имеют раздельные
органы настройки зоны пропорциональности и времени
интегрирования.
Система управления выполняет и ряд
дополнительных функций:
исключает пуск компрессоров, если их золотники
не находятся в положении минимальной
холодопроизводительности;
не допускает повторных, чаще чем через 15 мин,
пусков компрессоров;
с помощью ПИ-регулятора, снабженного
дополнительным каналом, ограничивает потребляемую
электродвигателем мощность.
Система управления позволяет изменить порядок
работы агрегатов в группе.
аде d ef
Australian Refrigeration, Air Conditioning and
Heating. 1978, Vol. 32, № 7.
Изменение положения золотников компрессора во
времени.
Канд. техн. наук В. С. УЖАНСКИЙ
ВНИИхолодмаш
59

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.564.004.12.001.24:681.142
Пакет прикладных программ
теплофизических свойств
хладагентов и хладоносителеи
Канд. техн. наук И. М. КАЛНИНЬ,
канд. физ.-мат. наук А. Н. МАРЬЯМОВ,
канд. техн. наук С. Л. СЕРОВА, А. А. ЛЕБЕДЕВ
ВНИИхолодмаш
Эффективное использование ЭВМ для серийных
расчетов холодильного оборудования и холодильных
систем требует аналитического задания свойств
хладагентов и хладоносителеи.
Для сокращения объема информации, хранимой в
памяти машин, необходимо, по возможности,
использовать обобщенные универсальные уравнения свойств
для нескольких веществ или состояний.
При разработке программ теплофизических свойств
использовали табличные данные [1] и аналитические
зависимости [4].
В работе [4] представлены термодинамические
свойства, а также основные свойства переноса для наиболее
распространенных хладагентов. Термодинамические
свойства хладагентов описаны на основе уравнений
состояния пара и жидкости, теплоемкости в идеально
газовом состоянии и кривой упругости пара на линии
насыщения с помощью дифференциальных соотношений
термодинамики, а также уравнения Клапейрона-Кла-
узиуса для теплоты парообразования. Основные
свойства переноса для однокомпонентных хладагентов —
теплопроводность и динамическая вязкость
перегретого и насыщенного пара и кипящей жидкости —
описаны обобщенными уравнениями, в которых применено
правило логарифмического прямолинейного диаметра
для ортобарических свойств с использованием
уточненных справочных данных ASHRAE.
Для удобства расчета на ЭВМ следует заменить
табличные данные [1 ] аналитическими зависимостями.
Описание симметричных и несимметричных, однопара-
метрических и двухпараметрических таблиц удалось
выполнить с помощью небольшого набора
аппроксимирующих приемов. Были использованы стандартные
подпрограммы из математического обеспечения ЭВМ для
интерполяционного метода Эйхкина-Лагранжа и
аппроксимации с помощью полиномов Чебышева, а
также собственные алгоритмы интерполяции. Необходимая
точность описания таблиц [1] достигнута
размерностью полинома Чебышева меньше пяти прп описании
коэффициентов аппроксимирующих полиномов с
одинарной точностью.
Входные параметры — плотность р и безразмерная
температура т = Т/Т^р в системе основных уравнений
термодинамических свойств обеспечивают неизменность
формы уравнений для разных хладагентов в широких
диапазонах изменения параметров. Однако
технические расчеты холодильных систем построены на
использовании независимых переменных (/?, Т), (/?, s),
(i, s), (р, (), (i')y (ps). Переход от «прямых»
термодинамических координат р, т (или Т) к «обратным»,
технически удобным, можно реализовать либо итерационной
процедурой нахождения корней исходных уравнений
или систем, либо «обратной» аппроксимацией исходных
табличных данных термодинамических свойств. Нами
применен первый путь как более удобный и менее
трудоемкий.
При нахождении корней численными методами
последовательно решаются две задачи: первая —
отделение корня, т. е. отыскание интервала изоляции
(единственности) корня или его приближенного значения;
вторая — вычисление или уточнение корня с заданной
точностью [2]. Чтобы сократить время расчета, первую
задачу решают исходя из физических соображений:
для р = / (р, Т) первое приближение р0 соответствует
значению для идеально газового состояния; для Т —
= / (р, s) или Т = f (р, 0 первое приближение Т0
соответствует значению для состояния насыщенного
пара; для р = f (i, s) первое приближение ри находят
как для адиабатического сжатия; для Т — f (ps)
задается интервал изоляции корня Л, В (где Л = 153 К^
В = Тнр для большинства хладагентов): для Т =Я
= / (/') первое приближение Т0 = 273 К.
Для ускорения вычисления корня применяют
традиционные способы: деление отрезка пополам или
последовательное приближение (если задан
соответственно интервал изоляции корня или его первое
приближение).
Математическое описание теплофизических свойств
реализовано на алгоритмическом языке ФОРТРАН
применительно к операционной системе ДОС ЕС в виде
пакета прикладных программ (ППП)*. В соответствии
с блочно-модульной структурой ППП свойства как
логически неделимые программные единицы оформлены в
виде модулей типа FUNCTION и SUBROUTINE.
Для удобства пользования, унификации расчетов,
а также сокращения времени трансляции главных
программ все свойства собраны в библиотеку объектных
модулей (БОМ) и включены в системную библиотеку
ЕС ЭВМ. Максимально возможное количество
модулей в библиотеке свойств определяется в общем случае
как произведение числа веществ на число состояний и
число свойств.
Наличие обобщенных аналитических зависимостей
для термодинамических свойств наиболее
распространенных хладагентов позволило значительно уменьшить
количество модулей подпрограмм и определило
двойственную структуру системы свойств.
В табл. 1 и 2 представлены перечни свойств в
общепринятых физических обозначениях, а также имена и
типы соответствующих подпрограмм.
Подсистема термодинамических свойств хладагентов
(табл. 1) построена на основе принципа «по свойствам».
Свойства функций (р, 71), ps — f (Т), р' = / (Т)
представляют собой реализацию на ЭВМ обобщенных
зависимостей [3]. Дополнительно разработано 20
модулей-подпрограмм, ориентированных на многоцелевое
применение на всех этапах расчетов отдельных
элементов и холодильных систем в целом. .
Вириальные коэффициенты и индивидуальные кон- 1
станты к термодинамическим свойствам записаны на
магнитном диске в виде массива исходных данных, где
номер записи соответствует присвоенному в системе
номеру хладагента. Размерности массивов имеют
резервы, необходимые для описания свойств новых, еще
не занесенных в систему хладагентов и выравнивания
границ массивов для разных веществ. Представлены
массивы для хладагентов R502, R12, R22, R142, R12B1,
R12, R13B1.
С учетом повышенной точности исходных данных
*В разработке программ принимали участие
Э. А. Шавалеева и О. А.. Шувалова.
60

Таблица 1
Термодинамическое
свойство хладагентов
Тип и имя подпрограммы
Одинарная точность
Двойная точность
Ср,
Р
Ср,
1г
Г
Р,
р">
Р",
Z
р
ws
^из
Cv у к
1
S
Р
, *, s
с0, k
'Лр
. Р> *
Т, Р
, Р, s
Р. Г
*". Р.,
S", Г,
= }
=
=
=
— i
= ^
= )
= (
= /
=
Ps
Р"
s"
Г
S
Г
г
t"
(р.г)
f(T, р)
f<r, р)
(Т,р)
пт, р)
(р. Г)
f(P. Л
f(T.p)
Г. р)
Р(Г, р)
f(P, s)
f(P. s)
f(P. 0
f(p, 0
f(«, 0
= /(Л
= /(Л
= /(Л
= /(Л
= f(T)
= f(T)
=/(ps)
= /(p.)
Перегретый' насыщенный пар
FUNCTION AZ (/?0, T) i
FUNCTION АР G\ ЯО)
FUNCTION A AS G\ /?0)
FUNCTION AD I G\ /?0)
SUBROUTINE ACPVK (T, ,R0, CP, СУ, AK)
FUNCTION AIS (RO, T)
FUNCTION AS (RO, T)
FUNCTION AROS (T, P)
SUBROUTINE ARIS G\ P, RO, Л/, S)
SUBROUTINE АССК G\ P, CP, CV\ Л/С)
SUBROUTINE AS2T2 (P, S,T, RO)
SUBROUTINE ATRI (P, S, T, ДО, Л/)
SUBROUTINE AI1P2 (P, Л/, T, RO)
SUBROUTINE ATRS (P, Л/, 7\ RO, 5)
SUBROUTINE ASI (S, AI, RO, P, Г)
Насыщенный пар
FUNCTION APS (T)
FUNCTION ARON (T)
FUNCTION ASN (T)
FUNCTION AIN (T)
FUNCTION ACP (T)
SUBROUTINE ARSPI (T, RO, S, P, AI)
FUNCTION ATS (P)
SUBROUTINE ARSTI (P, RO, S, T, AI)
FUNCTION DZ (RO, T)
FUNCTION DP (T, RO)
FUNCTION DAS (T, RO)
FUNCTION DDI (T, RO)
SUBROUTINE DCPVK (T, RO, CP, CV, AK)
FUNCTION DIS (RO, T)
FUNCTION DS (RO, T)
FUNCTION DROS (T, P)
SUBROUTINE DRIS G\ P, RO, AI, S)
SUBROUTINE DCCK G\ P, CP, CV, AK)
SUBROUTINE DS2T2 (P, S,Tt RO)
SUBROUTINE DTRI (P, S, T, RO, AI)
SUBROUTINE DI1P2 (P, AI, T, RO)
SUBROUTINE DTRS (P, AI, T, RO, S)
SUBROUTINE DSI (S, AI, RO, P, T)
FUNCTION DPS (T)
FUNCTION DRON (T)
FUNCTION DSN (T)
FUNCTION DIN (T)
FUNCTION DCP (T)
SUBROUTINE DRSPI (T, RO, S, P, AI)
FUNCTION DTS (P)
SUBROUTINE DRSTI (P, RO, 5, T, AI)
Р' = /(Л
r =f(T)
i' = f(T)
cp=f(T)
s'=f(T)
T=f(i')
Кипящая жидкость
FUNCTION AROG (T)
FUNCTION AR (T)
FUNCTION AIG (T)
FUNCTION ACPG (T)
FUNCTION ASG (T)
FUNCTION ATG (AI)
FUNCTION DROG (T)
FUNCTION DR (T)
FUNCTION DIG (T)
FUNCTION DCPG(r)
FUNCTION DSG (T)
FUNCTION DTG (AI)
подсистема термодинамических свойств хладагентов
представлена как совокупность модулей двойной
точности применительно к системе ДОС ЕС для ЭВМ ЕС
1022. В то же время для расчетов, не требующих
повышенной точности, предусмотрена модификация тех-
же свойств с одинарной точностью.
В подсистеме теплофизических свойств носителей
(табл. 2) сохранен принцип «по свойствам». Сюда не
^включены свойства переноса двухкомпонентных
хладагентов как недостаточно обобщенные в настоящее время.
Для обобщения свойств введен параметр /(-признак
вещества. Для расчета холодильного оборудования, не
требующего подобной универсализации, jrp еду смотрено
использование индивидуальных модулей свойств, что
позволяет сокращать время счета проблемной
программы.
Подсистема теплофизических свойств хладоносите-
лей и свойств переноса хладагентов составлена на 25
веществ. Представлены хладагенты R502, R12, R22,
R13, R717, R13B1, а также хладоносители — воздух,
вода, R30, растворы хлористого натрия и хлористого
кальция. Предусмотрено 14 резервных мест.
Индивидуальные константы, аппроксимантные коэффициенты
к теплофизическим свойствам хладагентов и хладо-
носителей включены непосредственно в
соответствующие подпрограммы с помощью оператора DATA или
оператора присвоения.
Подпрограммы содержат ряд контрольных
сообщений о неправильности задания номера вещества для
данного свойства, об отсутствии свойства для
заданного номера вещества, о выходе за диапазон
определения аргумента.
Система свойств может пополняться новыми
хладагентами при наличии аналитических зависимостей
термодинамических свойств и аналитических или
табличных данных по свойствам переноса, а также новыми
хладоносителями при наличии табличных или
аналитических данных по теплофизическим свойствам.
Ведется подготовительная работа по включению в систему
подпрограмм теплофизических свойств неазеотропных
смесей хладагентов.
На базе разработанного пакета прикладных
подпрограмм теплофизических свойств хладагентов
многоцелевого применения во ВНИИхолодмаше проводятся
серийные поверочные и проектно-оптимизационные
расчеты холодильных систем и их элементов [3].
Разработанные ВНИИхолодмашем подпрограммы,
находящиеся в ППП, могут быть использованы как
стандартные.
31
61

Таблица 2
Теплофизическое свойство
Тип и имя подпрограммы
Примечание
Однокомпонентные хладагенты и хладоносители
|i=/(p, Т, К)
X=f(p,T,K)
Шк, v'=f(T,K)
K<A' = f(T,K)
tf, |i"=fG\K)
Xj, %"=f(T,K)
Рж = f(T, Ю
cpK=f{T,K)
P°T = f(T,K)
¦ г
,0 _
f(T, К)
FUNCTION PMU(P,
FUNCTION PLA (P,
FUNCTION XMU (Г
FUNCTION XL А (T,
FUNCTION YMU G1
FUNCTION YLA G\
FUNCTION XRO G\
FUNCTION XCP G\
FUNCTION YRO G\
FUNCTION YCP G\
7\tf)
, K)
K)
, if)
K)
K)
K)
K)
K)
\ Газ-хладоноситель и перегретый пар хлад-
J агента
Жидкий хладоноситель и кипящая
жидкость хладагента
Газ при атмосферном давлении и
насыщенный пар хладагента
\ Жидкий хладоноситель
Газ при атмосферном давлении
Ср=/(Х, 7\ К)
i=f(X, Г, К)
ц=/(Х, Г, К)
7"зам = f(X, К)
Двухкомпонентные хладоносители
1 FUNCTION RRO (X, К) \ )
FUNCTION RCP (X, 7\ К)
FUNCTION RLA (X, 7\ К) Рассол
FUNCTION RMU (XtT,K)
FUNCTION RTZ (X, К) \ \
Использованные условные обозначения:
Z — коэффициент сжимаемости;
р — давление, Па;
w — скорость звука, м/с;
d — дроссель-эффект;
с —удельная теплоемкость, Дж/(кг-К);
k — показатель адиабаты;
i — удельная энтальпия, Дж/кг;
s —удельная энтропия, Дж/(кг»К);
р — плотность, кг/м3;
Т — температура, К;
г — удельная теплота фазового превращения
жидкость), Дж/кг;
и — динамическая вязкость, Па-с;
к —теплопроводность, Вт/(м-К);
X — концентрация, %.
Индексы обозначают:
s — на линии насыщения;
' — то же, со стороны кипящей жидкости;
" — то же, со стороны сухого насыщенного пара;
0 — при атмосферном давлении (надстрочный);
(пар-
р — при постоянном давлении;
v — при постоянном объеме;
из — изотермический;
г — газ;
ж — жидкость;
зам — замерзание;
кр — в критической точке.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Богданов С. Н.,Иванов О. П.,
Куприянов А. В. Холодильная техника и свойства
веществ. Справочник. Л., Машиностроение, 1976.
2. Бояринов А. И., Кафаров В. В. Методы
оптимизации в химической технологии. М., Химия,
1969.
3. К а л н и н ь И. М., Лебедев А. А. Расчет
характеристик и оптимизация компрессорных
систем. — Холодильная техника, 1978, № 8.
4. Термодинамические свойства
важнейших рабочих веществ холодильных машин/под ред
И. И. Перельштейна. М., ВНИХИ, 1976.
РЕФЕРАТЫ
УДК 643.353.97:536.21.001.24
Определение теплоизоляционных свойств ограждений
бытового двухкамерного холодильника.
ДМИТРИЕВ В. И., ПИСАРЕНКО В. Е. «Холодильная
техника», 1980, № 8.
Изложена расчетно-экспериментальная методика
определения теплопроходимости двухкамерного шкафа
холодильника. Даны примеры ее практического
использования.
Иллюстраций 1. Список литературы — 2 названия.
УДК [621.577:621.564.251.001.5
Экспериментальное исследование теплонасосной
установки, работающей на смеси R 12 и R 142. ВЕЗИРИ-
ШВИЛИ О. Ш. «Холодильная техника», 1980, № 8.
Даны результаты экспериментальных исследований
опытно-промышленной теплонасосной установки при
совместной выработке тепла и холода. Приведены ее
основные характеристики при работе на смеси R 12
и R142.
Иллюстраций 4. Список литературы — 4 названия
62
31

УДК [621.565:621.564.22:629.123.44].004.1
Новый судовой аммиачный двухступенчатый
компрессорный агрегат. АФОНСКИЙ В. П., ПИНАЕВ С, Г.,
МАРУЕВА В. В., ШЕВЛЯКОВА Н. Н.
«Холодильная техника», 1980, № 8.
Рассмотрены особенности конструкции, техническая
характеристика, режимы работы, способ
регулирования холодопроизводительности нового судового
автоматизированного двухступенчатого агрегата АД55-
-7-5 ОМ с компрессором ПД55, разработанным на
базе компрессора П220. Характеристики агрегата,
выявленные в результате испытаний, сопоставлены с
характеристиками компрессора ДАУ50 М (с
электроприводом), взамен которого предназначен новый
агрегат.
Иллюстраций 2.
I
УДК 621.573:621.318
О возможности создания магнитных холодильных
машин. АРХАРОВ А. М., БРАНДТ Н. Б., ЖЕР-
ДЕВ А. А. «Холодильная техника», 1980, № 8.
Рассматривается использование магнитокалорического
эффекта для создания холодильных машин,
работающих при умеренно низких температурах, что стало
возможным лишь в настоящее время в связи с
получением новых магнитных материалов, температура
которых изменяется в значительных пределах при
изменении намагниченности. Дается обзор первых
экспериментальных установок, на которых была доказана
работоспособность магнитных холодильных машин.
Иллюстраций 7. Список литературы — 6 названий»
УДК 628.84.004.1:629.114.6
Установка кондиционирования воздуха для легкового
автомобиля. ПЕТРУШАНСКАЯ Л. Я.,
ДОНЦОВ С. К., ИЩЕНКО А. И., КОРШУНОВА Р. И.,
ШВАРЦ В. А. «Холодильная техника», 1980, № 8.
Приведены техническая характеристика, конструкция
и результаты стендовых испытаний кондиционера для
легкового автомобиля «Москвич» модели 2140, а также
теплотехнические и аэродинамические характеристики
компрессора и теплообменных аппаратов.
Иллюстраций 3. Список литературы — 2 названия.
I
УДК [ 66.046.3:66.06-032.25].003.13.004.1
Технико-экономические показатели и конструктивные
решения кр ист алло гидр атных опреснителей.
СМИРНОВ Л. Ф., ДЕНИСОВ Ю. П. «Холодильная
техника» , 1980, № 8.
Рассмотрены схемы и представлены удельные
энергетические показатели кристаллогидратных
опреснителей, работающих по теплонасосному и теплоиспользую-
щим циклам на хлорметиле. Приведены расчетные
технико-экономические показатели проектных
кристаллогидратных опреснителей в виде горизонтальных
бетонных модулей разной производительности.
Таблиц 2. Иллюстраций 4. Список литературы — 6
названий.
УДК 536.24.001.5
Тепломассообмен в орошаемых горизонтальных
теплообменниках. КУПЛЕНОВ Н. И., МИНИН В. Е.
«Холодильная техника», 1980, № 8.
По экспериментальным данным рассчитаны
коэффициент теплоотдачи от оребренной поверхности к
орошающей жидкости, число единиц переноса энтальпии
от жидкости к обрабатываемому воздуху, величина
контактного термического сопротивления в
биметаллических теплообменниках. В исследованном диапазоне
скорости воздуха и интенсивности орошения эти
характеристики практически не изменяются.
Установлено, что в горизонтальных многорядных
теплообменниках лишь первые два ряда трубок работают в
режиме эффективного орошения, что следует учитывать
при конструировании орошаемых теплообменников
подобного типа.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы — 8
названий.
УДК 621.564.25-404.004.12.001.24
Вязкость фреонов и их смесей в жидком состоянии при
атмосферном давлении. ЛАВОЧНИК А. И.,
СОЛОВЕЙ Р. Л. «Холодильная техника», 1980, № 8.
Приведены результаты экспериментального
исследования вязкости фреонов этанового и метанового рядов
и их смесей. Рекомендована формула, позволяющая
рассчитывать вязкость фреонов и их смесей с точностью,
достаточной для инженерной практики.
Таблиц 8. Иллюстраций 1. Список литературы — 8
названий.
УДК 637.358.056:579.852.11.001.5
Исследование психротрофных споровых бактерий в
плавленых сырах при холодильном хранении.
МОИСЕЕВА Е. Л., МИШУЧКОВА Л. А. «Холодильная
техника» , 1980, № 8.
Из плавленого сыра в процессе холодильного
хранения выделены психротрофные споровые бактерии.
Изучены их протеолитические и липолитические
свойства при низких положительных температурах.
Высказано предположение о влиянии этих бактерий на
качество плавленого сыра при хранении.
Таблиц 1. Иллюстраций 2. Список литературы — 6
названий.
УДК 637.5.037-9.001.24
Продолжительность охлаждения мяса в потоке воздуха
переменной скорости. ФЕДОРОВ В. Г., СКАРБОВЙЙ-
ЧУК А. М. «Холодильная техника», 1980, №8.
Рассматривается математическая модель процесса
охлаждения тел правильной геометрической формы
(неограниченная пластина, шар) в потоке воздуха
переменной скорости. Полученное решение можно
применить для описания теплообмена мясных полутуш и
отрубов при поточной холодильной обработке в
механизированных камерах с программным управлением,
используя коэффициенты формы. При. практическом-
использовании решения получена зависимость
количества учитываемых членов ряда от критерия Фурье
при заданной точности результата. Приведены
основные расчетные характеристики теплообмена при
постоянных и переменных граничных условиях.
Иллюстраций 2. Список литературы — 4 названия.
ю

УДК 621.57.041-213.3.001.4:620.1.05
Испытание кожухов герметичных компрессоров
на прочность и плотность. ФЕЛЬДМАН А. А.,
ГЕРМАН В. М. «Холодильная техника», 1980, №8.
На Ростовском специализированном производственном
комбинате применили раздельное испытание
герметичных компрессоров на прочность в броневанне без воды
и на плотность в открытой ванне, заполненной водой,
установленной возле броневанны. Это позволило
исключить гидравлические удары и повысить качество
проверки.
Иллюстраций 1.
УДК 628.84-52
Регулирование температурно-влажностного режима в
кондиционируемых камерах с использованием
электронного блока обегания. БРАЙЛОВСКИЙ А. В.,
ТАХЦИДИ Ю. Н., ПРОСВИРНИКОВ М. М.,
ПРОСВИРНИКОВ Б. М. «Холодильная техника», 1980,
№ 8
Описан блок обегания, последовательно
коммутирующий датчики температуры и влажности,
расположенные в различных технологических помещениях, на
общий регулирующий блок пульта управления
кондиционерами типа КТР.
Иллюстраций 1.
УДК 663.674:663.052.004
Применение альгинатов натрия в производстве
мороженого. ОЛЕНЕВ Ю. А., ПРОКОФЬЕВА Т. В.
«Холодильная техника», 1980, № 8.
Приведены результаты исследований по применению
пищевых альгинатов натрия, полученных по новой
технологии, в производстве мороженого. Продукт,
изготовленный с использованием альгината натрия в
качестве стабилизатора, имел лучшие качественные
показатели, чем контрольный образец, изготовленный
с применением желирующего картофельного крахмала.
Таблиц 2.
УДК [621.643:621.565].001.24
Определение оптимального диаметра холодильных
трубопроводов. ЛУКЬЯНОВ Г. Д. «Холодильная
техника» , 1980, № 8.
Предложена методика расчета оптимального диаметра
холодильных трубопроводов с учетом капитальных
и эксплуатационных затрат. Установлено, что он
зависит от технико-экономического критерия,
учитывающего стоимость единицы установленной мощности,
годовую стоимость 1 м2 поверхности изолированного
трубопровода и КПД насоса. Предложена номограмма
для определения оптимального диаметра аммиачного
трубопровода при температурах кипения — 10ч—50 °С.
Иллюстраций 1. Список литературы —-3 названия.
УДК 621.564.004.12.001.24:681.142
Пакет прикладных программ теплофизических свойств^
хладагентов и хладоносителей. КАЛНИНЬ И. М.,
МАРЬЯМОВ А. Н., СЕРОВА С. Л., ЛЕБЕДЕВ А. А.
«Холодильная техника», 1980, № 8.
В статье излагаются принципы построения пакета
прикладных программ (ППП) теплофизических свойств
наиболее распространенных хладагентов и носителей
для серийных расчетов отдельных элементов и
холодильных систем в целом. Представлены стандартные
обращения к программам расчета свойств на языке
ФОРТРАН для ЭВМ ЕС-1022 следующих веществ:
хладагентов — R12, R22, R12B1, R13, R13B1, R142,
R502, R717; носителей — R30, вода, воздух, растворы
хлористого натрия и хлористого кальция.
Предусмотрены модификации программ термодинамических
свойств хладагентов одинарной и двойной точности.
ППП свойств записан на системном диске, т. е. может
функционировать при минимальном наборе внешних
устройств ЕС ЭВМ. В библиотеке свойств предусмотрен
резерв записей, а также размерностей массивов
исходных данных для пополнения новыми веществами.
Таблиц 2. Список литературы — 4 названия.
На первой странице обложки. Двухступенчатый судовой холодильный агрегат АД55-7-5 ОМ
(статья о нем печатается в этом номере журнала).
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов,
Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук, проф. В. М. Бродянский, А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф.
A. А. Гоголин, А. П. Еркин, И. М. Калнинь, д-р техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, В. Д. Леонов, А. П. Леонтьев, Г. А. Новиков,
B. В. Оносовский, д-р техн. наук И. И. Орехов, И. С. Остасевич, М. М. Позин, Н. К. Плотников, Ю. Я. Сенягин, А. Н. Сергиенко, '
В. М. Шавра. |
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 19.06.80. Подписано в печать 21.07.80. Т-11863. Формат 84Xl08'/i6.
Объем 4,0 печ. л. Усл. печ. л. 6,72. Уч.-изд. л. 7,94. Тираж 13 650 экз. Заказ 1436.
Высокая печать.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12.
Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома Государственного комитета СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
142300, г. Чехов Московской области.
С