ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И КОНСТРУКТОРСКО-
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
техника
5/1981
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ЛЕГКАЯ И ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
CONTENTS
Делегаты XXVI съезда КПСС 2
Орехов И. И., Мамченко В. О. 50 лет на службе
народного хозяйства 3
Крылов Н. В., Исакеев А. И. Подготовка инженерных и
научных кадров в ЛТИХП 7
Титков О. Г., Кобылкина Г. Н. Законченным научным
разработкам — широкое внедрение 11
Наука — производству
Герасимов Н. А. Кафедра холодильных установок и ее
роль в техническом прогрессе холодильной
промышленности 14
Курылев Е. С, Петров Е. Т., Михновская Е. Л.
Автоматизированное проектирование холодильных установок 16
Оносовский В. В. Оптимизация холодильных установок
с учетом сезонных колебаний температуры
окружающей среды 19
Филаткин В. Н., Плотников В. Т. Новое в методе
термоэкономического анализа хладоэнергетических систем 25
Абдуллаева Ф. С, Крылов Н. В. Создание систем хладо-
снабжения с учетом охраны окружающей среды и
эффективности использования природных ресурсов 29
Кошкин Н. Н. / Работа кафедры холодильных машин
по улучшению характеристик парокомпрессорных
холодильных машин 32
Данилова Г. Н., Дюидин В. А., Богданов С. Н.,
Куприянова А. В., Боришанская А. В., Козырев А. А.
Интенсификация теплообмена в кожухотрубных
испарителях 36
Иванов О. Пм Рымкевич А. А. Единый подход к оценке
различных схем систем кондиционирования воздуха 40
Орехов И. Им Тимофеевский Л. С. Оценка
эффективности использования новых растворов в абсорбционных
холодильных машинах 43
Клецкий А. Вм Цветков О. Б. Исследования теплофизи-
ческих свойств хладагентов 48
Гуйго Э. Им Алексеев Н. Г., Мал ков Л. С. Создание
эффективного промышленного оборудования для
сублимационной сушки пищевых продуктов 50
АЛямовский И. Гм Головкин Н. Ам Чижов Г. Б.
Исследования в области холодильной технологии пищевых
продуктов 53
Жучков А. Вм Чернышев В. М. Контроль качества мяса
при холодильном хранении по изменению его удель- .
ного сопротивления и диэлектрической проницаемости 58
Головко Г. Ам Будневич С. С. Научная и учебная
деятельность кафедры криогенной техники 61
РЕФЕРАТЫ 63
Delegates to XXVI Congress of CPSU
Orekhov I. I., Mamchenko V. O. 50 Years on Service of
National Economy
Krylov N. V., Isakeyev A. I. Training Engineering and
Scientific Personnel at LTIRI
Titkov O. G., Kobylkina G. N. Wide Introduction of
Finished Scientific Work
Science to Industry
GerasimovN. A. Chair of Refrigerating Plants and Its Role
В in Technical Progress of Refrigerating Industry J
Kurylev E. S., Petrov E. Т., Mikhnovskaya e! L.
Automated Projecting of Refrigerating Plants
Onosovsky V. V. Optimization of Refrigerating Plants
Accounting for Seasonal Ambient Temperature
Fluctuations
Filatkin V. N.. Plotnikov V. T. News in Method of Ther-
moeconomic Analysis of Refrigeration Energy Systems
Abdullayeva F. S., Krylov N. V. Creation of
Refrigeration Supply System with Account of Environmental
Control and Effectiveness of Utilizing Natural Re-
sources
JKoshkin N. N.[ Activities of Chair of Refrigerating
Machines on Improving Characteristics of Vapour
Compression Refrigerating Machines
Danilova G. N., Dyundin V. A., Bogdanov S. N., Ku-
priyanova A. V., Borishanskaya A. V., Kozyrev A. A.
Intensification of Heat Exchange in Shell-And-Tube
Evaporators
Ivanov O. P., Rymkevich A. A. Common Approach to
Estimating Different Circuits of Air-Conditioning
, Systems
Orekhov I. I., Timofeyevsky L. S. Estimation of
Effectiveness of Utilizing New Solutions in Absorption
Refrigerating Machines
Kletsky A. V., Tsvetkov O. B. Investigation of Thermo-
physical Properties of Refrigerants
Guigo E. I., Alekseyev N. G., Malkov L. S.
Development of Effective Industrial Equipment for
Sublimation Drying of Foods
Alyamovsky I. G., Golovkin N. A., Tchigeov G. B.
Investigations in Refrigerating Technology of Foods
Zhuchkov A. V., Chernyshev V. M. Quality Control of
Meat During Cold Storage by Change of Specific
Resistance and Dielectric Penetration
Golovko G. A., Budnevich S. S. Scientific and Educational
Activities of Cryogenic Engineering Chair
SUMMARIES
2
3
7
11
14
16
19
25
29
32
36
40
43
48
50
53
58
61
63
© Издательство «Легкая и пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1981 г.

сокращение фоков внедрения в% производство
новой более совершенной техники.
В планы научной деятельности кафедры на
одиннадцатую пятилетку включены разработки
для промышленности новых более
производительных холодильных устройств для быстрого
охлаждения и замораживания мяса, мясных
полуфабрикатов, творога, готовых пищевых блюд.
Холодильные предприятия должны в ближайшие
годы получить от кафедры технические решения
по оптимизации режима работы холодильных
установок, применению измерителей холодопро-
изводительности, совершенствованию систем мас-
лоотделения, направленные на снижение рас-
УДК 621.565.001.63:681.142
АВТОМАТИЗИРОВАННОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Д-р техн. наук, проф. Е. С. КУРЫ ЛЕВ,
канд. техн. наук Е. Т. ПЕТРОВ, Е. Л. МИХНОВСКАЯ
Повышение качества и сокращение сроков
проектирования холодильных установок может быть
обеспечено только путем математического
моделирования и комплексной автоматизации
проектирования с использованием ЭЦВМ.
Создана первая очередь системы
автоматизированного проектирования холодильных
установок предприятий нефтехимической и
нефтеперерабатывающей промышленности.
Автоматизация проектирования реализуется с помощью
специально разработанного для этой цели
пакета программ проектных и проверочных
расчетов систем хладоснабжения.
Работа по созданию системы
автоматизированного проектирования холодильных
установок состоит из следующих этапов:
определение формы и объема входной и
выходной информации;
разработка обобщенной структуры расчетов;
разработка модулей проектных и проверочных
расчетов отдельных видов оборудования;
разработка модулей расчетов отдельных
элементарных процессов (кипение, конденсация и
др.) в различных видах теплообменного
оборудования;
разработка модулей расчета теплофизических
свойств чистых рабочих веществ и их смесей;
создание информационных фондов
теплофизических свойств хладагентов и хладоносителей,
различных видов оборудования, изоляционных
конструкций, трубопроводов, арматуры и т. д.;
разработка модулей расчета надежности
сложных систем;
хода энергетических и материальных ресурсов
при производстве искусственного холода.
Кафедра ставит также перед собой задачу
ускорить работы по созданию новых
охлаждающих систем в камерах хранения мороженого
мяса, обеспечивающих более эффективную
работу приборов охлаждения, снижение
энергозатрат при производстве холода и сокращение
потерь продуктов при хранении.
Коллектив кафедры холодильных установок
мобилизует свои силы на выполнение
поставленных XXVI съездом задач по реализации
продовольственной программы в нашей стране.
разработка методов минимизации целевой
функции (приведенных затрат Е).
На данном этапе решение комплексной задачи
оптимального проектирования связано со
многими трудностями, вызванными, в первую
очередь, немногочисленностью проведенных
экспериментальных и теоретических исследований,
необходимых для развития методов
математического моделирования компрессоров, теплоЬбмен-
ных аппаратов и других элементов системы
хладоснабжения.
В процессе моделирования система
хладоснабжения выделяется как характерное звено
общего комплекса нефтехимического
производства. В анализируемой системе выделяются
отдельные модули и элементарные процессы.
Математическая модель холодильной установки
представляется как система взаимосвязанных
математических моделей ее отдельных элементов,
элементарных процессов, моделей надежности и
т. д.
Математическое описание системы
хладоснабжения может быть представлено в виде
системы нелинейных и трансцендентных уравнений„
описывающих тепловые и газодинамические
процессы во всех элементах установки, технико-
экономические показатели и т. д. Схема связей
математических моделей и информационных
фондов представлена на рис. 1.
В качестве итогового показателя
эффективности приняты суммарные приведенные затраты*
которые учитывают капитальные затраты и
эксплуатационные расходы, с учетом изменения
температуры окружающей среды и, как
следствие, температуры конденсации:
i j i i j
где Тщ — срок окупаемости отдельного элемента
системы (вида оборудования);
16

]Математичес-
\кие модели
{надежности
Математическая
модель
системы
хладоснабжения
JZ
Процедуры
{оптимизаций
{Пакет стан-
щртных
Вспомогательных
программ
Математические
модели
отдельных
элементоб

информационные фондыпо\
{отдельным щ
уам оборидооа\
п_

информационные шонды
упеплошизичес-
црих сбойстб
бещестб
{Математические
модели
элементарных
лроцессоб
Рис. 1. Схема связей математических моделей и
информационных фондов
Kt — капитальные затраты на отдельный элемент
системы (вид оборудования);
9ij — эксплуатационные расходы по отдельному
элементу системы за /-й отрезок времени, в
течение которого характеристики системы
принимаются постоянными.
Комплексная оптимизация холодильных
установок в процессе проектирования имеет цель
выбора параметров холодильных циклов, схем
хладоснабжения, оборудования, которым
соответствует минимум приведенных затрат Е.
Крупная холодильная компрессорная станция
представляет собой комплекс разнородных узлов
оборудования со сложной схемой связи, причем
каждое изменение любого параметра в том или
ином узле влияет на характеристики всего
комплекса. Наибольшее значение имеют те
параметры, изменения которых вызывают
значительный рост необратимых потерь энергии и
капиталовложений.
Каждая система хладоснабжения
характеризуется набором параметров, определяющих как
технико-экономические показатели, так и
условия функционирования. Эти параметры
(перепады температур и скорости в теплообменниках,
скорости в трубопроводах, плотности тепловых
потоков через изоляцию трубопроводов и др.)
являются независимыми друг от друга и могут
изменяться в некоторых пределах. Если
обозначить их вектором X, а внешние условия — У,
то математическое описание системы
хладоснабжения может быть представлено в векторной
форме:
Е=Е(Х, Y).
Таким образом, получается математическая
модель, в которой значение приведенных затрат Е
полностью определяется вектором параметров
X, если внешние условия для каждого объекта
проектирования задаются постоянными. Система
ограничений на параметры и какие-либо харак-
3 Холодильная техника № 5
теристики элементов холодильной установки
формируют допустимую область изменения
параметров X. Любой вектор X, принадлежащий
допустимой области Q(X?Q), будет допустимым
вектором. Целью оптимального проектирования
является выполнение условия
т'тЕ (X),
Перед проведением расчета холодильной
системы формируются исходные данные:
массовые расходы охлаждаемых
технологических продуктов;
температура охлаждаемых технологических
продуктов на входе в испарители и на выходе
из них;
наименования и составы охлаждаемых
технологических продуктов;
наименование и состав хладагента, если он
установлен;
расчетная температура охлаждающей среды
(воздуха или воды);
схема части генплана с указанием
расположения отдельных потребителей холода (координаты
потребителей в пространстве);
ориентировочные координаты холодильной
станции (рис. 2);
климатическая зона страны.
Для реализации процедуры оптимизации
нефтехимического производства создаются
алгоритмы двух уровней. Алгоритмы первого
уровня оптимизируют комплексы производства
(одним из которых является система
хладоснабжения), алгоритмы второго уровня — схему
производства. На первом этапе при оптимизации
системы хладоснабжения (или какого-либо
другого комплекса производства) по внутренним
воздействующим параметрам X находится
минимальное значение приведенных затрат Е на
систему хладоснабжения при фиксированных
Потред~ители. холода
&
№2
-м
Уг
Шг, та?
зГп
Г Jam
чГкада
пари
у*
[Компрессорная
станция
У«?
Уз
Рис. 2. Схема прокладки трубопроводов
17

внешних (вышеперечисленных) характеристиках.
На следующем этапе, согласно алгоритму
второго уровня, изменяются значения внешних
характеристик, а затем проводится оптимизация
каждого отдельного комплекса производства.
Учитывая сложность системы хладоснабжения
и очевидную нелинейность характера зависимости
функции цели Е от совокупностей
характеристик, задача ее оптимизации представляется как
задача нелинейного программирования, которая
решается с помощью методов поиска (метода
деформированных многогранников,
скользящего допуска и др.).
Основное направление проведенной авторами
работы — разработка методов оптимального
проектирования с учетом унификации и
надежности существующего оборудования.
В процессе оптимизационных исследований
различных проектных решений осуществляется
подбор компрессорного, теплообменного и
емкостного оборудования, трубопроводов,
изоляционных конструкций, арматуры и других
видов оборудования в основном серийного
производства. При отсутствии необходимого
серийного оборудования ЭЦВМ формирует
техническое задание на проектирование.
Выбор стандартного теплообменного кожухо-
трубного оборудования реализуется с помощью
специальной программы GOST, причем
информационные массивы ГОСТов на теплообменное
оборудование преобразованы в форму,
соответствующую алгоритму программы.
Условие окончания выбора — расхождение
между требуемой и выбранной поверхностью не
более 5 %, а между оптимизируемой и
расчетной скоростью потоков после выбора
теплообменника на каждом шаге оптимизационного
поиска (для трубного и межтрубного
пространства) — не более 10 %. Предполагается, что
проектировщик может устанавливать количество
перегородок в межтрубных пространствах тепло-
обменных аппаратов по результатам расчета и
должен согласовать это с заводом-изготовителем,
что не противоречит условиям заказа и поставки
[1]. Количество ходов по трубному пространству
должно строго соответствовать типоразмерам
ГОСТов, при невыполнении условия равенства
заданной и расчетной скоростей выбирается
количество ходов, обеспечивающее минимальную
разность.
Для формирования исходных данных при
автономном использовании программы должны
быть указаны следующие характеристики:
объемная производительность по трубному
пространству;
объемная производительность по межтрубному
пространству;
скорости потоков в трубном и межтрубном
пространствах;
требуемая поверхность теплообмена.
Информационные массивы по компрессорному
оборудованию содержат характеристики
практически всех поршневых холодильных
компрессоров, выпускаемых серийно (мощностью свыше
50 кВт), винтовых компрессоров отечественного
производства (Казанского компрессорного
завода) и ГДР, центробежных компрессоров
производства Казанского компрессорного завода и
Невского машиностроительного завода им.
В. И. Ленина.
Для реализации проектных исследований
создан информационный фонд теплофизических
свойств хладагентов на базе уравнений Майе-
ра — Боголюбова и модифицированного
уравнения Старлинга, что обеспечивает необходимую
точность расчетов.
В программу заложено условие прямоугольной
трассировки трубопроводов. Теплообменное и
емкостное оборудование (кроме системы масло-
обеспечения) устанавливается на открытых
эстакадах, непосредственно примыкающих к
компрессорному цеху.
Схема расположения компрессорного,
насосного, операторного отделений и других
помещений холодильных цехов определяется в
соответствии с существующими нормативами
промышленного строительства нефтехимических
производств.
Одним из важнейших факторов, влияющих на
эффективность функционирования системы
хладоснабжения, является надежность отдельных
элементов установки. Уменьшения интенсивности
отказов можно добиться повышением надежности
самого оборудования; упрощением схемы
(уменьшением числа элементов схемы, соединенных
последовательно); резервированием отдельных*
наиболее ненадежных элементов системы;
улучшением эксплуатации оборудования;
сокращением среднего времени восстановления
отказавшего оборудования.
Для определения оптимального
резервирования отдельных элементов оборудования
разработана математическая модель, базирующаяся
на теории массового обслуживания.
Ущерб из-за отказов холодильной установки
при полной остановке определяется по
зависимости:
Сущ — GtnpSi + Сн. р + Ср — Сэ. н,
где G — количество выпускаемой продукции в единицу
времени;
^пр — суммарное время простоев за год;
5Х — себестоимость выпускаемой продукции;
Сн. р — себестоимость накладных расходов на
остановленное оборудование;
Ср— стоимость ремонтов;
Сэ. н — стоимость нерасходуемых за время простоев
энергетических ресурсов (воды, электроэнергии»
и т. д.).
(8

Величина ущерба является одной из
составляющих эксплуатационных расходов при
расчете целевой функции. При этом на значение
целевой функции оказывают влияние два фактора:
надежность холодильной установки и размеры
дополнительных затрат, связанные с
резервированием и другими способами повышения
надежности. Изложенная методика позволяет
определить оптимальный уровень надежности
холодильной установки.
При установлении оптимального
резервирования следует учитывать интенсивность
загрязнений теплообменных поверхностей. Анализ
результатов теплотехнических испытаний ряда
нефтехимических предприятий [2] указывает на
интенсивное увеличение термического
сопротивления при загрязнении поверхностей
теплообмена в процессе эксплуатации. Сбор
статистических данных и их обобщение позволяют с большой
степенью достоверности использовать данные сб
ухудшении интенсивности теплопередачи в
аппаратах уже на стадии проектирования.
В проектах холодильных установок широко
используют конденсаторы как с водяным, так
и с воздушным охлаждением. Во втором случае
схемы необходимо доработать с учетсм
возможности снижения температуры конденсации при
снижении температуры окружающей среды.
Использование естественного холода
окружающей среды с целью уменьшения годовых
энергозатрат на производство искусственного
холода требует решения ряда задач, связанных
с изменением характеристик отдельных
элементов системы и их взаимосвязи.
Задача проектирования холодильных
установок с конденсаторами воздушного охлаждения
не может быть статической, как при
использовании водяных конденсаторов, она должна
сводиться к квазистатической задаче. Поиск
оптимальных вариантов должен базироваться в этом
случае на анализе работы системы в течение года.
Интенсивное снижение температуры
конденсации в системах непосредственного охлаждения
может привести к нарушению работы дроссель-
УДК 621.565.001.375
ОПТИМИЗАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
С УЧЕТОМ СЕЗОННЫХ КОЛЕБАНИЙ ТЕМПЕРАТУРЫ
ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ
Канд. техн. наук В. В. ОНОСОВСКИЙ
Растущие масштабы использования
искусственного холода делают холодильные установки
крупными потребителями энергии, существенно
ных срганов, т. е. возникает необходимость
определить уровень стабилизации предела
давления конденсации или целесообразность
включения центробежного насоса для
транспортировки хладагента. В рассольных системах
охлаждения влияние дроссельных органов
практически не сказывается, так как требуемую
пропускную споссбность можно обеспечить
взаимным расположением конденсаторов (на верхней
отметке по Еысоте) и испарителей (на нижней
отметке). Это обстоятельство значительно
повышает эффективность рассольных систем по
сравнению со схемами с конденсаторами водяного
охлаждения и приближает эти схемы по
эффективности к системам непосредственного
охлаждения. Естественно, что определение наиболее
рационального схемного решения и является
одной из основных задач при проведении
оптимизационных исследований.
ПерЕые результаты анализа проектных систем
непосредственного охлаждения показывают, что
все рекомендации относительно выбираемых в
процессе проектирования параметров (перепады
температур, скорости, параметры цикла и др.)
достаточно корректно можно делать только
после проведения оптимизационного расчета
конкретной системы.
Применение разработанного пакета программ
в значительной степени обеспечивает
возможность проведения оптимизационных
исследований. Для пользования пакетом программ
разработаны необходимая техническая документация
и инструктивные указания. Все программы
составлены на алгоритмическом языке ФОРТРАН
и предназначены для реализации на машинах
серии ЕС (операционная система ОС ЕС).
ПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. ГОСТ 22486-—77. Испарители кожухотрубчатые.
Стальные холодильные.
2. Скороходова Т. Н., Петров Е. Т.,
Печатников М. 3. Теплотехнические
испытания холодильных установок на Ефремовском
заводе С К.— В кн.: Промышленность синтетического
каучука. М., 1980.
влияющими в ряде случаев на
энергопотребление района их расположения. Один из путей
сокращения расхода энергии и уменьшения
затрат на производство искусственного холода —
оптимизация режима работы холодильных
установок.
В работах [3—6] было показано применение
методов термоэкономического анализа для
оптимизации расчетного режима работы одно- и
двухступенчатых компрессорных и
абсорбционной бромистолитиевой холодильных установок,
3*
19

а также изложены основы решения
оптимизационной задачи.
Однако оптимизация холодильных установок
только по неизменным расчетным условиям
недостаточна, поскольку эти установки
предназначены для переноса тепла от охлаждаемого
объекта к реальной окружающей среде,
изменение температуры которой в течение года
необходимо учитывать.
Таким образом, даже для холодильных
установок, характеризующихся постоянными в
течение года холодопроизводительностью Q0 =
=const и температурой охлаждаемого объекта
Tox^const, режим работы будет изменяться,
поскольку меняется температура конденсации
хладагента, определяемая температурой
окружающей среды.
Холодильные установки используют в
основном для термостатирования охлаждаемого
объекта, т. е. поддержания его температуры на
некотором постоянном уровне, ниже
температуры окружающей среды. В этом случае холодо-
производительность должна определяться тепло-
притоками в охлаждаемое помещение, величина
которых в первом приближении
пропорциональна разности температур окружающей среды и
охлаждаемого объекта. Режим работы установки
будет изменяться в результате сезонного
колебания температуры окружающей среды Тос =
=var, а следовательно, и
холодопроизводительности Q0=var. В настоящее время холодильные
установки проектируют на наиболее тяжелые
(расчетные) условия работы без учета изменения
режима их эксплуатации.
Переменная часть приведенных затрат,
вычисленная с учетом сезонных колебаний
температуры окружающей среды и изменений
холодопроизводительности, может быть выражена
зависимостью
ПЗ
N тр
?=1 О
Тр
+ J Эйх,
A)
где ПЗ — переменная часть приведенных затрат;
N — число оптимизируемых элементов
оборудования;
Тр — число часов работы установки в течение
года;
zt — удельные суммарные (нормативные, на
реновацию и ремонт) отчисления от стоимости i-ro
элемента оборудования, отнесенные к 1 ч его
работы;
Э — часовые энергетические расходы.
Выражение A) написано с учетом допущений,
сформулированных в работе [4].
Задача сводится к нахождению такого
соотношения между капитальными затратами и
эксплуатационными расходами, которое обеспечит
Минимальную величину переменной части
годовых приведенных затрат (при условии
поддержания заданной холодопроизводительности в
течение всего периода работы).
Такие задачи относятся к классу задач
динамической оптимизации, цель которых не
нахождение дискретных значений
оптимизирующих переменных, а установление такого закона
их изменения, который обеспечивает
минимальное значение функционала, определяющего
величину годовых приведенных затрат A).
Подобные задачи решаются, как известно, с
использованием методов вариационного исчисления
[2,7]. Применение методов термоэкономического
анализа также позволяет решить эту задачу.
Методика получения основных
закономерностей, необходимых для нахождения
оптимального закона изменения переменных, может быть
проиллюстрирована на примере
одноступенчатой одноцелевой холодильной установки (рис. 1).
Термоэкономическая модель такой установки
показана на рис. 2.
Использованы следующие обозначения: е1Ъ
е13 — эксергия, подводимая соответственно к
электродвигателю компрессора и
электродвигателю насоса охлаждающей воды; е3 —
эксергия, передаваемая из зоны 1 в зону 3; v12 —
объемный расход охлаждающей воды; zn, z±2i ^гз»
z31 — удельные суммарные отчисления от
стоимости соответственно компрессора с
электродвигателем, конденсатора, насоса охлаждающей
воды с электродвигателем и охлаждающих
приборов (батарей непосредственного испарения);
Qe — приведенная холодопроизводительность.
-b/VWh
V//S//////777Z
Vl»;;;;;;;;;s>
ъ-я
Рис. 1. Принципиальная схема холодильной установки:
// — компрессор; 31 — приборы охлаждения; 14 —
регулирующий вентиль; 13 — водяной насос; 12 — конденсатор
Г
LJW\ Vf2% г
У e,f \
\Щ
i
i_
14
1
/
\
. 1
zf2\
ATW
гзвз „
Ч
до
3
и
ш.
--!
Рис. 2. Термоэкономическая модель холодильной
установки
20

Оптимизирующими переменными являются
QK— температурный напор в конденсаторе, ДТШ—
подогрев воды в конденсаторе, 60 —
температурный напор в охлаждающих приборах.
Оборудование холодильной установки
следует выбирать таким образом, чтобы обеспечить
как минимальную величину годовых
приведенных затрат, так и заданную холодопроизводи-
тельность при всех, в том числе и самых тяжелых
условиях эксплуатации. Удовлетворить эти
требования можно при наличии резерва
компрессоров либо площади теплопередающей
поверхности аппаратов. Резервирование
компрессоров оказывается более целесообразным. При этом
установленная площадь теплопередающей
поверхности аппаратов полностью используется
в течение всего времени работы установки.
Из условия полного использования площади
теплопередающей поверхности, записанного в
виде
* Q@
где F — площадь теплопередающей поверхности;
q@—тепловая нагрузка;
k^ — коэффициент теплопередачи;
0@ — температурный напор,
следует, что теплообменные аппараты можно
подбирать для любого периода времени при
условии, что тепловая нагрузка, коэффициент
теплопередачи и температурный напор
соответствуют этому периоду.
Из выражения B) легко получить зависимость
, k{iH{j)
*</><?«> ' C)
где i и / — различные моменты времени,
которая представляет собой закон изменения
по времени температурного напора в аппарате,
представленный в неявном виде.
Зависимости B) и C) показывают, что хотя
площади теплопередающей поверхности
аппаратов и можно выбирать для любого, произвольно
взятого промежутка времени, изменение
температурного напора в течение периода работы
должно подчиняться требованиям выражения C).
Это справедливо для температурного напора в
конденсаторе 0К и охлаждающих приборах 60.
Особое положение занимает подогрев
охлаждающей воды A7V
Величина ATW определяет расход
охлаждающей воды, а значит, и ее стоимость, а также
затраты на водяной насос и расход энергии его
электродвигателем. Закон изменения этой
величины во времени может быть определен
только из минимума годовых приведенных затрат.
Такое же положение возникает при
определении величин охлаждения воздуха А7В (в
случае применения воздухоохладителей) и
промежуточного хладоносителя в испарителе АГ8
(при использовании рассольной схемы).
Так как в рассматриваемых условиях
температура окружающей среды, охлаждающей воды,
поступающей в конденсатор, и холодопроизводи-
тельность представляют собой функции времени
T0:c=T0.c(T;);Twl^Twi(x);QQ = Qo(T),
то оптимизирующие переменные, как и
подводимые эксергия и объемный расход охлаждающей
воды, также будут некоторыми функциями
времени
ек = ек(т),е0 = е0(т),
*1з = *1з (т). yi2 = ^12 (т), es = е3 (т).
В этом случае рассматриваемая задача
сводится к известной задаче Лагранжа —
нахождению условного минимума функционала
нескольких функций одной независимой переменной
при наличии связей между оптимизируемыми
функциями.
Для аналитического решения задачи должна
быть составлена и решена система
дифференциальных уравнений (уравнений Эйлера).
Однако даже для относительно простой
рассматриваемой схемы получаемые зависимости
оказываются настолько сложными, что найти
аналитическое решение, определяющее вид
искомых функций, не представляется возможным.
Поэтому был использован метод
кусочно-линейной аппроксимации минималей функционала
[1]. В этих условиях величину функционала
рассматривают как функцию конечного числа
значений оптимизирующих переменных, а
минимальное значение функционала находят
решением системы конечных уравнений.
Выражение функционала может быть
представлено в виде:
U=» 1
+ 2 [?1зD°.^,д^»)дт]1 +
+ Ц* 2 [^2D^,лг№)лт]+г11Dр11>,
1=» 1
е<*11>.Д7#11))тр+ 2 [г12D'-),в('-)>ДТ^)Дт] +
+ г13Dр13>,е<р,з\дг<р,3>)Тр+ 2[*3,(QJ°.
О Н + 2 И°[?3 №. W) -4°] д*1 • D)

где Дт=тр//;
t=l,2, ...,*;
г3 = /"з (т) — функциональный множитель Лагран-
жа;
pll,pl3—режимы для подбора соответственно
компрессора и насоса охлаждающей
воды.
Дискретные значения функциональных
множителей Лагранжа определяются по
выражениям:
^=-ш- И«(*й + *й)+д.уй + «8] -
при i Ф pll, i Ф р13;
Г(РП) — \п fF(Pii) I F(PnM 4-
де\
+ ^^Aр211) + ^Aр111) + 2Aр211)]при^р11;
^13)[ДэлИР113)+^313)) +
| E)
Г(Р13) =
+ ЦтУ%^ + z<P213> + *<#*>] при I = р13
Из выражения B) можно получить уравнение
связи между величинами температурного напора
в аппарате для различных моментов времени
в виде
д ( Q<0
1F)
ае('>
а / д"> \ '
ае(/) [кщм)
С учетом зависимости F) и выражения
функционала D) может быть получена система
уравнений:
vl\, l^L . dE(i)\.,. dv"
2*\Цэл[ dQ(J)
i => 1 L \ K
ae»>
+ ^
ae<*>
+
d2<pU)c)e<pll> dz[cl az'p313M9<p13»'
ae<pn> ae<'>
Цэ
адг<!> + адг<!>
Э?A»
oc13
ae<'>
i+tfi
-a9(pl3)a9U)
= 0;
cz12
ад71!>тадг<!>
= 0;
dV?2">
azfpn)
Дэл|
.. az<P2n>
+ tdbT<»n> +dAT$n>
, dEftfV a?(P313» „Ki-2 •
^aA7tpI3; + адг<р'3> + Д10адг<Р13> +
=o;
ау(Р13>
G)
+
адГ<р13)
+ t
Ц
dEfl
эл
9Щ\
+ Ц;
л,(р13)
oz13
МГ(Р13) =
ау</>
0;
(адг<<> ¦•" ддг«) j ^ 4l" адг«>т адг?>
а2<<>
= 0;
22
2
az31
ае</>
¦ + ¦
D4
(<У
<>
Ь
Система уравнений G) с учетом выражений
E) аналитически описывает закон изменения
оптимальных значений температурных напоров
и подогрева воды, обеспечивающих
минимальную величину функционала D), т. е.
минимальную величину годовых приведенных затрат.
Для нахождения конкретных значений
оптимизирующих переменных система уравнений G)
должна быть решена для заданных исходных
условий. Это позволит не только определить
закон изменения оптимизирующих переменных,
но и установить закон изменения объема,
описываемого поршнями компрессоров, и закон
изменения производительности водяных насосов.
Полученные зависимости
Vh=Vh(i);
Vl2 = V12 (T)
(8)
где Vh — суммарный объем, описываемый поршнями
компрессоров,
представляют собой закон оптимального
управления рассматриваемой холодильной установкой,
служащий основой для создания системы
автоматического регулирования.
По описанной методике была оптимизирована
для условий г. Ленинграда работа
одноступенчатой аммиачной холодильной установки,
укомплектованной компрессорами типа А ПО, А220,
конденсаторами типа КТГ, охлаждающими
приборами — батареями из труб диаметром 38 X
Х2,5 мм, оребренных лентой 45x1 мм. Цена
электроэнергии (по одноставочному тарифу)
Цэл=0,02 руб/(кВт-ч), цена охлаждающей
оборотной воды U,w=0,0l руб./м3. Расчетную
температуру окружающей среды (воздуха) для
теплых месяцев (май — сентябрь) определяли как
сумму среднемесячной температуры и половины
максимальной амплитуды ее колебаний, для
апреля и октября — как сумму среднемесячной
температуры и половины средней амплитуды.
Для месяцев со средней отрицательной
температурой (ноябрь — март) расчетную температуру
находили по разности среднемесячной
температуры и половины средней амплитуды.
По значению расчетной температуры воздуха
определяли температуру охлаждающей воды.
Для месяцев с отрицательной расчетной
температурой воздуха температуру воды принимали
равной 7^ =12-=-15 °С.
Оптимизацию холодильной установки
рассматривали для двух случаев ее работы: Тос =
=var, Q0=const и Тос =var, Q0=var.
В первом случае холодопроизводительность
холодильной установки принималась
постоянной и равной Q0 =580 кВт. Изменения темпера-

турного напора в конденсаторе 6К, подогрева
охлаждающей воды ATW, так же как и принятые
значения температуры окружающей среды Т0%с
и ) охлаждающей воды Tw при температуре
охлаждаемого объекта Тох=—5 °С, приведены
на рис. 3. Учет сезонных колебаний температуры
воздуха приводит к изменению максимальных
значений необходимой площади
теплопередающей поверхности конденсатора FK, испарителя
F0 и объема, описываемого поршнями
компрессоров, Vh по сравнению с этими же величинами,
определенными при оптимизации по
неизменным расчетным условиям (см. таблицу).
Сопоставление приведенных данных,
например при Т0Х=5°С, показывает, что учет
сезонных колебаний температуры воздуха и
охлаждающей воды приводит к некоторому увеличению
объема, описываемого поршнями компрессоров,
незначительному сокращению необходимой
площади теплопередающей поверхности
конденсатора и сокращению площади теплопередающей
поверхности охлаждающих приборов. В
результате выполнения оптимизационных расчетов
были получены законы изменения объема,
описываемого поршнями компрессоров, и
производительности насосов охлаждающей воды,
приведенные для Тох=—5 °С на рис. 4.
Полученные законы Vh=Vh (т) и v12=v12(r)
могут служить для разработки системы
оптимального автоматического управления
установкой.
Регулирование в соответствии с полученными
зависимостями Vh=Vh(i) и v12=v12(t) дает
возможность эксплуатировать холодильную
установку в режиме, обеспечивающем минимальную
величину годовых приведенных затрат.
Во втором случае ту же установку
оптимизировали не только с учетом изменения Тос ,
но и при изменении холодопроизводительности,
которую определяли, принимая в качестве
охлаждаемого объекта продукты, находящиеся в
камерах холодильника (типа
распределительного). Теплопритоки через наружные
ограждения считали равными 70 % от их общей
величины. Максимальная нагрузка для месяца с
самой высокой расчетной температурой, как ив
Tar, J
20
10
0
-ю
witf
Ц
/fo
f*
i
\Jatw
1 ~
B,A
\
\\
2 Ч Б 8 10 Г,мес
Рис. 3. Изменения по времени принятых температур
окружающей среды Т0.с, охлаждающей воды Twl, a
также оптимальных значений температурных напоров
0К, 00 и подогрева охлаждающей воды АТШ при Q0=
= const
Vh.MVv
500[
I
А,
f\v,z
Vf2,M5A
100
10 х,мес
50
Рис. 4. Изменения по времени объема, описываемого
поршнями компрессоров, V^ и производительности
водяного насоса v12, соответствующие оптимальному
регулированию режима работы при To.c^var и Q0=const
предыдущем примере, принималась равной
Q0=580 кВт. Холодопроизводительность для
остальных месяцев находили, считая, что тепло-
притоки через наружные ограждения
пропорциональны разности температур окружающей
среды (воздуха) и охлаждаемого объекта (камеры).
Режим
Оптимальный, по расчетным условиям
Оптимальный, при Т0.с = var, Twl = var
Оптимальный, по расчетным условиям
Оптимальный, при Го. с = var> TW1 — var
Оптимальный, по расчетным условиям
Оптимальный, при Т0.с— var, Twl— var
т
ox»
°с
5
5
—5
-5
—15
—15
h max»
м3/ч
843
925
1346
1337
2370
2402
°i2max>
м3/ч
64,8
85,3
75,9
108,4
97,1
169,0
F
к max»
м2
256
249
301
282
385
366
Fomax»
м2
9710
7 486
12 037
11485
15 965
14 583

Изменения величины необходимой холодопро-
изводительности при Тох=—5 °С, оптимальных
температурных напоров в конденсаторе 6К,
батареях 60, подогрева охлаждающей воды ATW,
а также объема, описываемого поршнями
компрессоров, и производительности насосов
охлаждающей воды показаны на рис. 5. Изменение
температуры окружающей среды и
охлаждающей воды определяли в соответствии с
изложенными выше предпосылками.
Сопоставление основных показателей
оптимизированных установок, работающих при
переменной холодопроизводительности Q0=var и
постоянной Q0=const, показывает следующее:
— максимальное значение температурного
напора в охлаждающих приборах при Q0=var
возрастает на ~ 65 %, что соответственно
приводит к сокращению необходимой площади теп-
лопередающей поверхности батарей на 45 %;
— максимальное значение температурного
напора в конденсаторе при Q0=var возрастает
на ~ 18 %, что вызывает сокращение
необходимой площади теплопередающей поверхности
почти на 12 %.
Расход электроэнергии и охлаждающей воды
для установок с переменной и постоянной холодо-
производительностью, естественно, не
сопоставим. Однако, учитывая, что максимальная холо-
допроизводительность обеих установок
одинакова, можно сопоставлять переменную часть
капитальных затрат. Оказывается, что учет
изменения нагрузки, несмотря на увеличение
объема, описываемого поршнями компрессоров,
на 48 %, приводит к сокращению переменной
части капитальных затрат для рассматриваемых
условий на 28—29 %. Еще больший эффект
достигается при сопоставлении установки,
оптимизированной с учетом изменения Тос и Q0,
с установкой, оптимизированной по расчетным
условиям.
При этих расчетах не учитывали влияния
величины температурных напоров и охлаждающих
приборов на хранящиеся продукты.
Приведенные примеры показывают, что
использование методов термоэкономического
анализа дает возможность оптимизировать подбор
оборудования и режим эксплуатации
холодильных установок с учетом сезонных колебаний
температуры окружающей среды и изменения
необходимой холодопроизводительности. Учет
изменения холодопроизводительности позволяет
существенно сократить переменную часть
капитальных вложений (в оптимизируемое обору-
QqfBtn 9ЖС ЦгМ \№
О Z * 6 8 10 t,mc
Рис. 5. Изменение по времени температурных напоров
0К, 0О, подогрева охлаждающей воды ATW, объема,
описываемого поршнями компрессоров V^, и
производительности водяного насоса v12, соответствующие
оптимальному регулированию режима работы приГ0.с=
=var и Q0=var
дование). Законы изменения объема,
описываемого поршнями компрессоров, и
производительности водяных насосов, получаемые при
решении оптимизационной задачи, могут
служить основой создания автоматизированной
системы оптимального управления холодильной
установкой.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бояр и нов А. И., Кафаров В. В.
Методы оптимизации в химической технологии. —
М., Химия, 1969.
2. М ы ш к и с А. Д. Математика для втузов.
Специальные курсы. — М., Наука, 1971.
3. Оносовский В. В., Бахарев И. Н.,
Крайнев А. А. Термоэкономическая модель
абсорбционной бромистолитиевой холодильной
установки. — В кн.: Машины и аппараты
холодильной, криогенной техники и кондиционирования
воздуха. Л., 1978.
4. О н о с о в с к и й В. В., Крайнев А. А.
Выбор оптимального режима работы холодильных
машин и установок с использованием метода
термоэкономического анализа. — Холодильная
техника, 1978, № 5.
5. Оносовский В. В., Крайнев А. А.
Пути снижения затрат на эксплуатацию
одноступенчатых холодильных установок. —
Холодильная техника, 1980, № 5.
6. Оносовский В. В., Ротгольц Е. А.
Оптимизация режима работы двухступенчатой
холодильной установки. — Холодильная техника,
1980, № 12.
7. С м и р н о в В. И. Курс высшей математики. —
М., Наука, 1974, т. 4, ч. 1.
24

УДК [621.56/.59:536].003.13
НОВОЕ В МЕТОДЕ
ТЕРМОЭКОНОМИЧЕСКОГО АНАЛИЗА
ХЛАДОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СИСТЕМ
Д-р техн. наук, проф. В. Н. ФИЛАТКИН,
канд. техн. наук В. Т. ПЛОТНИКОВ
Отечественными и зарубежными учеными в
последнее десятилетие создан метод
термоэкономического анализа [1, 3, 5, 6]. Наиболее полно его
преимущества проявляются при решении задач
распределения затрат на получение различных
продуктов комплексных производств и
установок, совершенствования сложных систем и их
отдельных элементов. При этом для хладоэнер-
гетических систем под продуктами производства
понимают как материальные продукты, так и
холод, тепло, получаемую электрическую и
другие виды энергии.
До разработки метода термоэкономического
анализа применяли несколько методов
распределения затрат на получение продуктов
комплексного производства. Один из них основан на
рассмотрении эконохмических показателей всей
установки и распределении затрат по одному из
следующих принципов:
пропорционально массе (или объему)
получаемых продуктов;
соответственно себестоимости аналогичных или
эквивалентных продуктов;
пропорционально ценам на аналогичную
продукцию;
по принципу «отключения», когда из
нескольких продуктов выделяется один основной, а все
остальные рассматриваются как побочные, :—
стоимость побочных продуктов по ценам их
реализации вычитают из общих затрат.
Основные недостатки указанных принципов
распределения затрат изложены в работе [1].
Второй метод основан на использовании
экономических показателей подсистем установки.
Для разомкнутых схем такой подход научно
обоснованно выделяет затраты на
осуществление процессов в каждой из возможных
параллельных ветвей.
Хладоэнергетические схемы имеют
дополнительно циркуляционные контуры и
разделительные элементы, в которых после различных
термодинамических процессов выделяются либо
конечные продукты производства, либо
промежуточные. Для распределения затрат в таких
системах экономических показателей подсистем уже
недостаточно.
Метод термоэкономики использует для этих
целей совместный анализ термодинамических
превращений и экономических показателей.
Помимо экономических затрат на осуществление
отдельных процессов, рассматриваются
совместно энергетические превращения,
термодинамические и экономические переменные всех
потоков, входящих и выходящих из элементов
системы. Общие затраты распределяются по
выходящим потокам в блоках разделения в
количественной взаимосвязи от эксергетических
превращений. Используя аппарат эксергетического
метода анализа, можно сделать разрыв
циркуляционных контуров, определить для любого
материального и энергетического потока системы
размер общих затрат на получение данного
состояния.
Применение экономических переменных
каждого из потоков и преобразование последних
до ациклической структуры позволяет не только
решать задачу распределения затрат, но и
определять неэквивалентность термодинамических
потерь, анализировать эффективность отдельных
элементов системы, осуществлять более
глубокую декомпозицию при оптимизации [1—3, 5, 6].
В работах [1,4] показано, что с помощью
существующего метода термоэкономического
анализа корректное распределение затрат по
потокам для систем с элементами разделения и
обратными связями возможно только в частных
случаях. Предлагаемая разработка авторов,
принципы которой изложены в работе [4] и дополнены
в статье, позволяет распределять энергетические
затраты по потокам для системы любой
структуры.
Применение усовершенствованного метода
термоэкономического анализа покажем
применительно к холодильной установке, работающей на не-
азеотропной бинарной смеси хладагентов,
предназначенной для отвода теплоты хладоносите-
лями от двух объектов с разными
температурными уровнями.
Функциональная схема такой установки с
водяным охлаждением конденсатора и
одноступенчатым сжатием рабочего вещества приведена
на рис. 1. Принцип работы схемы общеизвестен.
Получение двух температурных уровней работы
испарителей 3 и 6 при одинаковом давлении
кипения достигается разделением смеси в
конденсаторе-ректификаторе 14, сжижением в
конденсаторе 10 фракции, несконденсированной в
аппарате 14, частью жидкости, подаваемой из
распределителя потоков 12.
Формулировка задачи — определить затраты
на производство холода для каждого из
потребителей.
Общим положением термоэкономического
метода является распределение затрат в элементах
по потокам пропорционально энергетическим
превращениям каждого из них. Сделать это
для схемы, показанной на рис. 1, по обычной
4 Холодильная техника № 5
25

пж
4 J
5 б 6
б
15 ft
—•
Рис. 1. Функциональная схема двухцелевой
холодильной установки, работающей на бинарной смеси
хладагентов:
/ — компрессор; 2 — смеситель потоков; 3 — испаритель для
первого потребителя холода; 4, 5, 13 — насосы хладоносителя
и воды; 6 — испаритель для второго потребителя холода; 7, 9,
11 — регулирующие вентили; 8 — рекуперативный
теплообменник; 10 — конденсатор; 12 — распределитель потоков; 14 —
конденсатор-ректификатор
методике затруднительно. Во-первых, потоковый
граф по массовым расходам (рис. 2, а) имеет
элементы циклической структуры. Во-вторых,
передача эксергии потребителям
осуществляется потоками хладагента в процессе их
взаимодействия с хладоносителями в элементах 3 и 6.
В элементах 1,2, 14 этих потоков не
существует, поэтому отсутствует информация о
количественной связи энергетических превращений в
этих элементах с каждым из потоков,
проходящих через испарители 3 и 6.
Первой особенностью предлагаемой методики
является введение характерных потоков, для
которых рассматриваются преобразования
термодинамических и экономических переменных.
Потоки реальной системы или установки
преобразуются в характерные потоки прямых
цепей и циркуляционных контуров.
Принципы выбора характерных потоков [4]:
характерный поток соответствует либо
реальному потоку, либо искусственному, который,
начиная с какого-то блока (элемента или
совокупности элементов схемы), реально
существует;
количество и состав характерного потока
тождественны реальному;
характерные потоки прослеживаются по всем
элементам системы, через которые они проходят.
Между характерными потоками
устанавливается соподчиненность:
приоритет характерных потоков является
высшим (нулевым), если установка предназначена
либо для их получения, либо для энергетиче-
Рис. 2. Потоковый граф по массовым расходам (а)^
эквивалентный схеме, показанной на рис. 1, и его2эле-
менты — цепи (б, в, г) и циркуляционные контуры
(д, е, ж)
ских воздействий на эти'потоки (например, отвод
тепла от охлаждаемых объектов); приоритет
является первым, если характерные потоки
необходимы для преобразований потоков
нулевого приоритета, и т. д.;
приоритет характерного потока, соподчиненного,
нескольким характерным потокам разного
приоритета, устанавливается по высшему уровню
из уровней этих потоков.
Из потокового графа по массовым расходам
(рис. 2, а), эквивалентного схеме на рис. 1;
получим прямые цепи характерных потоков б, в,
г и циркуляционные контуры д, е, ж. Приоритеты
характерных потоков: нулевой — б, в; первый —
д, ж;, второй — е, г. Нахождение количеств и
состава характерных потоков из баланса массы и
по второму принципу их выбора не вызывает
трудностей.
Характерные потоки циркуляционных
контуров на участке 2—1—14 являются
искусственными. Их введение в анализ имеет смысл при
условии, что для любого состояния
искусственного потока можно определить его
термодинамические характеристики. В этом случае (в
отличие от потоков реальной схемы) отсутствие
обмена веществом между характерными
потоками позволяет рассматривать их энергетические
взаимодействия только в термомеханических
пределах. Становится возможным определять
термодинамические затраты на изменение
состояния каждого из характерных потоков в
любом элементе системы.
Определение термодинамических
характеристик искусственных потоков из свойств
суммирующего их реального потока является второй
особенностью предлагаемой методики.
В работе [4] показано, что взаимосвязь свойств*
реального и искуственных потоков, отражающая
качественные и количественные их различия и
удовлетворяющая основным законам
термодинамики, может быть найдена с применением
парциальных, обычно мольных, величин. При этом
26

реальный и образованные из него искусственные
потоки имеют одинаковые температуру и
давление, а мольное экстенсивное свойство Л-го
искусственного потока описывается уравнением:
Хь = 2 пьгХ1*
A)
где а -
-число компонентов;
- мольная доля i-ro компонента в L-ом
искусственном потоке;
хг
•парциальное мольное свойство i-то
в реальном потоке.
компонента
Величины парциальных мольных свойств
определяются по уравнению:
дХ
Х}
а
пи
дп\
р, T,nit ЦфЬ,к)'
B)
где
пи,пг
X — значение экстенсивного СЕОйства реального
потока;
tij — мольная доля компонентов k, i и / в
реальном потоке;
р>Т— давление и температура реального и
образованного из него искусственного потока.
- Уравнения A) и B) позволяют получить для
искусственных многокомпонентных потоков
такие экстенсивные характеристики, как удельные
объем, энтальпию, энтропию, эксергию.
Полученной информации уже достаточно для
количественной оценки энергетических превращений
с каждым из характерных потоков. Однако
необходимо еще определить составляющую
термодинамических затрат — эксергетические потери и
распределить их по характерным потокам.
Метод эксергетического анализа [1] дает
возможность определить эксергетические потери в
любом элементе технологической схемы любой
структуры. Для k-то элемента схемы:
м
S?ft= 2 EMt C)
t=»i
где 6?fe — потеря эксергии вГэлементе k;
М — число потоков эксергии, связанных с &-ым
элементом;
Еы •— эксергия i-ro материального или
энергетического потока, входящего или выходящего из
элемента k.
Направление передачи эксергии учитывается
знаком: плюс — для подводимой и минус —
для отводимой.
Ту же задачу, но с большей формализацией,
можно решить с применением топологических
методов [4].
Очевидное равенство
м
V
Еы — 6Ek = 0
D)
позволяет, наряду с материальными, тепловыми
и стоимостными потоковыми графами,
использовать потоковые графы эксергетических затрат,
если потери эксергии в любом элементе системы
рассматривать как ее сток 14]. Расчет
термодинамических потерь в элементах с помощью
топологических методов в данной работе не
приводится, так как тот же результат получают и
классическим способом [1].
Четвертым этапом предлагаемой методики
является распределение термодинамических затрат
по характерным потокам исходя из следующих
положений:
внутренняя диссипативная потеря любого
потока присуща ему самому;
в процессах обмена эксергией
термодинамические потери относятся к потокам, которые
воспринимают эксергию. Если таких потоков
несколько, то| потери распределяются
пропорционально полученным в процессе эксергиям.
Эксергетические графы характерных потоков,
приведенные на рис. 3, формально отражают
распределение термодинамических потерь элементов
установки по характерным потокам.
Для установки обобщенные энергетические
воздействия на характерные потоки имеют место
в элементах 2, У, 14, 10, 8. Рассмотрим для
примера только два наиболее общих из них:
компрессор 1 и смеситель потоков 2 (рис. 4). Энергия,
получаемая i-м характерным потоком в k-м
элементе:
AEki = М
i(eki-eZi)>
E)
где е\,е~—удельные эксергии массы г-го
характерен Ы ного потока на входе и выходе из &-го
элемента;
Mt — массовый расход i-ro характерного потока.
Коэффициент распределения — доля
эксергии, воспринимаемая i-м характерным потоком,—
определится из уравнения:
КЕЫ
Vki
2bEki
F)
^AffOs
Рис. 3. Эксергетические графы характерных потоков:
б—ж — то же, что и на рис. 2; — поток эксергии
массы; — передача эксергии; -—
термодинамическая потеря
4*
27

м, Г
2д
2е
2ж
О V "
U-
4
а-
Рис. 4. Распределение затрат по характерным потокам
в элементах установки:
а — в компрессоре /; б — в смесителе потоков 2; условные
обозначения соответствуют обозначениям на рис. 1—3
где 2A?fcj — сумма эксергии, полученных в k-м
элементе всеми характерными потоками,восприни-
мающими эксергию.
Эксергия, затраченная источником на 1-й
характерный поток:
А^, = Ф,,А^, G)
где АЕ% — общая затрата эксергии источником в k-м
элементе (AEtkl = Nl для компрессора и АЕ\ =
— Д^гж Для смесителя потоков).
Потеря эксергии в k-м элементе при ее
передаче от источника к i-му характерному потоку
в?« = А^-ДЯ« = Ф1нвЯ*. (8)
где 6?& — величина общих термодинамических потерь в
k-м элементе.
С использованием коэффициента yhi
распределяется по характерным потокам и
неэнергетическая составляющая приведенных затрат на k-u
элемент:
оП0СТ гг. спо
(9)
где Sjj!°CT — неэнергетическая составляющая
приведенных затрат на i-й поток в k-м элементе;
5^ост — неэнергетическая составляющая
приведенных затрат на k-й элемент.
Распределение затрат на элементы схемы по
характерным потокам решает только часть
поставленной задачи. Необходимо дополнительно
установить закономерности накопления затрат.
Трудности возникают с циркуляционными
контурами, в которых, наряду с превращениями
эксергии, рассматриваются потоки эксергии
массы.
В приведенной на рис. 2 схеме замкнутые
контуры д, е, ж обусловлены циркуляцией рабочего
вещества в цикле холодильной машины. Так
как для взаимосвязи затрат и превращений
эксергии на данном этапе важны не эксергии
массы потока, а только их превратимая часть,
имеется возможность разорвать замкнутые контуры
эксергетических графов, связанные с
циркуляцией эксергии массы потока. Место разрыва
цикла определяется дугой контура, для которой
модуль эксергии массы потока минимален.
Такими дугами (см. рис. 3) являются 2d — 3d —
для контура д, 2е—10е — для контура е и
\ж — 2ж — для контура ж.
Превратимые эксергии, носителем которых
служат материальные потоки, определяются
выражением:
a4 = л** (*«-«§). <10>
к
где etj — эксергия массы потока, связывающего
вершины i и / циркуляционного контура k;
eQ — эксергия массы потока, имеющего
минимальный модуль эксергии массы в контуре k.
С этого момента контуры д, е, ж разорваны и
для них рассматриваются только величины пре-
вратимой эксергии. Для дуги графа, по которой
сделан разрыв контура, AEk(j=0, равны нулю
также прочие затраты.
Полученные преобразованием графов,
представленных на рис. 3, составляющие графа
эксергетических превращений характерных
потоков принимают как обобщенные внутренние
блоки. Такими блоками являются: Б D6, 36); В Eв,
6в)\ Г A3г, 14г)\ Д Bd, Id, 14d, 12d, 9д, 3d);
Е Bе, 1е, 14е, 12е, Не, 10е)\ Ж Aж, 14ж, 10ж,
8ж, 7ж, 6ж, 8ж, 2ж). В скобках указаны
вершины, через которые проходит поток. Все блоки,
кроме Ж, не содержат циркуляционных
контуров. Блок Ж имеет контур 8ж, 7ж, 6ж, 8ж.
Любой простейший циркуляционный контур
обобщенного внутреннего блока будет
подблоком 1 ранга, преобразующим входящие потоки
эксергии в ее стоки с определенными затратами
(накопленными в нем). Взаимосвязанные
подблоки 1 ранга, образующие замкнутый контур,
представляются в виде подблока 2 ранга и т. д.
до тех пор, пока связи подблоков не будут
представлять ациклического графа. Эксергетические
связи между внутренними блоками схемы пред-
10с
1Нт
Ж1
те
фг
ZL.
8ж
Ж?
дж
2д
2ж\
т
6ж
В
\bi
1/
Ге
?ж
/4
7*
Ж+F
|
6,
Si
В
1
г
г
2ж^2д
РП
w
д 1
1
3d
36
Б
Рис. 5. Эксергетические связи между внутренними
блоками (а) и структура формирования затрат на
целевые продукты (б)
28

ставлены на рис. 5, а. При этом блок Ж имеет
подблоки Жг Aж, 14ж), Ж2 (8ж9 7ж, 6ж, 8ж)
и две вершины 10ж и 2ж.
Затраты в блоках и подблоках предлагается
определять, используя следующие правила:
— Накопление блоками затрат происходит
по законам аддитивности.
— Накопленные затраты прослеживаются
последовательно по цепи внутреннего блока и его
подблока.
— Внутренние блоки, образующие замкнутый
контур, являются внешним блоком, в пределах
которого затраты суммируются.
— Передача затрат между обобщенными
блоками осуществляется при стоке эксергии и в
порядке приоритета потоков, в них включенных.
— В случае, если k-й блок имеет
неиспользуемый сток эксергии в окружающую среду, то все
затраты на осуществление этого стока
приравниваются дополнительным затратам блока.
Последнее правило требует пояснения. В
рассматриваемой схеме (см. рис. 1) конденсатор-
ректификатор 14 охлаждается водой,
подаваемой насосом 13. Процесс передачи тепла от
хладагента к воде сопряжен с энергетическими и
неэнергетическими затратами. В условиях
рассматриваемой задачи нагретая в конденсаторе
вода не является полезным продуктом, поэтому
затраты в блоке Г должны быть распределены
между потоками блоков Ж±, Е, Д
пропорционально изменениям эксергии этих потоков в
конденсаторе 14 (ГЖ{, ГЕу Гд). Внутренние блоки Е
и Ж образуют циркуляционный контур, который
является для них внешним блоком. Тогда, в
соответствии с принятыми правилами, структура
формирования затрат на целевые продукты будет
такой, какая показана на рис. 5, б.
Так как связи не имеют циклов, то
распределение затрат на продукты на основе правил 1,2,
4 и уравнений G) и (9) не вызывает затруднений:
#1 = П1<Рдж + П2 + Пб; (И)
Яц = Я1фбЖ + Яе, A2)
где IJi, Пц — общие приведенные затраты на получение
холода для I и II температурных
уровней;
Пг — сумма приведенных затрат блоков Гж , Ге,
Ж и Е; * -
УДК 621.56/.59.001.375:502.7
СОЗДАНИЕ СИСТЕМ ХЛАДОСНАБЖЕНИЯ
С УЧЕТОМ ОХРАНЫ ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ
И ЭФФЕКТИВНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ПРИРОДНЫХ РЕСУРСОВ
Канд. техн. наук Ф. С. АБДУЛЛАЕВА,
проф. Н. В. КРЫЛОВ
^2 — сумма приведенных затрат блоков Гд и Д;
Пб> Пв — приведенные затраты блоков бив;
Фдж> Феж — коэффициенты распределения затрат Пг по
блокам Д и В. (Обозначения отводимых от
потока ж эксергии &Е2Жд и ^^вж
соответствуют рис. 3);
А^бж
Фелс лр _ _)_ \р »
1ЛГ'2жд \ ^^бж
Проведенное распределение затрат корректно
в пределах допустимости уравнений G) и (9)г
являющихся базовыми в методе термоэкономики.
Дальнейшее его развитие возможно
установлением для частных задач более тесных
корреляционных связей:
Иллюстрация методики рассмотренным
примером отражает ее возможности. Система имела
элементы разделения и смешения, обратные
связи и циркуляционные контуры характерных
потоков разных приоритетов, которые могут быть
в любой хладоэнергетической системе. В этом
авторы усматривают элементы универсальности
предлагаемой методики.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бродянский В. М. Эксергетический метод
термодинамического анализа. М., Энергия, 1973.
2. Кафаров В. В., Перов В. Л.,
Мешалки н В. П. Принципы математического
моделирования химико-технологических систем. М.,
Химия, 1974.
3." Мартыновский B.C., М е л ь ц е р Л. 3.„
Минкус Б. А. Некоторые проблемы сочетания
эксергетического анализа холодильных машин с
технико-экономическим. — Тр. Всесоюз. науч.-
техн. конф. по термодинамике. Доклады секции
«Новые теплоэнергетические и холодильные схемы и
циклы». Л., 1969.
4. Плотников В. Т. Совершенствование
термоэкономического метода распределения затрат на
получение продуктов многоцелевых
разделительных установок. — В кн.: Машины и аппараты
холодильной криогенной техники и
кондиционирования воздуха. Л., 1978.
5. Е 1 - S a v e d I., Evans R. — Trans ASME,
1970, N 1.
6. Tribus M., Evans R. — First International
Sumposium on Water Desalination. Washington^
1965, SWD/78.
Одной из важнейших задач промышленности в
одиннадцатой пятилетке является
интенсификация производства. Для ее решения «Основными
направлениями экономического и социального»
развития СССР на 1981—1985 годы и на период
до 1990 года» предусматривается, в ряду
основных мер, улучшать использование топливно-
энергетических ресурсов; обеспечить экономию'
29

материальных ресурсов; внедрять прогрессивные
нормы расхода на единицу выпускаемой
продукции; широко использовать комплексную
переработку сырья, ресурсосберегающую технику,
малоотходную и безотходную технологию,
всемерно вовлекать в оборот местные виды сырья и
материалов, утилизировать вторичные ресурсы.
Эти меры направлены также на рациональное
экономное]использование природных ресурсов,
охрану окружающей среды.
Современное индустриальное производство
оказывает на природу серьезное отрицательное
воздействие. Интенсивное использование
природных ресурсов, их истощение сопровождается
загрязнением окружающей среды. Основная
причина этого — применение несовершенных
многоотходных технологий. Увеличивается также
загрязнение водных и земельных пространств.
Повышение содержания вредных веществ в
атмосфере воздуха вызывает увеличение
заболеваемости людей, а следовательно, замедление
темпов роста производства; ускоренную
коррозию машин, оборудования и материалов;
снижение урожайности сельскохозяйственных культур
и их питательной ценности; ухудшение состояния
лесного фонда; нарушение ландшафта и т. д.
Так, увеличение загрязнения атмосферного
воздуха сокращает срок службы промышленного
оборудования до первого капитального ремонта.
Урожайность пшеницы в зоне действия
предприятий цветной металлургии меньше, а
содержание белка в ней ниже, чем за пределами
влияния этих предприятий. Практика многих
индустриально развитых стран показывает, что
экономический ущерб от загрязнения
окружающей природной среды исчисляется
миллиардами рублей в год.
В современных условиях незагрязненную
окружающую среду следует рассматривать как
одну из целей общественного производства,
поэтому планировать уровни загрязнения окружающей
среды необходимо в размерах, исключающих
необратимое ухудшение здоровья людей и условий
развития экологических систем [2].
Можно выделить два принципиально
различных пути борьбы с загрязнением окружающей
среды. Первый путь — очистка вредных
выбросов производств. Однако с помощью очистных
сооружений (установок) не всегда удается
полностью исключить поступление вредных веществ
в биосферу. Создание очистных сооружений
относительно дорого и не решает проблемы
уничтожения твердых отходов. Этот путь менее
экономичен, но получил в настоящее время большое
распространение.
Второй путь — разработка и применение
безотходных (малоотходных) технологических
процессов, которые позволяли бы утилизировать
30
все (многие) вредные для биосферы вещества.
Это радикальный путь решения проблемы, хотя
его экономичность не столь очевидна, и он не
получил пока достаточно широкого развития.
Среди причин такого положения — отсутствие
учета экономического ущерба от загрязнения
окружающей среды.
Исходя из концепции оптимального
планирования задача выбора оптимальной
промышленной системы холодоснабжения с учетом
природоохранных мероприятий может быть
сформулирована как региональная задача выбора
рациональной технологии производства холода на
основе социально-экономического критерия,
учитывающего экономический ущерб, возникающий
от загрязнения окружающей среды, и
дополнительный эффект, получаемый от воспроизводства
природных ресурсов.
Математическая модель задачи в общем виде
может быть записана следующим образом:
F= 2 (Si + Ut — Ri)Zt —>- min,
Qoi^i ^ Qoi'
z = { J/ = L ....Л*=1, ....Л
В качесгвэ крлгерля оптимальности F в этой
модели принимается показатель качества
функционирования системы холодоснабжения при
различных технологических способах
(технологиях) производсгва хэлэщ.
В модели приняты следующие обозначения:
if I — номэр и число возможных технологий
производства холода (средств и способов, видов
используемых энергетических ресурсов и энергоносителей
для производства холода);
/,/ — номер и число учитываемых в модели вредных
отходов;
Si — издержки системы холодоснабж ения (ежегодные
расходы на эксплуатацию) при i-й технологии
производства холода;
Ui — экономический ущерб от выброса вредных отходов
при 1-й технологии производства холода;
Ri—дополнительный эффект, получаемый в результате
применения i-й технологии производства холода;
[Zi—целочисленная переменная, показывающая входит
ли в план i-й вариант технологии производства
холода;
Qot — расчетная холодопроизводительность при f-й
технологии производства холода;
Qot — требуемая холодопроизводительность потребителей
при i-й технологии производства холода;
7? — расчетная температура кипения хладагента при i-й
технологии производства холода;
Г? — требуемая температура холода у потребителя при
t-й технологии производства холода;

"ifl — уровень загрязнения окружающей среды отходом
/-го вида при t-й технологии производства холода;
7* — нормативный уровень загрязнения окружающей
среды отходом /-го вида;
/у — фоновое загрязнение окружающей среды отходом
/-го вида.
Одним из эффективных путей рационального
использования природных ресурсов и снижения
уровня загрязнения окружающей среды
является использование вторичных энергетических
ресурсов (ВЭР) промышленных предприятий для
производства холода и разработка
малоотходных энерготехнологических схем.
В Ленинградском технологическом институте
холодильной промышленности разработан ряд
схем промышленного холодоснабжения [1],
которые позволяют эффективно использовать ВЭР
предприятий, обеспечить производство холодом в
требуемом количестве и качестве, сократить
вредные отходы производства в окружающую среду,
снизить материалоемкость выпускаемой
продукции.
На рисунке показана принципиальная схема
холодоснабжения крупнотоннажного
производства этилена и пропилена, которая отличается
от существующих отечественных и зарубежных
установок большей энергетической и
экономической эффективностью.
В котле-утилизаторе 1 теплотой пиролизного
газа вырабатывается пар, используемый в
турбокомпрессоре 2 (компрессор с турбинным
приводом) для сжатия пиролизного газа и
турбокомпрессоре 3 для выработки холода.
Отработанный пар от турбокомпрессоров 2 и 3 подается в
генератор 5 абсорбционной холодильной
машины, вырабатывающей холод при температуре
—37 °С с помощью поджимающего
бустер-компрессора 4. Пиролизный газ после
котла-утилизатора /, пройдя узел промывки и закалки б,
подается в генератор 7 среднетемпературной
абсорбционной холодильной машины,
вырабатывающей холод при температуре —18 °С.
Циркулирующее масло из узла промывки и закалки 6
подается в генератор 9 высокотемпературной
абсорбционной машины, производящей холод при
температуре 6 °С. Теплота конденсации
хладагента из конденсатора 8 среднетемпературной
машины используется в разделительной колонне
10. На линии дымовых газов, отходящих от пи-
рол изных печей, установлен автономный котел-
утилизатор 11 для выработки технологического
пара.
В этой установке дополнительно
утилизируются следующие ВЭР: теплота конденсации
парогазовой смеси (пирогаза) при температуре 110—
90 °С — для выработки холода с температурой
—18 °С; теплота конденсации отработанного пара
турбин — для привода пирогазовых
компрессоров (давление отработанного пара 0,25 МПа);
Принципиальная схема холодоснабжения
крупнотоннажного производства этилена и пропилена:
/, 11}— котел-утилизатор; 2, 3 — турбокомпрессор; 4 — бустер-
компрессор; 5,7,9 — генератор; 6 — узел промывки и закалки;
8 — конденсатор; 10 — разделительная^колонна
теплота отходящих дымовых газов с
температурой 350 °С — для производства пара давлением
0,4 МПа; теплота циркуляционного масла с
температурой 130 °С — для производства холода при
температуре 6 °С; вторичные холодные
потоки технологических продуктов — для
охлаждения технологических аппаратов.
Оригинальность схемы заключается в
следующем: вместо конденсационных f паровых турбин
применены турбины с противодавлением для
привода пирогазовых компрессоров с
последующей утилизацией теплоты^конденсации водяного
пара; вместо многоступенчатого компрессорного
холодильного агрегата с электроприводом —
три одноступенчатые абсорбционные водоаммиач-
ные холодильные машины, утилизирующие ВЭР
технологического процесса и вырабатывающие
холод при температурах +6, —18, —37 °С;
выработка пара в котлах-утилизаторах,
использующих теплоту отходящих газов, сокращает
расход пара из отборов турбин на
технологические нужды производства.
Разработанная схема холодоснабжения
крупнотоннажного производства этилена и
пропилена по сравнению с американской установкой
фирмы «Луммус» имеет (при примерно одинаковом
количественном и качественном снабжении
потребителя теплом и холодом) ряд технико-эко-
31

номических преимуществ (см. таблицу):
позволяет в два с лишним раза эффективнее
использовать первичные топливно-энергетические
ресурсы, сократить вредные отходы производства
в виде теплового, химического и шумого
загрязнения окружающей среды, получить
дополнительный эффект за счет утилизации отходов
(ВЭР) производства для выработки холода и
снизить энергетическую составляющую в
себестоимости производимой продукции.
Экономический эффект от внедрения одной
такой установки оценивается более чем в 1 млн.
руб.
Использование описанной схемы холодоснаб-
жения крупного промышленного производства
можно рассматривать как шаг на пути создания
малоотходных природосберегающих
технологических процессов.
УДК 621.574.1.001.375
РАБОТА КАФЕДРЫ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
ПО УЛУЧШЕНИЮ ХАРАКТЕРИСТИК
ПАРОКОМПРЕССОРНЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
Д-р техн. наукг проф. | Н. Н. КОШ"кЙн"|
Повышение энергетической эффективности и
снижение массовых и габаритных характеристик
холодильных машин при конструировании
являются основными проблемами холодильного
машиностроения. Эти две проблемы могут быть
объединены в одну, а именно — сокращение
необратимых потерь в действительных циклах
холодильных машин.
На кафедре холодильных машин проводится
большая работа в этом направлении.
Как известно, холодильная машина переносит
тепло от источника низкой температуры — тепло-
отдатчика — к источнику более высокой
температуры — теплоприемнику. От физических
свойств источников и условий теплообмена в
значительной мере зависят как энергозатраты,
так и габариты машины. Наиболее простым
способом интенсификации теплопередачи
является увеличение скорости движения теплохладо-
носителей. Однако более высокая скорость их
движения требует дополнительных энергозатрат,
которые следует учитывать при энергетической
оценке машины, и, кроме того, вызывает
увеличение потерь на трение. Тепловой эквивалент
Показатели
Капитальные затраты, тыс. руб.
Эксплуатационные расходы,
тыс. руб./год
Расход воды, м3/с
Экономический эффект, тыс. руб./год
Дополнительный расход топлива (вне
утилизации ВЭР установки),т у. т./год
Выход неиспользованных ВЭР, МВт

Установка фирмы
«Луммус»
1510
1861
5,42
—
54 000
40

Установка
ЛТИХП
1439
817
3,36
1052,0
—
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 434236 (СССР).
2. Временная методика определения
экономической эффективности затрат в мероприятия по
охране окружающей среды. — Экономическая
газета, 1980, № 33.
этих потерь воспринимается машиной, что
"приводит к дополнительным энергетическим
затратам. Поэтому необходимо изыскивать такие пути
сокращения необратимых потерь, которые не
вызывали бы дополнительных потерь энергии.
В наиболее распространенных холодильных
машинах с поршневыми компрессорами
необратимые потери в компрессоре возникают в
результате как передачи тепла при конечной разности
температур в полостях, так и периодического
изменения температур (пульсации) в цилиндре
компрессора во время его работы.
В лаборатории холодильных машин ЛТИХП
были испытаны поршневые компрессоры с
внутренней тепловой изоляцией всасывающей и
нагнетательной полостей. Исследования показали,
что сокращение стационарных тепловых потоков
от горячих частей компрессора к холодной
стороне — стороне всасывания, позволило повысить
энергетическую эффективность компрессора, а
следовательно, и холодильной машины на 2—5 %.
Сокращению необратимых потерь из-за
пульсации температур внутри цилиндра в
холодильной технике уделялось сравнительно мало
внимания. Известно, что в процессе сжатия
температура хладагента меняется. В определенный
момент она сравнивается с температурой стенок
внутренней полости цилиндра, а затем
превышает ее. В этом случае тепловой поток
направляется от хладагента к стенкам цилиндра. Затем,
при обратном расширении и в процессе
всасывания, из-за снижения температуры хладагента
поток меняет свое направление. Таким образом,
32

во время работы компрессора между хладагентом
и внутренними стенками цилиндра компрессора
происходит теплообмен при конечной разности
температур. Как и в случае стационарного
теплообмена согласно принципу Гюи-Стодолы
дополнительная работа А/ на компенсацию
необратимых потерь определяется из условия
A/ = AQ (-J—_-J—^7\,
1 ст l a
где AQ — количество тепла, переданное в результате
теплообмена;
Гст и Га — температура соответственно стенки цилиндра
и хладагента;
Tq. с—температура окружающей среды.
Потери при периодическом теплообмене
можно также сократить с помощью теплоизоляции,
эффективность которой при этом определяется,
кроме термического сопротивления, еще и
температуропроводностью материала. Учитывая, что
тепловая волна имеет малую глубину
проникновения при частоте процесса, характерной для
поршневых холодильных компрессоров, в
испытываемом образце (типа П110) были
изолированы головка поршня и корпусные детали
клапанов по поверхностям, обращенным внутрь
цилиндра.
Как показали результаты испытаний, в
диапазоне температур кипения t0=—40-f-5 и
конденсации tK=30^~40 °C удалось сократить
необходимые потери за счет уменьшения
стационарных и пульсирующих тепловых потоков в
компрессоре, что позволило повысить холодильный
коэффициент машины на 3—8 %.
В настоящее время, кроме аммиака, в
холодильных машинах широко применяют фреоны.
Переход к регенеративному циклу во фреоновых
машинах обусловлен необходимостью обеспечить
надежный возврат масла в компрессор.
Введение дополнительного элемента в холодильную
машину — регенератора — не только усложнило
схему машины, но и привело к добавочным
энергетическим потерям вследствие увеличения
гидравлического сопротивления всасывающего
тракта.
На кафедре холодильных машин ЛТИХП
совместно с ВНИИхолодмашем и Черкесским
заводом холодильного машиностроения разработана
и выполнена опытная модель блок-картерного
компрессора (ПБМ), работающего без жидкой
смазки, коэффициенты которого соизмеримы
с коэффициентами аналогичных компрессоров,
работающих с применением жидкой смазки
(масла). Разработанная конструкция компрессора
позволила отказаться от регенератора, что
упростило машину и дало возможность перейти к
более эффективному нерегенеративному циклу,
аналогичному циклу работы аммиачных машин.
Однако основным источником повышения
эффективности фреоновых машин с компрессорами
без жидкой смазки является интенсификация
теплообмена в испарителе и конденсаторе.
Отсутствие во фреоне масла резко уменьшает пено-
образование при кипении в испарителе, что
позволяет поддерживать более высокий уровень
жидкости и, следовательно, эффективнее
использовать теплопередающую поверхность
испарителя, а также повышает интенсивность
теплообмена. В целом эффективность теплообмена в
испарителе увеличивается в 1,5—2 раза. В
результате появляется возможность сократить
теплопередающую поверхность испарителя или
уменьшить температурный напор и, таким
образом, повысить энергетическую эффективность
холодильной машины.
На рис. 1 приведены сравнительные
характеристики испарителя ИТГ-7 машин, работающих
без смазки (МБМ) и с применением жидкой
смазки (XM-ABi 22/II).
Даже при достаточно совершенном маслоотде-
лении за компрессором некоторое количество
Ът,/ЫЬ±Ю
1,5
ю5
9
8
7
6
5
Ч
9 10°
>
^б"о
\ \<* ^
1 ^ П
[I"'"\рЯ^
I I ^Г
г
з4
^
II
о >^ГГ !
^г*
-н:
*' Ч?ЧЬ
1*"
^П LJ
1^УТ
Еа^п
-^р
JfrfoM
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплопередачи kFBu
от удельного теплового потока <7_рвн и скорости хладо-
носителя для испарителя ИТГ-7 холодильных машин
МБМ и XM-ABj 22/II:
МБМ @,1 °С<Д*Пер<3 °С);
(ау_=1#2 м/с); О-
i 1,4 м/с;
= 0,5ч-0,6 м/с; А —2 °С<Д/Пер«
Ьлн,Вт/(м2-к)
:з °с;
= 1,0-5-1,1 м/с; О-
¦ -3 °С<А/Пер<7'0С
3 4 5 6 oFQH,Bm/Mz
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплопередачи &^вн
от удельного теплового потока qFBn и скорости воды ww
для конденсатора КТГО-7 холодильных машин МБМ
и XM-ABX 22/II:
МБМ;
-XM-AB- 22/Н;
и>„,= 1, 0-И , 1 м/с;
? -«V
= 0,5ч-0, 6^м/с; А-
«1 м/с; ¦_
w
=0,5 м/с
зз

масла с парами хладагента поступает в
конденсатор. По данным измерений, проведенных в
лаборатории холодильных машин ЛТИХП,
количество масла, проникающего в конденсатор,
составляет менее 1 % от массы хладагента.
Образующаяся фреоно-масляная смесь, обладая
Повышенной вязкостью, снижает коэффициент
теплоотдачи и на 30—60 % ухудшает коэффициент
теплопередачи конденсатора (рис. 2).
По данным испытаний, проведенных в ОТИХП
и в ЛТИХП, при движении жидкой пленки фрео-
но-масляной смеси возрастает сопротивление
трубопроводов. Потеря на трение в
трубопроводах также увеличивает внутренние необратимые
потери и, следовательно, снижает
энергетическую эффективность машины.
В целом можно сказать, что при
использовании холодильных машин с поршневыми
компрессорами без жидкой смазки f их металлоемкость
можно снизить в 1,5^раза при тех же
энергетических показателях.
На теплообменные f аппараты паровых
холодильных машин приходится основная доля
энергетических потерь, |которую можно сократить,
интенсифицируя процессы теплообмена.
На рис. 3 показан испаритель,^ котором
энергия жидкости и гравитационные силы,
вызванные разностью плотностей жидкости и влажного
пара, используются для увеличения циркуляции
кипящего хладагента. На основании
экспериментальных данных былоТустановлено, что
увеличение циркуляции повышает интенсивность
теплоотдачи в 1,3 раза. Расчеты показали, что по
интенсивности теплообмена испарители с
организованной циркуляцией и с теплообменной
поверхностью, состоящей из оребренных стальных
труб, не будут уступать испарителям с
дорогостоящей медной оребренной поверхностью.
Более 10 лет назад на кафедре был
спроектирован и изготовлен совместно с Ленниихиммашем
первый отечественный экспериментальный
холодильный винтовой компрессор. Результаты его
исследований были использованы при создании
параметрического ряда винтовых маслозапол-
ненных холодильных компрессоров, внедрение
которых в народное хозяйство дает
значительный экономический эффект.
Учитывая важность создания надежной и
экономичной холодильной машины с
компрессором без смазки, в настоящее время на кафедре
проводят исследования винтовых холодильных
компрессоров сухого сжатия (СВК). Некоторые
результаты испытаний СВК на хладагентах R13,
R22, R12 показаны на рис. 4, из которого видно,
что коэффициенты подачи и адиабатный КПД
имеют достаточно высокие значения.
Для окончательного решения, в каких
температурных диапазонах целесообразно
применять этот тип компрессоров в паровых холодиль-
Жидкость и пар
Рис. 3. Попергчный разрзз испарителя с усиленной
циркуляцией:
/—уровень парожидкостной смеси; 2 —теплообменные трубки;
3 —экран
Мад
0,9
0J
-iJ'
"^-°~
0J
0,6
>
б
5жн
Рис. 4. Зависимость коэффициента подачи X и
адиабатного КПД т]ад от степени повышения давления ян:
a— R13, давление всасывания рвс=» 1 , 097 • 1 О-1 МПа; частота
вращения я^266,7 с-1; теоретическая объемная
производительность Уь=э0,134 м3/с; наружный диаметр ведущего винта
d =0,1 м; 6-R22, рвс= 1,05.10"! МПа; я^ 1 90 , 6 с-»;
1^0,252 м3/с; ^=30,125 м; e-R12, рвс = 1 • 10~* МПа;
__ _ «0,125 м, О —Я; ? — ту
1 * "
»190,6 с; Уд =»0,252 м8/с; ^вщ=
ад
ных машинах, на кафедре спроектирован СВК
с асимметричным профилем. Его конструкция
позволит исследовать внутренние процессы,
происходящие в рабочих полостях роторов. Эта
работа ведется совместно с ВНИИхолодмашем.
34

На протяжении ряда лет в ЛТИХП
исследуются газовые холодильные машины с турбоде-
тандерами. В машине отвод тепла в окружающую
среду осуществляется за счет массообмена с
окружающим воздухом, что позволяет отказаться
от применения охлаждающей воды. Кроме того,
теплый воздух, выходящий из машины, можно
полезно использовать.
В настоящее время в лаборатории разработана
и эксплуатируется опытная газовая холодильная
машина для получения диоксида углерода из
дымовых газов. В такой машине С02 выделяется
при низкой температуре в процессе расширения
в детандере. При разработанном методе нет
необходимости предварительно извлекать диоксид
углерода из дымовых газов химическим способом,
это осуществляется в цикле самой машины.
Такое решение позволило в 5—6 раз снизить
металлоемкость системы и значительно уменьшить
расход энергии на единицу продукции,
себестоимость которой ориентировочно снижена в два
раза. Так как в детандере дымовые газы
расширяются от температуры порядка 90—100 °С, при
которой СО2 находится в состоянии насыщения,
то тепло десублимации подводится к инертным
дымовым газам обратимо (при бесконечно малой
разности температур между инертными газами
и диоксидом углерода). Обратимый подвод тепла
приближает процесс расширения к
изотермическому, увеличивает работу , отдаваемую
детандером, и, следовательно, повышает энерготиче-
скую эффективность машины.
Если в машине происходят процессы при
скоростях хладагента, близких к скорости звука
или превосходящих его (турбокомпрессоры, па-
роэжекторные машины), то увеличиваются
необратимые потери, определяемые трением в
потоке хладагента, — внутренние необратимые
потери.
На кафедре разрабатывается,
экспериментально проверяется и уточняется новая методика
расчета таких машин. На основании этой методики
была рассчитана, сконструирована и испытана
ступень турбокомпрессора, работающего на
хладагенте R12. Характеристики ступени
представлены на рис. 5.
Результаты исследования показали, что можно
сконструировать ступень турбокомпрессора с
безлопаточным диффузором относительно малой
производительности при достаточно высоких
энергетических коэффициентах, работающую в
диапазоне условных чисел Маха AfM=0,8-f-l,0.
Известно, что конструирование
турбокомпрессоров на большие производительности делает
задачу более простой. Сконструированная и
испытанная ступень дает возможность разработать
турбокомпрессор холодопроизводительностью
~0,57 МВт при работе на R12 и
холодопроизводительностью 0,127 МВт при работе на R11.
0,8
0,7
М
0,7
0,6
0}5\
0>*
W
8
6
рр
1
рс
-¦-
>^
^
¦—«^
^
>:
"•S*
^^
1
v
«ч
Ч
9.
S^
V.
\
\\
т
\
\\
JMJ
2
0,3 ЦЬ 0,5 0,6 0,7 0,6 0,96,кг/с
Рис. 5. Зависимость политропного т]*Пол и адиабатного
т]ац КПД ступени, удельной изоэнтропической работы
Ais от)массовой производительности G для ступени с
колесом, имеющим угол входа лопаток колеса р2=35°:
Q—М,. = 0,8; О-М„=з0,9; •—М„
«1,0
yfmaxi
'(пол
0,3 Мс0
Рис. 6. Зависимость политропного КПДт]^х от числа
МахаТпо скорости при входе в колесо МСо при
различных способах регулирования и условных числах Маха
Мц= 1,02ч-1,42:
угол установки лопаток диффузора а л=а var, угол
поворота лопаток входного регулирующего аппарата 0л=5уаг»
азЛ=:уаг; — . безлопаточный диффузор (БД),0 =э
На кафедре также исследуются методы
регулирования турбокомпрессоров поворотом
лопаток направляющего аппарата и лопаток
диффузора, результаты таких испытаний приведены
на рис. 6. Кроме того, ведется подготовка к
испытанию ступеней с осерадиальными лопатками
рабочего колеса. ^
На кафедре проводятся также работы по
использованию вторичных энергоресурсов в
качестве греющего источника в абсорбционных
холодильных машинах.
Результаты научно-исследовательских работ,
выполненных на кафедре, передаются в
промышленность для внедрения.
35

УДК 621.57.048:536.24.001.5
ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООБМЕНА
В КОЖУХОТРУБНЫХ ИСПАРИТЕЛЯХ
Д-р техн. наук, проф. Г. Н. ДАНИЛОВА,
канд. техн. наук В. А. ДЮНДИН,
канд. техн. наук С. Н. БОГДАНОВ,
канд. техн. наук А. В. КУПРИЯНОВА,
канд. техн. наук А. В. БОРИШАНСКАЯ,
А. А. Козырев
Кожухотрубные испарители (КТИ) с кипением
хладагента на пучке затопленных в жидкость
труб и в настоящее время остаются основным
типом аппаратов средних и крупных холодильных
установок производительностью более 500 кВт.
Повышение компактности, снижение
металлоемкости и стоимости таких аппаратов, а также
уменьшение энергозатрат на их эксплуатацию
являются важными народнохозяйственными
задачами. Решить их можно только путем
интенсификации теплообмена.
Сотрудниками кафедры теоретических основ
теплохладотехники ЛТИХП в течение ряда лет
проводится комплекс исследований с целью
интенсификации теплообмена при кипении
хладагентов в КТИ. В выполненных ранее работах
выявлены величины внутренних характеристик
процесса кипения аммиака и фреонов;
обнаружено, что переход от свободной конвекции к
неразвитому и развитому кипению и от кипения
к свободной конвекции происходит при разных
значениях плотности теплового потока q,
исследована теплоотдача при кипении аммиака,
R12, R22 на гладкотрубных и R12, R22 на ореб-
ренных пучках; разработаны рекомендации по
интенсификации фреоновых оребренных
испарителей с помощью оптимальной геометрии ореб-
рения; установлена возможность интенсьфикации
теплоотдачи при кипении путем изменения
поверхностных условий и выявлены
теплотехнические показатели кипения R12 и R22 на трубах
с пористыми металлическими покрытиями при
различных способах и технологии их нанесения
на поверхность труб; исследована интенсивность
теплоотдачи при кипении фреонов в элементах
КТИ оросительного типа и выявлено техноэконо-
мическое сопоставление оросительных и
затопленных испарителей.
Анализ результатов исследования кипения на
гладкотрубных! и оребренных затопленных
пучках труб, проведенных,в ЛТИХП, ВНИКТИхо-
лодпроме и некоторыми зарубежными авторами,
показал, что в этих случаях главными
факторами, влияющими на теплоотдачу и
гидродинамику, являются режимные параметры, теплофизиче-
ские свойства кипящей жидкости,
геометрические характеристики пучка, а также
микрошероховатость и тип поверхности кипятильных труб
(гладкая, оребренная, пористая и др.).
Изучение физики процесса кипения фреонов
и аммиака в совокупности с данными работ о
кипении хладагентов на трубах позволяют считать,
что теплоперенос от поверхности нагрева к
кипящей жидкости в КТИ осуществляется в
результате «собственно» процесса
парообразования на каждой трубе quav> и конвективного
теплообмена при движении парожидкостного потока
в межтрубном пространстве <7К0Н. Обе
составляющие количественно взаимосвязаны, так как
усиление «собственно» парообразования приводит к
возрастанию паросодержания смеси жидкости
с паром, поднимающейся с нижних рядов на
верхние, и к увеличению qK0U. В свою очередь,
рост дкон способствует повышению
интенсивности «собственно» кипения. При этом чем выше
<7паР, тем меньше влияние ^KOxi, и чем выше
<7К0П, тем слабее влияние ^пар.
На основании выполненных исследований
можно также считать, что при низких температурах
кипения и малых температурных напорах,
которые характерны для КТИ, процесс теплообмена
для аммиака протекает в зоне свободной
конвекции и неразвитого кипения, для фреонов — в
зоне неразвитого и начале развитого кипения.
Поэтому основной путь интенсификации
теплоотдачи со стороны хладагента — перевод процесса
в область развитого кипения и повышение в
результате этого <7пар.
В настоящей статье излагаются некоторые
результаты дальнейших исследований ЛТИХП,
дополняющие имеющиеся в литературе
материалы о кипении аммиака и фреонов на пучках
труб, а также полученные впервые данные о
кипении R22 на многорядном пучке пористых труб.
Кипение аммиака на гладких и очехленных
трубах.
Ранее [2] было изучено кипение аммиака на
пучке труб из стали 1Х18Н9Т с весьма малой
шероховатостью G?2=0,95 мкм). Обогрев
осуществлялся путем непосредственного
пропускания тока по стенке трубы.
Для того чтобы приблизить свойства
поверхности к реальным условиям, были проведены
эксперименты с кипением аммиака на шестиряд-
ном пучке труб, находящемся в обечайке.
Трубы стальные (Ст. 3) диаметром 25x3 мм,
относительный шаг труб в пучке s/d=l,36. Внутри
каждой трубы установлены электронагреватели.
Опыты проводили с технически чистым
аммиаком при изменении плотности теплового потока
q от 500 до 12000 Вт/м2 и температуры кипения
t0 от—20 до +10 °С. Поверхность труб
промышленного изготовления обработали
шлифовальной бумагой № 3.
36

С повышением температуры кипения
коэффициенты теплоотдачи первого нижнего ряда
пучка аг возрастали, шестого ряда а6 оставались
примерно одинаковыми. Увеличение
коэффициентов теплоотдачи от ряда к ряду было большим
при низких температурах: при t0=—20 °С
а/0^2,4; при /0=10 °С aja^lj.
Зависимость средних коэффициентов
теплоотдачи от плотности теплового потока
представлена на рис. 1. Полученные экспериментальные
точки можно обобщить (линии /, 2) следующим
уравнением:
a-V'V'15> A)
где р — давление насыщенного пара, Ю5 Па.
В, работе [2] отмечена более слабая
зависимость а от q и указаны более низкие значения а,
чем на рис. 1. Видимо, это связано с меньшей
шероховатостью поверхности и меньшей
теплопроводностью труб, а также отсутствием
обечайки в первом случае, обусловившими протекание
процесса теплообмена в зоне свободной
конвекции.
С учетом, что теплоотдача при кипении на
много рядном пучке стабилизируется, начиная с
шестого ряда, и коэффициенты теплоотдачи для всех
последующих рядов равны а6, были рассчитаны
средние коэффициенты теплоотдачи для 18
рядов по вертикали. В интервале t0=— 2СК-
~-+Ю °С средние коэффициенты теплоотдачи 18-
рядного пучка труб (линия 3) обобщаются
зависимостью
а = 13<7°«6. B)
Линии 6 J отражают данные, полученные при
кипении аммиака на гладком медном 3-рядном
пучке труб диаметром 16x1 мм (#р=0,35 мкм)
при t0=0->—37 °С и ^=150004-38000 Вт/м2
[10]. Они показывают правомерность
использования зависимости B) и для условий, имевших
место в работе [10].
а,Вт/(мгЮ
10s 2 3 h 5 6 7 8 910* . 1 у, Вт/м*
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплоотдачи а от
плотности теплового потока q при кипении аммиака:
/ — /о=— 20 °С; 2 — tQ^l0 °С; О = *о=— 20 °С; д—/0^ —10 0С*.
O — t0=> +10 °С, гладкотрубный пучок; 3 — а для 18-рядного
гладкотрубного пучка; 4 —10=^— 2 0 °С; 5 — t0=lQ °С, пучок
труб, очехленных стеклотканью; 6, 7 —опыты Хаймбаха [10]
Для изучения возможности интенсификации
теплообмена при кипении аммиака была
проведена серия опытов на пучке труб, очехленных
стеклотканью. Результаты этих опытов
представлены линиями 4,5. В опытах наблюдались
меньшие изменения значений а от ряда к ряду,
чем в гладкотрубном пучке, причем во всем
исследованном температурном интервале а°ч/а°ч—
= 1,2. В меньшей степени коэффициенты
теплоотдачи зависели и от плотности теплового
потока (а~<7°>25). С увеличением q влияние очех-
ления на теплоотдачу уменьшается (при q=
= 10000 Вт/м2 аоч/ссгл^2,7; при q=5000 Вт/м2
а0чА*гл^1,3).
Кипение хладагентов R22 и смеси Я22—ХФ-22
на пучке оребренных труб.
Проведенные ранее в ЛТИХП исследования
[3 ] были основаны на экспериментах с 6-рядны-
ми пучками оребренных труб. Для большего
приближения результатов к реальным условиям
был исследован 9-рядный шахматный оребрен-
ный пучок медных труб (общее число труб 31).
Трубы имели следующие геометрические
параметры: наружный диаметр dH= 16,36 мм,
диаметр по основанию ребер d0= 13,74.мм, шаг
ребер sp=1,26mm, высота /ip=l,31 мм, толщина
основания ребра б0= 1,1 мм, торца — бт =
=0,26 мм. Эксперименты проводили при
кипении хладагента R22 в интервале t0=—20~
-f-+20 °C и ^=4004-7000 Вт/м2.
Опытные значения средних для пучка
коэффициентов теплоотдачи обобщаются уравнением
50P = 53,2^°'V25. C)
При сохранении тех же качественных
особенностей процесса, которые наблюдались при
кипении на 6-рядных пучках, значение средних
коэффициентов теплоотдачи для 9-рядного
пучка в исследованном интервале q и t0 выше, а
степень влияния q меньше, чем для 6-рядного.
На рис. 2 сопоставлены полученные в опытах
значения со средними коэффициентами
теплоотдачи 18-рядных гладкотрубных пучков агл,
рассчитанными в работе [6] на основании
экспериментов с 6-рядными гладкотрубными пучками.
Как видно из рис.2, отношение ^oP/ocrjI=l,8-f-
4-1,6, причем преимущество оребренных труб
более значительно при низких t0 и меньших q.
На этом же рисунке нанесены опытные
значения аоР, полученные в работе [9] в опытах с 3-
рядным пучком медных труб (общее число труб
10), имеющих размеры: dH=19,l mm, d0=16,2 мм,
/ip=1,45mm; sp = 1,34mm. Эти данные неплохо
согласуются с нашими, если учесть меньшее
число рядов и более гладкую поверхность труб,
использованных в работе [9].
37

в Wqjrn/M?
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи а от
плотности теплового потока q при кипении хладагента
R22 на пучках труб:
/ —гладкотрубный 18-рядный пучок [6]; // —оребренный 3-ряд-
ный, t0— — 37ч-0 °С [9]; /// —оребренный 9-рядный (данные
ЛТИХП); IV — с пористым металлическим покрытием 16-ряд-
ный (данные ЛТИХП); 1 —10=— 20 °С; 2 —10= — 10 °С; 3 —10 =
= 0°С; 4-/0=10°С; 5-^ = 20 °С
В опытах со смесью R22—ХФ-22 при массовой
концентрации масла 1=8 % установлено, что
средние для пучка коэффициенты теплоотдачи
аоР.СА1 с понижением t0 от +10 до —20
^увеличиваются, но весьма незначительно. С ростом
q значения аоР<см повышаются, причем при
низких значениях q в большей степени, чем при
высоких. При t0=—10-т- + 10^С коэффициенты
аоР.см ниже коэффициентов аоР во всем
интервале опытных значений q. Для t0=—20 °С и
<7<2000 Вт/м2 коэффициент теплоотдачи при
кипении смеси ниже, чем при кипении чистого
хладагента R22, а для q = 2000-^6000
несколько выше. В последнем случае можно счи-
тать аоР.см=34,'5-<Л48.
Характер влияния масла, отмеченный в
опытах, отличается от обнаруженного в работе [9],
в которой для той же концентрации смеси
получено увеличение аор.см в 1,1—1,25 раза по
сравнению с ссоТ) (при ^0=—19-т-О °С и ?=4000-f-
4-7000 Вт/м2). Причинами такого расхождения
могут быть различные свойства примененных
масел, разное число рядов в пучке. Вопрос о
влиянии масла на теплоотдачу'хладагентов при
кипении на пучке труб требует дальнейшего
изучения.
Кипение хладагентов R12 и R22 на
поверхностях с пористыми металлическими покрытиями
(одиночные трубы).
В последние годы особое внимание уделяется
интенсификации теплообмена при кипении с
помощью капиллярно-пористых покрытий.
Механизм теплопереноса в этом случае мало изучен,
а имеющиеся в литературе суждения не выходят
за рамки модельных представлений.
Предложенные в литературе [5, 7] аналитические
зависимости не позволяют получить
количественные рекомендации о коэффициенте
теплоотдачи без знания ряда специальных
характеристик (например, эффективной
теплопроводности пористого слоя), что не всегда
является доступным.
Из покрытий с капиллярно-пористой
структурой наиболее приемлемыми для
холодильной техники, с эксплуатационной и
технологической точек зрения, являются
металлические покрытия.
Опубликованная в зарубежной печати
информация о проделанных работах не содержит
конкретных данных, с помощью которых можно»
было бы количественно учесть влияние
структуры покрытия, свойств кипящей жидкости и ре-
жимных параметров (q, p) на коэффициент
теплоотдачи и предсказать степень интенсификации
процесса в условиях работы холодильных
аппаратов.
Анализ опытных данных, полученных
в ЛТИХП [4, 8], показал, что влияние свойств*
хладагента и плотности теплового потока на
теплоотдачу на поверхностях с покрытиями
проявляется в меньшей степени, чем на гладких
и оребренных. На поверхностях со спеканием
при всех изученных давлениях q очень мало*
влияет на a(a~q V0-0*15).
Характер влияния давления на интенсивность
теплообмена различен: для металлизационных
покрытий а увеличивается с ростом /?, для
поверхностей со спеканием влияние р на а
проявляется неодинаково, в зависимости от
интервала давлений, что обусловлено различием свойств
пористых структур, вызванным способом
изготовления.
Выяснено, что теплообмен при кипении
хладагентов R12 и R22 на одиночных трубах с
покрытием значительно интенсивнее, чем на
гладких и оребренных: (^покр^гл^ах^7"^0»
Ко*Р/аор)тах^3^5 (рис. 3). Наибольшее
увеличение коэффициента теплоотдачи на
поверхностях с покрытием наблюдается в области малых
плотностей теплового потока и низких
температур кипения, характерных для работы
испарителей холодильных машин.
Особенности теплообмена при кипении на
поверхностях с покрытием определяются
процессами, происходящими внутри пористого слоя.
Наличие капиллярной структуры пористого слоя
облегчает образование зародышей паровых
пузырей, улучшает подвод тепла к паровому
пузырю в процессе его роста через тонкую пленку
жидкости, окружающую пузырь почти по всей
поверхности, препятствует смыванию паровых
зародышей конвективным потоком жидкости,
увеличивает число центров парообразования и
обеспечивает непрерывное подтекание жидкости к
поверхности нагрева.
38

Ыпокр
&покр
«op
to
8
6
1
\
^%
1
2
3
4
? 6
10*
Рис. З. Сравнение теплоотдачи^при кипении
хладагента R12 на одиночных трубах — гладкой, оребренной и
со спеканием:
-tn
-20 °С, а,
/0=-20°С, а /а ;
*-/;-+20 °С аПокр7агЛ; 4~/0=+20 °С. аПокр/аор
ПОКР^ГЛ'
Для расчета теплоотдачи7 при кипении
хладагентов R12 и R22 на одиночных трубах (медь,
^=20х1,5мм) с металлизационным покрытием
(бсл=0,14-7-0,58 мм; s=0,14+-0,37) на основе
анализа и обобщения большого числа
экспериментальных данных для диапазона д=2000+-
+-20000 Вт/м2; г0=_20-+20 °С получена
зависимость
а = 2,437°'57р°'25
1—8
0,31
D)
Для расчета теплоотдачи на одиночных трубах
из нержавеющей стали 1Х18Н10Т (d=20x2 мм;
/=290 мм) со спеченным покрытием (диаметр
частиц1 d4=@,063-7-0,350)-10-3M; 8СЛ=@,3+-
-+-1,0). Ю-3 м; е=0,46+-0,52) в работе [1]
получено уравнение подобия, которое может быть
представлено в следующем' размерном виде:
W-0,16
a = сгС2
Ркр
«0,23 ?
0, 14
E)
0,4
где Со = ¦
%' °>%
0,26
г0,14^0,47
Значения величин, входящих в уравнение
E), приведены в таблице.
Зависимость E) обобщает опыты в диапазоне
4000<<7<30000 Вт/м2, —20<^0<+20 °С.
Хладагент
R12
R22
t0, °с
20+10
—10+—20
20+10
—10+—20
Значения коэффициентов
в уравнении E)
Сг
49,0
13,3
49,0
13,3
с2
1,94
1,94
2,31
2,31
т
0,10
—0,35
0,10
—0,35
Согласование опытных и расчетных данных
лежит в пределах ±30 %.
Кипение хладагента R22 на многорядном
пучке труб с пористым покрытием.
Теплообмен при кипении технически чистого
хладагента R22 исследовали на
экспериментальном стенде, выполненном по схеме
термосифона. Диапазон изменения режимных
параметров: q = 1000 +- 12 000 Вт/м2; t0 = —20 +-
+- 20 °С. Экспериментальный пучок состоял из
40 медных труб диаметром 20 мм с пористым
металлическим покрытием из меди МЗ,
нанесенным способом газотермического напыления.
Компоновка пучка — шахматная. Трубы
установлены в 16 рядов по вертикали,
относительный шаг s/dR = 1,1. Толщина пористого слоя
бсл = 0,15 мм, общая пористость 35—40 %.
Экспериментально установлено, что во всем
исследованном диапазоне q и t0 ухудшения
теплообмена, обусловленного эффектом
«запаривания», не происходит. Влияние рядности
проявляется в незначительной степени только
при малых значениях q (рис. 4). Теплоотдача
интенсифицируется с| poctomJ q, но влияние q
на средние коэффициенты теплоотдачи для
пучка труб с покрытием сказывается в меньшей
степени, чем для одиночных пористых труб,
пучков оребренных и, тем более, гладких труб.
С повышением t0 средний коэффициент
теплоотдачи пучка возрастает.
Результаты экспериментов представлены на
рис. 5. Линии, усредняющие опытные данные
в интервале q = 2000 +- 12 000 Вт/м2,
соответствуют уравнению
апок^Ш?0'28/'49. F)
Высокая степень влияния давления и
отсутствие влияния рядности позволяют считать,
что на пучке труб с покрытием кипение
происходит в зоне развитого режима.
Рис. 4. Распределение теплоотдачи по рядам пучка
труб с металлическим покрытием при кипении
хладагента R22:
a_/0=_10 °С; б-/0- + 10 °С; О, #-<7=12 кВт/м*; Q, ¦-
<7=-6 кВт/м2; v. V — ? = 2 кВт/м2
39

л,8т/(м*-Ю
2 t 6 д 10* у,Вт/м*
Рис. 5. Опытные коэффициенты теплоотдачи а при
кипении хладагента R22 на 16-рядном пучке труб с
металлическим покрытием:
О-*0 = 20°С; П-/0=10°С; д-/0=-ЮоС; ф_/0=_20°С;
6 = 'CT — f0 —Уравнение D); —уравнение F)
Коэффициенты теплоотдачи для одиночной
трубы с покрытием, найденные по формуле D),
имеют большие значения, чем для пучка. При
t0 = 20 °С различие лежит в пределах точности
формулы, а при t0 = —20 °С возрастает до
100 %.
Для объяснения отмеченных особенностей при
кипении на многорядном пучке труб с
покрытием необходимы дальнейшие исследования.
Пока же можно только предположить, что
расхождения для пучка и одиночной трубы при
низких значениях t0 связаны с большими
объемами пара в двухфазном потоке, движущемся
в межтрубном пространстве, и ухудшением
отвода пара, образующегося в структуре покрытия
на каждой отдельной трубе.
Средние коэффициенты теплоотдачи для
16-рядного пучка с металлическим покрытием
нанесены для сравнения на рис. 2. Они
показывают возможности этого метода интенсификации
теплообмена при кипении, t
УДК 628.84.001.36
ЕДИНЫЙ ПОДХОД К ОЦЕНКЕ РАЗЛИ4НЫХ СХЕМ
СИСТЕМ КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА
Д-р техн. наук, проф. О. П. ИВАНОВ,
д-р техн. наук, проф. А. А. РЫМКЕВИЧ
Кафедра кондиционирования воздуха
Ленинградского технологического института
холодильной промышленности с каждым годом
расширяет круг исследований, направленных
на повышение технико-экономической
эффективности систем кондиционирования воздуха
(СКВ). Если ранее уделялось внимание в
основном исследованию отдельных элементов,
особенно теплообменного оборудования, то в
последние годы значительные усилия
сосредоточиваются на оптимизации систем
кондиционирования воздуха в целом и на выявлении
Приведенные в статье материалы позволяют
считать, что применение пористых
капиллярных покрытий существенно интенсифицирует
теплоотдачу при кипении не только фреонов,
но и аммиака. Для расчета КТИ могут быть
рекомендованы зависимости B)—F).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Боришанская А. В. Обобщение данных
по теплоотдаче при кипении фреонов на
поверхностях с пористыми металлическими
покрытиями. — Холодильная техника, 1979, № 12.
2. Данилова Г. Н., Куприянова А. В.
Обобщение данных по теплоотдаче при кипении
аммиака. — Холодильная техника, 1971, № 6.
3. Д а н и л о в а Г. Н., Д ю н д и н В. А.
Теплообмен при кипении Ф-12 и Ф-22 на оребренных
трубах. — Холодильная техника, 1971, № 7.
4. Д ю н д и н В. А., Данилова Г. Н.,
Боришанская А. В. Теплообмен при кипении
хладагентов на поверхностях с пористыми
покрытиями. — В кн.: Теплообмен и гидродинамика.
Л., 1977.
5. О механизме процесса кипения на
затопленных поверхностях с капиллярно-пористым
покрытием/ О. Н. Маньковский, О. Б. Иоффе, Л. Г. Фрид-
гант и др. — ИФЖ, 1976, т. 30, № 2.
6. П о в о л о ц к а я Н. М. О кипении фреонов на
пучках труб. — Холодильная техника, 1969,
№ 10.
7. С м и р н о в Г. Ф. Приближенная теория
теплообмена при кипении на поверхностях , покрытых
капиллярно-пористыми структурами. —
Теплоэнергетика, 1977, № 9.
8. Экспериментальное исследование
теплоотдачи при кипении хладагентов на трубах с
металлическими покрытиями/ В. А. Дюндин,
Г. Н. Данилова, А. В. Боришанская и др. — В кн.:
Холодильная и криогенная техника и технология.
М., 1975.
9. Heimbach Р. — IIF-Tagung, Comn. Bl,
В2, Frendenstadt.
10. Н е i m b а с h P. — Berichte aus Technik und
Wissenschaft, 1974, № 35.
неиспользованных резервов экономии топлива
и электроэнергии.
Разработанные на кафедре принципы
оптимизации позволяют на новом качественном
уровне проводить исследования отдельных
элементов СКВ, открывают возможность
исследования методов автоматического
управления системами с использованием логических
схем и вычислительных машин. Эти
направления будут главными в научной работе кафедры
в одиннадцатой пятилетке.
Одним из основных принципов при
оптимизации СКВ является единый подход к оценке
систем независимо от их принципиальных
решений.
В практике проектирования принципиальные
решения СКВ для конкретного объекта, как
правило, назначают, а затем делают попытки
улучшить показатели системы путем оптимиза-
40

дии ее отдельных элементов. При таком
подходе не используются главные резервы
повышения технико-экономической эффективности
систем.
Более правильным следует считать выбор
методов и средств обеспечения нормируемых
параметров воздушной среды для любых
заданных исходных условий только после
технико-экономического обоснования с учетом
неизбежных для данного объекта ограничений. При
этом необходим единый подход в оценке
возможных вариантов систем.
Сущность единства подхода заключается в
следующем.
Возможные варианты систем оценивают по
единому комплексу показателей:
функционально-технологических,
конструктивно-компоновочных, эксплуатационных и экономических.
Окончательное решение принимают по
экстремальному значению показателя, выбранного в
качестве критерия оптимизации; остальные
показатели используют в виде ограничений.
— В основу оценки принципиальных решений
систем принимаются
функционально-технологические показатели. Функциональные показатели
характеризуют степень выполнения заданных
функций за годовой цикл эксплуатации систем,
технологические — необходимые для этого
расходы наружного воздуха, воды на увлажнение,
теплоты и холода, а также общий воздухообмен.
— Системы можно сравнивать между собой,
когда их функциональные показатели находятся
в заданных (нормируемых) пределах. Под
функциональными показателями (применительно к
метеорологическим параметрам) понимают
температуру, скорость, относительную влажность
воздуха. Эти показатели нормируются при
условии длительного воздействия их на человека
или на технологические процессы производства.
В настоящее время допускается отклонение от
этих параметров в течение определенного числа
часов в году. Интегральная оценка
необеспеченности связывается с расчетными параметрами
наружного воздуха (параметры А, Б, В по
СНиП II—33—75). В более широком смысле
под функциональными показателями следует
понимать не только интегральную
необеспеченность, но величину и периодичность отклонений
за расчетный период, который должен
устанавливаться для объектов в зависимости от [их
назначения. Для одних и тех же исходных
условий различные по принципу действия системы
могут иметь различные функциональные
показатели.
— Конструктивно-компоновочные,
эксплуатационные и экономические показатели следует
вычислять на основе годовых графиков
технологических показателей. Графики должны
соответствовать не случайным режимам, могущим
исказить объективные достоинства того или
иного варианта систем, а режимам, дающим
экстремальное значение критерия оптимизации
каждой сравниваемой системы. Это важно, потому
что для одних и тех же технологических схем
СКВ и одинаковых исходных условий
расчетные значения расходов теплоты, холода,
наружного воздуха и воды нередко отличаются на
30 % и более.
Единый подход к оценке систем
кондиционирования воздуха становится возможным при
использовании термодинамической модели (ТМ)
СКВ*.
Раскроем сущность единого подхода на
примере сопоставления трех видов центральных
однозональных СКВ: систем
кондиционирования воздуха с использованием холодильных
машин (СКВ ХМ); двухступенчатых систем
воздушно-испарительного охлаждения (СКВ ДС);
«бескомпрессорных» систем (СКВ Б К),
предложенных Л. М. Зусмановичем.
Принимаем:
тепловлажностные нагрузки в помещении не
изменяются во времени и характеризуются
величиной остаточных за единицу времени
тепловыделений QTn и влаговыделений G^;
минимальный массовый расход наружного
воздуха G- задан, например, по санитарным
нормам;
нормируемые параметры воздушной среды в
помещении характеризуются на /, d-диаграмме
линией Ya — Yb, а границы наружного
климата — кривой Кл;
значения QTn, Qwny Gz таковы, что
расчетная схема ТМ, показанная на рисунке,
соответствует I классу нагрузок, для которого линия
М1а — М1Ь располагается выше кривой <р = 1,
при этом координаты точек М1а — М1Ъ
определяются пересечением линий еп = QTJGwn,
проведенных через точки Ya — Yb, и
энтальпий 1м1а9 1М1Ъу полученных из выражений
Ira 1м1а = 1тв 1м1в = Qth/Gh-
^ОЧКИ М1а, М1Ъ, Yb являются опорными для
построения границ расчетных зон ТМ для
СКВ ХМ. |Р
В процессе расчета СКВ ХМ определяется
положение точки M2bJ соответствующей
максимальному расходу наружного воздуха Gs =
= QvJlYb —1м2ъ* ПРИ котором критерий
оптимизации имеет экстремальное значение.
В большинстве случаев для I класса нагрузок
расход наружного воздуха выгодно оставлять
равным его минимальному значению Gh- По-
* Сущность термодинамической модели
показана в статье А. А. Рымкевича «Математическая
модель систем кондиционирования воздуха».
(Холодильная техника, 1981, № 2).
41

I \t
Совмещенная расчетная схема термодинамической
модели для трех сравниваемых систем кондиционирования
воздуха:
Ж, Т, X, GH — соответственно потребляемые вода, теплота,
холод, расход наружного воздуха; знаком Z) обэзначено
отсутствие первой рециркуляции
скольку СКВ ХМ принимаем в качестве
базовой системы для сопоставления с другими СКВ,
полагаем, что точка М2Ь найдена (пусть она
не совпадает с точкой М1а), поэтому на рисунке
можно указать все границы расчетной схемы
ТМ, соответствующие оптимальному решению
СКВ ХМ. )
Находящиеся в пределах этих границ зоны
определяют необходимые процессы (режимы),
при которых имеют место наименьшие расходы
теплоты, холода и воды при рациональном
расходе наружного воздуха.
Так, если параметры наружного воздуха
находятся в зонах TGu,TGh, неизбежно
потребление теплоты соответственно при
минимальном Gh и переменном G^ расходах
наружного воздуха (G^ изменяется от Gh до Gh);
в зоне T)KGh обязательно потребление
теплоты и воды на адиабатное увлажнение воздуха;
в зонах MGn и MG^ требуется только вода
для адиабатного увлажнения; в зонах XG^,
XGh, XGx (последняя на рисунке не
показана) неизбежно потребление холода; в зонах
XTGn, XTGn необходимо охлаждение воздуха с
его осушением и второй подогрев, т. е.
одновременно потребляются холод и теплота.
Все эти зоны обязательны при использовании
традиционных процессов (за исключением
увлажнения насыщенным паром и осушения
воздуха сорбентами).
Технологическую схему кондиционера с
типовым оборудованием для I класса нагрузок
можно представить в виде последовательно
расположенных поверхностного воздухонагревателя
для первого подогрева, форсуночной камеры
для адиабатного увлажнения и политропного
охлаждения и поверхностного воздухонагревате-
теля для второго подогрева.
Для рассматриваемой задачи границы зон
в расчетных схемах строятся по всем правилам,
указанным для ТМ, но с учетом реальных
характеристик теплообменного оборудования.
В форсуночной камере следует обязательно
предусматривать управляемые процессы,
т. е. получение параметров воздуха в точках
М1а, М1Ъ, М2Ь и т. д., расположенных
существенно выше линии ср = 1. Это требование
обеспечивается главным образом применением
обводного канала у форсуночной камеры. Более
экономичные способы управления — изменением
расхода давления перед форсунками (по
предложению Л. М. Зусмановича) и «пульсационной»
подачей воды (по предложению С. В. Нефелова
и Ю. В. Фролова) — широкого использования
еще не нашли.
При дальнейшем рассмотрении будем
исходить из того, что управляемые процессы во всех
сравниваемых системах обеспечиваются.
Для сравнения СКВ ХМ с СКВ БК и СКВ ДС
необходимо на той же расчетной схеме ТМ
нанести соответствующие двум последним
системам границы, за пределами которых (вправо
на /, d-диаграмме) параметры наружного
воздуха вызывают наибольшие, но еще допустимые
отклонения функциональных показателей.
Принцип построения этих границ состоит в
следующем: если известно положение точки,
характеризующей состояние приточного воздуха в
помещении, например точка ЯБк Для СКВ БК,
то одна из границ (линия 1—2) пройдет по
линии влагосодержания этой точки, а другая —
совпадет с теми параметрами наружного воздуха
(линия 2—3), при которых в контуре
охлаждения воды можно получить температуру,
достаточную для охлаждения приточного в
помещение воздуха до изотермы точки ЯБк-
Аналогично строят границы для СКВ ДС
(линии 4—5, 5—6), когда известно положение
точки Ядс. При этом принимают, что точка
Ядс на линии еп при прочих равных условиях
всегда будет выше точки Ябк- Основанием
для этого служат литературные сведения,
согласно которым получаемая в контуре
охлаждения вода для СКВ Б К имеет более низкую
температуру, чем для СКВ ДС при одних и
тех же параметрах наружного воздуха.
Конкретное положение т)чек ЯБк и Ядс может быть
42

рассчитано согласно существующим
рекомендациям.
СКВ Б К и СКВ ДС можно сравнивать между
собой и с СКВ ХМ только при условии, если
параметры наружного воздуха за пределами
границ 1—2—3 и 4—5—6 вызывают
одинаковую по функциональным показателям
обеспеченность, соответствующую нормативным
требованиям.
При предварительной оценке можно считать,
что СКВ БК и СКВ ДС не подлежат сравнению,
если суммарная продолжительность стояния
параметров наружного воздуха за указанными
пределами границ превышает
регламентированное число часов нарушений параметров
воздушной среды в помещении. При сопоставлении
этих систем с СКВ ХМ в ней должны быть
приняты те же условия по обеспеченности, т. е.
необходимо принять либо одну из границ 4—5—6
или 1—2—3, либо любую другую, более
«выгодную», границу, выбранную с соблюдением
требований по обеспеченности.
Совмещенные расчетные схемы ТМ для
различных систем позволяют оценить как
тенденцию изменений, так и численные значения
технологических показателей сравниваемых
принципиальных решений систем.
Из рисунка видно, что зоны TGh, TG*yT)KGn,
ЖОн и Жйн существуют для всех систем,
поэтому для них необходимо одно и то же
оборудование: воздухонагреватель первого подогрева
и управляемый контактный аппарат (например,
форсуночная камера).
В СКВ БК и СКВ ДС вместо режима XTG^
будет режим TG^, поэтому отпадает
необходимость второго подогрева.
В СКВ БК (аналогично и в СКВ ДС) при
параметрах наружного воздуха на участке между
энтальпией /Пбк и крайней границей по линии
1—2—3 для осуществления режима XG^ тре
буется установка перед форсуночной камерой
УДК 621.575:621.564.3.001.5
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
НОВЫХ РАСТВОРОВ 6 АБСОРБЦИОННЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИНАХ
Д-р техн. наукг проф. И. И. ОРЕХОВ,
канд. техн. наук Л. С. ТИМОФЕЕВСКИЙ
Возрастающие масштабы потребления холода
в различных отраслях народного хозяйства
обусловливают необходимость снижения
стоимости его получения. При наличии на
предприятиях неиспользованных вторичных энерге-
(или после нее) поверхностного
воздухоохладителя. Для этого частично можно использовать
имеющийся воздухонагреватель первого
подогрева.
Все указанные изменения в режимах
обусловлены увеличением расхода воздуха в СКВ БК
и особенно в СКВ ДС. Увеличивается также
расход воды на увлажнение воздуха, что в ряде
случаев может в значительной степени ухудшить
технико-экономические показатели этих систем.
Технологические показатели, а следовательно,
и показатели трех других групп для
сравниваемых систем весьма существенно зависят от
заданных параметров воздуха в помещении, от
величин QTn, Gwuy Gn и характеристики
климата, поэтому анализ преимуществ и
недостатков тех или иных систем на конкретном примере
был бы недостаточно полным. Однако
предварительный анализ показывает, что СКВ ДС и,
особенно, СКВ БК могут иметь преимущества
в тех случаях, когда точка М1Ъ, полученная
расчетом для СКВ ХМ, лежит существенно
выше ф = 1.
Таким образом, можно сделать следующие
выводы.
Объективная оценка СКВ может быть дана
только при едином подходе к организации
режимов работы сравниваемых систем, ставящем
их в одинаковые условия по использованию
существующих в них резервов.
Это позволяет построить графики годового
потребления теплоты, холода, воды и расходов
воздуха, которые служат исходными данными
для определения всех технико-экономических
показателей СКВ, в том числе расходов топлива
и электроэнергии, с учетом сопряженных
затрат на системы теплохладоснабжения.
Единый подход в оценке систем может быть
обеспечен при использовании
термодинамической модели по методике, изложенной в данной
статье.
тических ресурсов экономически оправдано
получение холода с помощью абсорбционных
холодильных машин (АХМ), среди которых
наиболее широкое применение нашли бромистоли-
тиевые и водоаммиачные.
Термодинамические свойства водного
раствора соли бромистого лития позволяют
достигнуть практически любого уровня
положительных температур кипения воды в испарителе.
Однако стоимость бромистого лития высока,
а коррозионная активность его водного раствора
по отношению к углеродистым сталям
сокращает срок службы машины.
43

Водоаммиачный раствор используется в АХМ
обычно при получении холода в области
отрицательных температур кипения хладагента.
В водоаммиачных машинах неизбежно
применение узла ректификации водоаммиачного пара,
образующегося в генераторе, что увеличивает
металлоемкость и ухудшает другие их
показатели.
В связи с этим широкое внедрение освоенных
промышленностью АХМ с водным раствором
бромистого лития и водоаммиачным раствором
в то же время не снижает актуальности задачи
выбора новых эффективных растворов и
исследования их основных физико-химических
свойств.
С целью выбора новых растворов для АХМ
на основании имеющихся литературных данных
в ЛТИХП проведена предварительная оценка
основных свойств большого количества водных
растворов солей. Установлено, что высокую
растворимость в воде (до 75—85 %) и
небольшую величину интегральной теплоты
растворения имеют галогениды метила и этиламмония.
Плотность водных растворов этих солей при
концентрации около 70 % и температурах 25—
30 °С не превышает 1100—1200 кг/м3, а
динамическая вязкость находится на уровне
вязкости водных растворов бромистого лития и
хлористого кальция. В водных растворах алкил-
аммониевые соли оказывают всаливающее
действие на неорганические соли, поэтому
определенный интерес представляет изучение свойств ал-
киламмониевых солей и смесей этих солей с
другими солями, в частности с хлористым
кальцием.
В результате исследования давлений паров
над водными растворами алкиламмониевых солей
при 35 °С в области высоких концентраций
оказалось, что давления минимальны надводным
раствором холинхлорида Н 20-(СН3)зС2Н 4OH NC1
[ 1 ] и водным раствором смеси
хлористый кальций — холинхлорид при
массовом соотношении этих солей 8:1 [2].
Указанные растворы могут быть применены
в АХМ для получения температур хладоносите-
ля от 10 °С и выше. Холинхлорид обладает
высокой растворимостью в воде, например, при
20 °С — 83%. Объем его производства в
настоящее время достигает более 5 тыс. т в год,
стоимость порядка 1 руб./кг.
Исследование растворимости в воде
хлористого кальция с холинхлоридом в соотношении
солей 8 : 1 показало, что кривая
кристаллизации данного раствора по сравнению с кривой
кристаллизации водного раствора хлористого
кальция смещается в сторону увеличения
концентраций в среднем на 15 % в диапазоне
температур растворов! 20—40 °С. Это
обстоятельство позволяет избежать кристаллизации
водного раствора смеси солей при работе и
остановке машины, что невозможно предотвратить
при использовании в ней водного раствора
хлористого кальция.
Результаты исследования плотности водного
раствора холинхлорида приведены в работе
[7]. Плотность его в широком диапазоне
концентраций изменяется незначительно и
составляет около 1100 кг/м3 при концентрации 80 %.
Поэтому для водного раствора хлористый
кальций — холинхлорид при массовом соотношении
солей 8:1 с достаточной степенью точности
можно принять значения его плотности
равными плотности водного раствора хлористого
кальция. При одинаковой плотности концентрация
водного раствора смеси солей возрастает на
1/8 часть по сравнению с концентрацией
водного раствора хлористого кальция, поскольку
в первом растворе часть воды, соответствующая
1/8 части хлористого кальция, заменяется
холинхлоридом.
Изопиестическим методом определены
давления паров воды над растворами при
температурах 25, 50 и 70 °С, и на основании опытных
данных графоаналитической обработкой
получены уравнения для расчета давления:
над водным раствором холинхлорида
2262,5
\gp = 8,057 - 1,328. КГ8?4 - —f2-, A)
над водным раствором хлористого кальция —
холинхлорида (соотношение солей 8:1)
IgP = 8,996 — 0,395 "l/m — —у—, B)
где р — давление водяного пара, кПа;
? — массовая концентрация соли в растворе, %;
Т—температура раствора, К;
m — моляльная концентрация раствора, моль/кг
воды.
Уравнения A), B) могут быть использованы
для расчета давления паров над указанными
растворами в диапазоне концентраций
соответственно 20—84 % и 35—60 % и в пределах
температур 20—100 °С. Расхождение
экспериментальных и расчетных значений по
уравнению A) не превышает 2,5 %,
экспериментальных и расчетных по уравнению B) — 3,0%.
Изобарная теплоемкость водного раствора
холинхлорида и водного раствора хлористого
кальция и холинхлорида экспериментально
определена при 25 °С с помощью микрокалориметра
РК-1-С20 [4] с погрешностью измерения до 5 %.
Интегральную теплоту растворения в воде
соли холинхлорида и смеси солей хлористого
кальция с холинхлоридом измеряли при 15 °С
двойным дифференциальным
микрокалориметром «Calvet» [5]. Погрешность измерения не
превышает 3 %. Для рассматриваемых
растворов экспериментальным путем определены также
44

теплопроводность, поверхностное натяжение и
динамическая вязкость.
Теплофизические свойства водных растворов
холинхлорида и его смеси с хлористым
кальцием при температуре 25 °С приведены в
таблице.
Массовая
концентрация
h %
Удельная

теплоемкость с
Дж/(кг-К)

Теплопроводность
А,,
Вт/(м-К)

Поверхностное
натяжение
О- 102,
Н/м
Интегральная
теплота
растворения q,
кДж/кг
Водный ра
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
75
80
4,04
3,90
3,76
3,62
3,47
3,33
3,19
3,05
2,91
2,78
2,68
2,49
2,35
2,21
2,08
1,98
раствор холинхлорида
0,585
0,560
0,532
0,501
0,471
0,444
0,420
0,396
0,372
0,350
0,330
0,309
0,280
0,271
0,255
0,243
7,27
7,32
7,37 !
7,41
7,45
7,48
7,485
7,49
7,495
7,50
7,505
7,51
7,515
7,52
7,525
7,53
3
7
12
15
19
24,1
28,0
33,7
37,5
43,3
47,3
51,0
54,1
56,0
57,0
57,7
Водный раствор хлористого кальция
и холинхлорида
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
Погрешность
измерения б,
%
3,83
3,54
3,29
3,08
2,90
2,75
2,55
2,47
2,36
2,26
2,16
5,0
0,591
0,577
0,561
0,546
0,535
0,526
0,518
0,510
0,502
0,495
0,488
3,0
7,36
7,52
7,68
7,84
8,02
8,19
8,35
8,53
8,72
8,94
9,19
2,5
—29,0
—58,0
—86,5
—115,3
—144,0
-172,5
—201,0
—223,5
—237,5
—246,0
—249,0
3,0
На основании полученных значений давления
водяных паров над исследованными растворами,
изобарной теплоемкости и интегральной
теплоты растворения по известной методике [8]
построены диаграммы концентрация —
энтальпия для жидких и паровых фаз и проведен
анализ термодинамической эффективности циклов
АХМ при условии полной и неполной
рекуперации тепла в растворном теплообменнике и
отсутствии необратимых потерь от недонасыщения
раствора в абсорбере и недовыпаривания в
генераторе [9].
Зависимости теплового коэффициента ? и
кратности циркуляции а растворов в циклах
от высшей температуры ?4 в генераторе при
постоянных температурах — высшей в абсорбере
t2 = 30 °С, кипения t0 = 12 °С и конденсации
tK = 35 °С для рассматриваемых растворов и
водного раствора бромистого лития
представлены на рисунке.
Анализ показывает, что в циклах с полной
рекуперацией тепла в растворном
теплообменнике тепловой коэффициент бромистолитиевой
холодильной машины в условиях опыта в
среднем на 4 % выше теплового коэффициента АХМ
с водным раствором смеси солей и на 8—9 %
ниже теплового коэффициента АХМ с водным
раствором холинхлорида. Разные значения
тепловых коэффициентов объясняются в основном
неодинаковой интегральной теплотой
растворения солей в воде. При наличии конечной
разности температур в растворном теплообменнике
больше всего снижается тепловой коэффициент
в машине с водным раствором холинхлорида
и меньше — в машине с водным раствором смеси
солей. Это связано не только с разной
кратностью циркуляции растворов в циклах, но и с
разным влиянием термодинамических свойств
растворов на удельные тепловые нагрузки
растворных теплообменников.
Для оценки необратимых потерь от
недонасыщения растворов в абсорбере и
недовыпаривания в генераторе, а также определения
коэффициента теплопередачи в указанных аппаратах
проведены экспериментальные исследования
рассматриваемых растворов на экспериментальном
стенде мощностью до 21 кВт [6]. Исследования
подтвердили работоспособность растворов,
отсутствие в водяных парах следов абсорбентов
и позволили установить основные показатели
* !
0,9\
0,8
0,7
0,6
Q51
J3
с\
?
*
II
ч л
7^N
ч>
?^у
<^
3d
$
_—
— -
-J
20
15
10
5
54 5В 62 66 70 74 76 t4, °C
Зависимость теплового коэффициента ? и кратности
циркуляции а от высшей температуры /4 кипения растворов
в генераторе:
/ — водный раствор холинхлорида; 2 — водный раствор
хлористого кальция — холинхлорида; 3 — водный раствор
бромистого лития; тепловой коэффициент циклов при
полной рекуперации тепла в теплообменнике; — — — тепловой
коэффициент циклов при разности температур 15 °С на
холодном конце теплообменника; — кратность циркуляции
растворов в циклах
29
45

процессов абсорбции и десорбции рабочего
вещества в широком диапазоне изменения
параметров внешних^источников и параметров
растворов.
Так, например, при температуре
охлаждающей воды 24—26 °С давления абсорбции для
водных растворов холинхлорида и его смеси с
хлоридом кальция соответственно составили
1,45—1,98 кПа и 1,2—1,93 кПа, что, в свою
очередь, соответствует температурам кипения
воды в испарителе 13—17 °С и 10—16 °С.
Неполнота насыщения растворов в абсорбере была
в опытах 0,5—2,5 %, а неполнота выпаривания
их в генераторе — 2,5—4,0 %. В этих же
условиях при исследовании на стенде водного
раствора бромистого лития указанные величины
равнялись соответственно 0,8—1,5 и 2,5—6,5 %.
По внутренним параметрам растворов с учетом
необратимых потерь в процессах абсорбции и
десорбции определены тепловые коэффициенты
циклов, которые были примерно одинаковы
и практически не уступали тепловым
коэффициентам циклов водного раствора бромистого
лития.
Исследования также показали, что при
одинаковых тепловых нагрузках генератора и
одинаковой температуре охлаждающей воды в
абсорбере для обогрева генератора АХМ с водным
раствором смеси солей требуется греющий
источник с температурой на 10 °С ниже, чем для
обогрева генератора бромистолитиевой
холодильной машины.
На основании полученных значений
коэффициента теплопередачи в генераторе и|абсорбере
для машины холодопроизводительностью
2,9 МВт с водным раствором холинхлорида при
t0 = 12 °С и температурах охлаждающей и
греющей воды 26 и 125 °С определена теплопередаю-
щая поверхность указанных аппаратов, а также
металлоемкость машины в целом, которая
оказалась на 10—15 % выше металлоемкости
бромистолитиевой машины при тех же условиях.
Однако следует учесть, что стоимость соли
холинхлорида в настоящее время в 5,5 раза
ниже стоимости соли бромистого лития, а
интенсивность коррозии углеродистых сталей в
среде водного раствора холинхлорида в 2 раза
меньше, чем в среде водного раствора бромистого
лития.
Металлоемкости машин с водным раствором
солей хлористого кальция — холинхлорида
и бромистолитиевой при указанных выше
условиях примерно одинаковы, но первая машина
из-за низкой стоимости абсорбента
характеризуется более низкими капитальными затратами.
Интенсивность коррозии углеродистых сталей
в среде водного раствора смеси солей хлористого
кальция — холинхлорида в 2,5 раза меньше,
чем в среде водного раствора бромистого
лития.
Для получения как положительных, так и
отрицательных температур кипения в АХМ в
качестве перспективного рабочего вещества может
быть использован метиламин СН3Н2.
Температура его затвердевания около —93,5 °С. При
20—50 °С давления конденсации составляют
300—650 кПа, т. е. в 3 раза ниже
соответствующих давлений конденсации аммиака. Теплота
парообразования метиламина при 0 °С равна
826 кДж/кг, что значительно выше теплоты
парообразования фреонов и углеводородов.
Метиламин менее взрывоопасен и менее токсичен,
чем аммиак; химически устойчив, не
воздействует на углеродистые стали, дешев,
производится отечественной промышленностью
крупнотоннажными партиями.
В целях исключения процесса ректификации
в АХМ с метиламином в качестве рабочего
вещества необходимо использовать абсорбент с
достаточно высокой нормальной температурой
кипения. Опыты с 30 органическими
растворителями при температурах 20—80 °С позволили
установить, что в качестве абсорбента для
метиламина может быть использован глицерин L3L
Его нормальная температура кипения 290 °С,
давление насыщенного пара при температурах
до 150 °С не превышает 300 Па. Глицерин —
безопасная и безвредная жидкость, а раегвор
метиламина — глицерин представляет собой
систему с ярко выраженным отрицательным
отклонением от закона Рауля, что
свидетельствует о хорошей абсорбционной способности
глицерина.
Зависимость давления насыщенного пара
метиламина над раствором от массовой
концентрации и температуры, полученная на основании
графо-аналитической обработки
экспериментальных данных, определяется по уравнению:
9,404-102?
lgp== @,61035g + 31,06) Г —
2,303-103
— f — 1,0593-10—2g 4-7,9053. C)
Из опытных данных следует, что давление
насыщенного пара метиламина над раствором
при 20—50 °С соответствует температуре
насыщенного пара чистого метиламина при + 15 Ч-
Ч 30 °С. Например, давлению насыщенного
пара над 20 %-ным раствором при 40°С
соответствует температура кипения метиламина —20 °С.
Интегральная теплота растворения
определена расчетным путем. При 20 °С ее
максимальное значение, равное 120 кДж/кг, соответствует
образованию 60—70 % -ного раствора. В области:
рабочих концентраций (до 60 %) интегральная
теплота растворения метиламина в глицерине
46

вдвое меньше, чем аммиака в воде. В рабочей
области концентраций и температур плотность
раствора изменяется в пределах 1150—
1000 кг/м3.
Для глицериновых растворов метиламина
характерно резкое снижение коэффициента
динамической вязкости т] с повышением температуры
и увеличение содержания метиламина в
глицерине. Например, при нагревании 10 %-ного
раствора от 20 до 60 °С коэффициент
динамической вязкости уменьшается от 0,7 до 0,04 Н -с/м2,
а при насыщении глицерина метиламином при
20 °С — от 1,4 до 0,05Н-с/м2.
Изобарная теплоемкость и теплопроводность
раствора определены при 25 °С. В
исследованном диапазоне концентраций 0—40 %
теплоемкость раствора метиламин — глицерин [ср =
= 2,3 -т- 2,7 кДж/(кг-КI соответствует
теплоемкости известных растворов, применяемых: в
АХМ.
Поверхностное натяжение раствора
метиламин — глицерин измерено при 20—70 °С
методом отрыва капли. Для раствора с
концентрацией до 32 % при 20 °С оно находится в
пределах 0,0594—0,0396 Н/м.
Для расчета циклов АХМ с раствором
метиламин — глицерин на основании его основных
свойств построены диаграммы давление —
температура — концентрация и концентрация —
энтальпия.
Результаты тепловых расчетов циклов
показали, что по термодинамической эффективности
в области положительных температур кипения
рабочего вещества машина с раствором
метиламин — глицерин несколько уступает бромисто-
литиевой. Например, при температуре
кипения 5 °С, конденсации 35 °С, низшей
температуре абсорбции 28 °С и высшей температуре
кипения растворов в генераторе^ 95 °С тепловой
коэффициент бромистолитиевой машины выше
на 15 %. В области отрицательных температур
кипения сопоставление с водоаммиачными
машинами показало, что тепловой коэффициент
машины с раствором метиламин — глицерин
выше в среднем на 7 %.
Экспериментальное исследование процессов
абсорбции и десорбции проводили на стенде
мощностью 5 кВт.
Кипение раствора осуществлялось в
межтрубном пространстве горизонтального кожухотруб-
ного генератора, а образующийся пар
абсорбировался на наружной поверхности орошаемой
раствором вертикальной трубы.
Процесс абсорбции исследовали при
давлениях, соответствующих температурам кипения
метиламина в испарителе от —6 до +10 °С.
Температуру охлаждающей воды задавали из
условия проведения процесса абсорбции при
36 и 45 °С, что в основном соответствует
параметрам водяного и воздушного охлаждения
абсорбера. Процесс кипения раствора в генераторе
исследовали при давлении 425 кПа,
соответствующем конденсации метиламина при 30 °С.
Исследования подтвердили возможность
устойчивого проведения процессов абсорбции и
десорбции с раствором метиламин — глицерин.
В области рабочих концентраций 18—54 %
при заданных параметрах внешних источников
в абсорбере и генераторе имели место
стабильные температуры и концентрации раствора.
Минимальное давление, полученное в абсорбере
для 20 %-ного раствора при охлаждении
абсорбера водой с температурой 20 °С, составило
39 кПа, что соответствует температуре кипения
метиламина в испарителе —27 °С. Явлений,
связанных с термической неустойчивостью
раствора и корродирующим воздействием его на
аппараты из углеродистой стали, не
наблюдалось. Специальными анализами установлено
отсутствие следов глицерина в паровой фазе.
При исследовании процесса кипения раствора
в генераторе в условиях проведения опытов
неполнота выпаривания практически
отсутствовала. Неполнота насыщения раствора в
абсорбере составила в опытах от 0,7 до 5,7 %
и зависела от параметров раствора.
Коэффициент теплопередачи в абсорбере
изменялся в пределах 380—450 Вт/(м2-К), а в
генераторе — 300—350Вт/(м2-К).
Расчет теплообменных поверхностей
генератора и абсорбера водоаммиачной и метиламин-
глицериновой машин, выполненный на
основании соответственно литературных и опытных
данных, показал, что при одинаковых
температурах внешних источников металлоемкость и
габаритные размеры указанных аппаратов
машин равной холодопроизводительности
являются сопоставимыми. Существенный
экономический эффект от применения АХМ с раствором
метиламин — глицерин может быть получен
благодаря отсутствию в машине дефлегмацион-
ных и ректификационных узлов, в также
меньшей металлоемкости корпусов аппаратов
вследствие более низких, по сравнению с аммиаком,
давлений кипения и конденсации метиламина.
Вопросы практического применения АХМ с
водными растворами холинхлорида, хлористого
кальция — холинхлорида и раствором
метиламин — глицерин необходимо решать исходя
из конкретных условий объектов хладоснабже-
ния. При получении холода за счет тепла
вторичных энергоресурсов одной из основных
является задача наиболее эффективного
использования их температурного потенциала. В этом
случае экономически оправданным может
оказаться применение схем с несколько
последовательно включенными по теплоносителю
абсорбционными агрегатами с существующими
47

и новыми растворами. Комбинировать агрегаты
при этом следует с учетом особенностей
термодинамических свойств растворов и рабочих
веществ.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. № 583153 (СССР).
2. А. с. № 688511 (СССР).
3. А. с. № 687100 (СССР).
4. Кальве Э., ПратА. Микрокалориметрия.
М., Иностранная литература, 1963.
5. Копылов Е. А., Орехов И. И., Гер-
чикова М. Н. Плотность и вязкость водных
растворов некоторых солей четвертичных
аммониевых оснований. — В кн.: Исследование
холодильных машин. Л., 1978.
УДК 621.564: [536 + 541]
ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
ХЛАДАГЕНТОВ
Д-р техн. наук А. В. КЛЕЦКИЙ,
канд. техн. наук О. Б. ЦВЕТКОВ
Возросшие требования промышленности и
науки к объему и точности данных о теплофизиче-
ских свойствах рабочих веществ дали толчок
интенсивному развитию исследований в этой
области.
Современные хладагенты (аммиак, многие фре-
оны, пропан, пропилен и др.) находят широкое
применение в различных отраслях
промышленности.
В связи с этим Международный институт
теоретической и прикладной химии (ИЮПАК),
а также организации, координирующие тепло-
физические исследования в нашей стране,—
Советский национальный комитет по сбору и
оценке численных данных в области науки и
техники, Советская комиссия по
термодинамическим таблицам (ГСССД), Государственная
служба стандартных и справочных данных —
считают целесообразным осуществлять
комплексные исследования различных свойств
технически важных рабочих веществ и аналитическое
описание их не в локальном (необходимом для
какой-либо одной отрасли применения), а во
всем экспериментально изученном диапазоне
параметров состояния.
Все это определяет характер теплофизических
разработок в научно-исследовательских и
учебных заведениях страны и, в частности, в
ЛТИХП.
В 1960 г. при содействии МЭИ, ГИАП и
ВНИХИ была основана лаборатория
теплофизических исследований при кафедре
теоретических основ тепло- и хладотехники института.
Становление лаборатории началось с создания
6. К о ш к и н Н. Н., Тимофеевский Л. С,
Швецов Н. А. Экспериментальное исследование
процессов в генераторе абсорбционной холодильной
машины при кипении водных растворов солей. —
Холодильная техника, 1979, № 8.
7. Платунов Е. С, Курепин В. В.,
Конкова Л. А. Комплекс приборов для
теплофизических измерений при комнатной
температуре. — Тепло- и массоперенос, 1968, т. 7.
8. Розенфельд Л. М., Карнаух М. С.
Диаграмма концентрация — энтальпия раствора
бромистый литий—вода для расчета абсорбционных
холодильных машин. — Холодильная техника, 1958, № 1
9. Ш м у й л о в Н. Г. Особенности действительных
процессов промышленной абсорбционной бромисто-
литиевой холодильной машины, — Холодильная
техника, 1966, № 7.
экспериментальных стендов, большинство из
которых с самого начала было ориентировано на
проведение прецизионных измерений не на
отдельных участках или изолиниях
термодинамической поверхности исследуемого вещества, а в
широком интервале температур и давлений.
В лаборатории впервые в стране комплексно
изучены термические свойства хладагента R22
и в широком диапазоне измерены вязкость и
теплопроводность фреонов [8]. Реконструкция
имевшихся и создание новых, в том числе и не
традиционных, установок позволили провести
широкодиапазонные измерения изохорной
теплоемкости, теплоты парообразования,
вязкости, теплопроводности ряда фреонов и их
смесей [1, 2, 3, 10].
В результате исследований в области низких
температур предложен оригинальный метод
измерения теплопроводности жидкостей,
основанный на закономерностях теплового монотонного
режима. По этому методу тонкий
цилиндрический слой, примыкающий к металлическому
ядру, адиабатически нагревается тепловым
потоком, который исходит от нагревателя,
размещенного внутри ядра. Теория метода дана
в работе [10]. Разработан (совместно с Ю. С. Чи-
липенком) прибор для теплофизических
исследований в области низких температур и
высоких давлений, который позволяет в течение
одного рабочего дня определять температурную
зависимость теплопроводности жидкостей в
интервале от 90 до 350 К. Более совершенная
конструкция прибора (разработанная вместе
с А. И. Васильковым) позволила провести
обширные прецизионные исследования
теплопроводности двуокиси углерода (С02) при низких
температурах.
Одновременно с экспериментальными
исследованиями сотрудники лаборатории выполнили
ряд теоретических разработок.
— Обоснована правомерность использования
48

логарифмического усреднения перепада
давлений при обработке опытных данных о вязкости
хладагентов [7]:
— Изучена теплопроводность широкого
круга жидкостей и газов для выявления основных
закономерностей температурной зависимости
теплопроводности, корреляции теплопроводности
с фундаментальными характеристиками
вещества, с параметрами межмолекулярного
взаимодействия.
— Исследована возможность использования
теоретических положений для расчета свойств
веществ и прежде всего фреонов по их
структуре, концентрации компонентов и другим
параметрам. Полученные результаты позволили
сократить объем экспериментальных разработок,
дать рекомендаций по прогнозированию тепло-
физических свойств вновь разрабатываемых
соединений, предложить методы экспертных оценок
данных, полученных различными авторами.
Интересным представляется использование
разработанной в лаборатории схемы обобщения
теплопроводности. Указанный подход
использован для анализа данных по теплопроводности
хладагента R50 (метана).
— С учетом последних экспериментальных
работ выведена температурная зависимость,
справедливая в интервале температур 90—450 К:
и == 0,05342 + 0,7256т + 0,4612x2 —
— 0,2844т3 + 0,0449т4, A)
где х — нормализованная теплопроводность [9];
т — приведенная температура.
— Предложено единое уравнение,
описывающее теплопроводность плотного газа и жидкого
метана в интервале температур 90—625 К и
давлений до 110 МПа. Установлен характер
изменения теплопроводности на изотермах,
прилегающих к критической точке.
— Разработана система уравнений,
описывающих аномальное поведение метана, в виде
приведенной избыточной теплопроводности:
S4
А = а ехр (is -f- (s4/a) exp (— bs*> + б- B)
Получены зависимости для параметров a, p,
a, b, s, б и Д.
— Вычислены значения теплопроводности
метана в области критической точки с помощью
алгоритма программы (реализованной на ЦВМ
СДС-8600), включавшей уравнение состояния
Маккарти, уравнение для теплопроводности
разреженного газа, а также| уравнение
теплопроводности, предложенное для не отягощенной
аномалиями регулярной части избыточной
теплопроводности:
$0,893
АК== 6,193 -3,193s0'50* C)
В современном подходе к теоретическим
исследованиям есть два весьма важных направления,,
в разработке которых участвовала и наша
лаборатория.
Первое направление — это установление
взаимосвязей между различными экспериментально
найденными свойствами, основанное на
использовании точных термодинамических и молеку-
лярно-кинетических соотношений. Эти
взаимосвязи позволяют определить степень
рассогласования результатов качественно отличающихся
экспериментов или рассчитать свойства
вещества в неисследованной области параметров.
В частности, авторами была установлена
взаимосвязь между термическими, калорическими и
акустическими свойствами насыщенной и
сжатой жидкости, взаимосвязь между давлением
насыщения, вторым вириальным
коэффициентом, теплоемкостью насыщенной жидкости и изо-
хорной теплоемкостью в двухфазной области
состояний [7].
При аналитическом описании опытных
данных необходима их совместная обработка,
которая основывается на использовании
взаимосвязей. В лаборатории впервые применена
совместная обработка четырех групп разнородных
данных при умеренных и низких плотностях (В,
сРу cv, W) для установления температурных
зависимостей вторых вириальных коэффициентов
фреонов.
Второе направление — это поиск
рациональной структуры и методов построения
интерполяционных уравнений. Важнейшим из них
является уравнение состояния, т. к. с его помощью
может быть рассчитано большинство
термодинамических свойств. Здесь важно учесть
особенности термодинамической поверхности
реального газа и исключить избыточную информацию
(приводящую к различным величинам какого-
либо свойства в зависимости от способа его
расчета).
Разработанная в лаборатории система
взаимосогласованных уравнений предназначена, как
и единые уравнения состояния, для
аппроксимации термодинамических свойств рабочих
веществ в широкой области параметров состояния.
Она гарантирует монотонность изменения и
однозначность значений любых
термодинамических величин и обладает бесспорными
преимуществами перед набором локальных уравнений
состояния [4]. Эта система позволила
удовлетворить как требованиям современного
метрологического подхода к аппроксимации свойств
технически важных газов и жидкостей (охват
всей экспериментально изученной области,
прецизионность и внутренняя согласованность
данных), изложенного в начале статьи, так и
нуждам холодильной техники (компактное и удоб-
49

еое описание только в той области параметров,
где располагается холодильный цикл).
В расчетах процессов и циклов холодильной
машины нет необходимости использовать
уравнение состояния для области сверхкритических
плотностей. Все необходимые термодинамические
свойства в сравнительно широком интервале
параметров, включающем состояния
насыщенной жидкости, могут быть рассчитаны по
компактному уравнению состояния для зоны пара,
которое может быть записано в вириальной
«форме, и простым однопараметрическим
зависимостям для давления насыщения /?s, плотности
насыщенной жидкости р', теплоемкости в
идеально-газовом состоянии с°р.
На основе детального анализа литературных
данных и использования собственных измерений
сотрудниками лаборатории разработаны
системы взаимосогласованных уравнений для
аммиака, хладагентов R22, RC318, R115, R218 и
пропана [5, 6[. Рассчитанные по ним таблицы
термодинамических свойств отличаются от
большинства публиковавшихся ранее таблиц более
широким перечнем свойств, расширенным
диапазоном параметров состояния, строгой
внутренней согласованностью табулированных ве-
.личин, хорошо воспроизводят наиболее
достоверные опытные данные.
Указанные уравнения и таблицы, так же как
разработанные в лаборатории таблицы
коэффициентов переноса хладагентов [3, 9], широко
используются заводами холодильного
машиностроения и научно-исследовательскими
учреждениями во многих городах страны.
Подтвержденный документами экономический эффект от
внедрения разработок лаборатории только за
последние три года превысил 350 тыс. руб.
УДК 66.047.25.002.51
СОЗДАНИЕ ЭФФЕКТИВНОГО ПРОМЫШЛЕННОГО
ОБОРУДОВАНИЯ ДОЯ СУБЛИМАЦИОННОЙ СУШКИ
ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ
Д-р техн. наук, проф. Э. И. ГУЙГО,
канд. техн. наук Н. Г. АЛЕКСЕЕВ,
канд. техн. наук Л. С. МАЛКОВ
Исследования по сублимационной сушке
пищевых продуктов были начаты в Ленинградском
технологическом институте холодильной
промышленности в 1947 г. Г. Б. Чижовым [12].
Он теоретически и экспериментально
проанализировал основные движущие силы процесса
и на основе анализа дал ряд конкретных реко-
т
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Е р ш о в а Н. С, К л е ц к и й А.. В.
Сравнение экспериментальных и расчетных значений
теплоемкости жидкого фреона-12. — В кн.:
Машины и аппараты холодильной, криогенной
техники и кондиционирования воздуха. Л., 1978,
№ 3.
2. Исследование некоторых теплофизиче-
ских свойств хладагентов/ О. Б. Цветков, Н. А.
Полякова, А. В. Клецкий и др. — В кн.: Теплофизи-
ческие свойства газов. М., 1976.
3. К л е ц к и й А. В., С а г а й д а к о в а Н. Г.,
Цуранова Т. Н. Вязкость фреона-13В1. —
В кн.: Теплофизические свойства веществ и
материалов. М., 1978, вып. 12.
4. Клецкий А. В. Таблицы термодинамических
свойств газов и жидкостей. Фреон-22. — М., Изд.
стандартов, 1978, вып. 2.
5. Клецкий А. В. Уравнение состояния и
термодинамические свойства аммиака. —
Холодильная техника, 1978, № 9.
6. Рябушева Т. И., Гуйго Э. И., Пет-
рунина Е. Б. Термодинамические свойства
хладагента R218. — Холодильная техника, 1979,
№ 6.
7. СагайдаковаН. Г. К теории капиллярного
вискозиметра. — ИФЖ, 1979, № 4.
8. Ц в е т к о в О. Б., Клецкий А. В.
Экспериментальные и теоретические исследования
свойств холодильных агентов. — В кн.:
Холодильная и криогенная техника и технология. М.,
1975.
9. Цветков О. Б., Лаптев Ю, А.,
Полякова Н. А. Теплопроводность газообразных
холодильных агентов. — В кн.: Машины и
аппараты холодильной техники и кондиционирования
воздуха. Л., 1978, № 3.
10. Цветков О. Б. Об измерении
теплопроводности холодильных агентов методом монотонного
разогрева. — В кн.: Машины и аппараты
холодильной, криогенной техники и
кондиционирования воздуха. — Л., 1979, № 4.
мендаций по организации сублимационной
сушки. Им был сделан важный вывод о
нецелесообразности применения очень низких темпера
тур десублимации водяного пара в случая^
когда это не вызвано технологическими особен
ностями продукта, подвергаемого сушке. Более
поздними исследованиями установлено
принципиальное преимущество высокотемпературного
радиационного энергоподвода, обеспечивающего
объемный нагрев высушиваемого материала [7].
В 1960 г. совместно с сотрудниками МТИММП
был разработан технический проект опытно-
промышленной сублимационной установки
ОПВСУ-01 для сушки мясопродуктов,
отличающейся рядом принципиально новых
решений [2]: высокотемпературный радиационный
подвод тепла, блочное расположение секций де-
сублиматора и их поочередное включение в
работу.

Сконструированная и изготовленная в 1964 г.
установка сдана в промышленную
эксплуатацию на Ленинградском мясокомбинате
им. С. М. Кирова при непосредственном
участии сотрудников института. До 1974 г. в
установке высушивали различные мясопродукты,
свиной и медицинский пепсин, а с 1974 г. ее
используют для получения сублимационных
свиного, говяжьего, куриного и медицинского
пепсинов, являющихся очень ценными и дорогими
продуктами. Общая сумма прибыли,
полученной Ленмясокомбинатом с начала работы
сублимационной установки по 1979 г., составила
более 10 млн. руб.
Аналогичная установка с 1965 г. работает на
Таллинском холодильнике № 1 (в настоящее
время цех сублимационной сушки КТБ Мясо-
мол прома ЭССР). На этой установке освоен
выпуск широкого перечня сублимированных
продуктов.
Успешная апробация в промышленных
условиях новых конструктивных решений
послужила основой, для проектирования первой
отечественной крупнотоннажной промышленной
сублимационной установки производительностью
3 т/сут по сырью, которая после доводки и
испытаний при непосредственном участии
коллектива сотрудников ЛТИХП была сдана в 1974 г.
в промышленную эксплуатацию на Оршанском
мясоконсервном комбинате. Общий
экономический эффект составил уже около 800 тыс. руб.
Анализ результатов промышленной
эксплуатации [11] показал, что установка
относительно проста по конструкции, удобна в
обслуживании и надежна в работе. Вместе с тем
применение большого количества нагревательных
электроламп (СФ-12) создавало определенные
эксплуатационные трудности. Поэтому в 1979 г.
НПО «Комплекс» проведена модернизация
системы теплоподвода установки с заменой
ламповых нагревателей на нагреватели,
скомпонованные из стандартного электрического кабеля
нагревательного, что еще более повысило
надежность установки, а также обеспечило
возможность ее регулярной санитарной обработки.
Значительная часть пищевых продуктов,
которые целесообразно подвергать
сублимационному обезвоживанию, может быть использована
и, соответственно, высушена в гранулированном
виде. В ЛТИХП на протяжении последних лет
проводятся исследования с целью создания
сублимационных установок для сушки
гранулированных продуктов. Такие установки, благодаря
их специализации, могут обеспечить
значительно большую удельную производительность, чем
существующие в настоящее время.
На основе лабораторных исследований и с
учетом практики доводки и эксплуатации
промышленной установки СУ-3,0 со встроенным десуб-
лиматором предложено новое конструктивное
решение системы энергоподвода к ребристым
противням из высокотеплопроводных
алюминиевых сплавов [4]. Тепло подводится лишь к
одной боковой стенке противня, обращенной к
нагревателю, а от нее по продольным ребрам
и днищу всему продукту. Такой способ подвода
тепла дает возможность исключить применение
многочисленных горизонтальных нагревателей
между противнями, в результате чего
существенно, примерно в 3 раза, увеличивается
коэффициент загрузки сублиматора и одновременно
упрощается и удешевляется система нагрева
в целом. Возможная при одностороннем
обогреве противней неравномерность сушки
разных доз продукта в значительной мере
сглаживается усиленным оттоком от него водяного пара
вблизи от встроенного десублиматора. Этим
достигается достаточно высокая скорость
сушки. Так, при использовании ребристых
противней с узкими (8—10 мм) вертикальными
каналами процесс сушки, например творога, длится
около 3 ч, что в сочетании с большой плотностью
загрузки сублиматора увеличивает удельную
объемную производительность новой установки
по сравнению с лучшими современными
отечественными и зарубежными сублимационными
установками в 2—3 раза.
Предложенное решение успешно
апробировано в экспериментальной установке на
промысловом судне при сушке морепродуктов в
шестимесячном рейсе, а также в макете
будущего промышленного блока. Удельная
объемная производительность блока, рассчитанная на
основе данных, полученных при испытании
макета, составит по сырью около 300 кг/(м3-сут).
Простая по конструкции установка для
сушки различных гранулированных продуктов с
такой удельной объемной производительностью
несомненно найдет широкое применение на
предприятиях мясо-молочной и пищевой
промышленности. Передвижной вариант установки может
быть использован в местах заготовки
скоропортящихся продуктов. Предварительные
технико-экономические расчеты показали
преимущества применения таких установок на
промысловых судах в удаленных районах плавания.
В результате существенного сокращения
расходов на перевозку ряда новых морепродуктов
в высушенном виде, по сравнению с перевозкой
в замороженном виде, экономический эффект
может достигнуть порядка 1 млн. руб./год на
одно судно (без учета дополнительного
экономического эффекта в сфере реализации
сублимированного продукта).
Одновременно с работой по созданию и
внедрению в промышленность сублимационных
установок в ЛТИХП проводились и проводятся
исследования процесса десублимации водяного
51

пара с целью дальнейшего совершенствования
аппаратурного оформления десублиматоров. Это
связано с тем, что расходы на эвакуацию
водяного пара и поддержание заданного остаточного
давления в сублиматоре составляют не менее
половины стоимости процесса высушивания
продукта. Совместно с МТИММП после комплекса
исследований в 1961 г. создана конструкция
встроенного трубчатого десублиматора с
посекционным включением элементов и сбросом льда
без полного расплавления, которая нашла
широкое применение в большинстве отечественных
сублимационных установок.
В последние годы было уделено внимание
поиску различных путей интенсификации
процесса кипения хладагентов в элементах
десублиматоров [9, 10]. Предложены две новые
конструкции десублиматоров с кипением
хладагентов в узких вертикальных щелевых каналах
[3]. Их эффективность проверена в ЛТИХП
на экспериментальной установке и на макете
промышленного образца. Сублимационная
сушилка с интенсифицированным десублиматором
трубчатого типа смонтирована в 1980 г. на
Армавирском мясоконсервном комбинате.
Промышленная сушилка с десублиматором из
сегментных элементов проектируется в настоящее
время. Применение сегментных элементов с
интенсификацией теплоотдачи к хладагенту
обеспечивает уменьшение занимаемого десублиматором
вакуумного объема более чем в 2 раза.
Дальнейшим шагом в направлении
интенсификации сублимационных установок является
исследование процессов десублимации пара и
циклической регенерации элементов
десублиматора непосредственно в вакууме. Создан
действующий макет такого аппарата, панельные
элементы которого ^регенерируются всего за 15—
25 с, причем температура панелей в момент
сброса льда значительно ниже 0 °С, -поэтому
в процессе регенерации давление в аппарате
совершенно не повышается, даже при
соотношении регенерируемой и охлаждаемой
поверхностей 1 : 1. Он разработан в основном для
сублимационных установок непрерывного и
поточно циклического действия, однако его
применение может быть весьма эффективным и в
сублимационных установках периодического действия
(с выгрузкой всего сброшенного льда после
окончания цикла сушки). Использование его
в любой установке позволит сократить
капитальные затраты и, главное, эксплуатационные
расходы, благодаря возможности поеысить
рабочую температуру кипения хладагента в
результате циклического сброса льда с
охлаждаемой поверхности. При этом заметно снижается
себестоимость сублимированных продуктов.
Параллельно с созданием и внедрением новых
промышленных сублимационных установок и
их дальнейшим совершенствованием в ЛТИХП
на кафедре технологии молока и молочных
продуктов с 1963 г. проводятся работы по
изучению и совершенствованию технологии
сублимационного обезвоживания молочных продуктов.
Сделан ряд важных теоретических обобщений
[1], например, о том, что режимные параметры
процесса сублимационной сушки должны
устанавливаться лишь на основе изучения
количественного содержания в конкретном продукте
влаги с различными формами энергетической связи,
а каждой форме связи должен соответствовать
определенный и, конечно, наиболее дешевый
механизм удаления влаги. Было установлено, что
проводить начальное замораживание продуктов
перед сублимационной сушкой непосредственно
в сублиматоре, так называемое
«самозамораживание», можно только при высоком, более 12—
15 %, содержании поверхностной влаги и
низкой концентрации сухих веществ в плазме
продукта. Для предотвращения усадочных явлений
всю влагу намокания (влага макрокапилляров,
грубых пор и поверхностная влага смачивания)
надо удалять из замороженных объектов,
т.е. путем ее сублимации, причем при
температуре, равной среднеконечной температуре
замораживания. Кроме того, определено, что для
сохранения гидрофильных свойств продукта и
исключения процессов бактериального
метаболизма остаточная влажность высушенного
продукта должна быть на уровне содержания влаги
мономолекулярной адсорбции.
На основе этих обобщений были, в частности,
установлены параметры процесса
замораживания и последующей сушки творога и
разработаны технические условия и технологическая
инструкция по производству сублимированного,
творога.
Теоретические представления о выборе
основных режимных параметров процессов
замораживания и сублимационной сушки нашли
подтверждение в опытах с микробиологическими
объектами — бактериальными заквасками и
кефирными грибками [8]. Они сохраняют
высокий уровень жизнеспособности, если их
подвергать сушке при температурах, лежащих выше
зоны вымерзания эвтектик. Кратковременное
воздействие холода при определенных условиях
оказывает стимулирующее воздействие на
жизнеспособность дрожжей молочнокислых
бактерий. Разработанные рекомендации
использованы в специальной сублимационной установке, в
которой в течение еосьми лет успешно
высушивают бгктеригльные закваски и кефирные грибки.
Широкие возможности сублимационного
обезвоживания микробиологических объектов
подтверждены в комплексном исследовании
процесса сушки бактериальных концентратов [5].
Установлено, что жизнеспособность сублимиро-
52

ванных бактериальных клеток заметно
снижается во время последующего хранения из-за
необратимых окислительных изменений лабильных
компонентов клетки. Поэтому для увеличения
продолжительности хранения их необходимо
обязательно герметизировать в среде инертного
газа без промежуточного контакта с кислородом
воздуха, т. е. высушенный концентрат должен
быть упакован непосредственно в сублиматоре,
предварительно девакуумированном инертным
газом.
Технико-экономический анализ показал, что
наиболее перспективными для сублимационной
сушки являются кисломолочные продукты,
которые практически не могут быть
удовлетворительно законсервированы другими известными
методами. В качестве сырья для получения
сублимированного кефира предложено
использовать концентрированный кефир, выработанный
по специальной технологии из предварительно
сгущенного молока [6]. По
структурно-механическим свойствам и качественным показателям
получаемый продукт полностью соответствует
кефиру, вырабатываемому резервуарным
способом, и может быть использован для детского
питания. При сублимационной сушке кефира
производительность сублимационной установки
по готовому продукту увеличивается в 3 раза.
Разработана также технология сушки сыров
и некоторых других видов молочных
продуктов.
Технологическое и техническое направления
проводимых в институте исследований в области
сублимационного обезвоживания находятся в
неразрывной связи: разработка новых
технологических процессов сушки продуктов определяет
требования к конструкциям сублимационных
УДК 664.8/.9.037.001.5
ИССЛЕДОВАНИЯ В ОБЛАСТИ ХОЛОДИЛЬНОЙ
ТЕХНОЛОГИИ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ
Д-р техн. наук, проф. И. Г. АЛЯМОВСКИЙ,
д-р техн. наук, проф. Н. А. ГОЛОВКИН,
д-р техн. наук, проф. Г. Б. ЧИЖОВ
За пятьдесят лет своей деятельности кафедра
общей и холодильной технологии ЛТИХП
прошла сложный путь учебной и исследовательской
работы. Задачи, которые решались кафедрой,
отвечали требованиям народного хозяйства,
уровню развития, достигнутому мировой
наукой и практикой.
В 1931—1941 гг. кафедру холодильной
технологии возглавлял М. В. Тухшнайд, в 1946—
установок, создает новые возможности для
интенсификации и удешевления процесса сушки
в целом.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Алексеев Н. Г. Режим замораживания
творога и температурные условия периода
сублимации льда. — В кн.: Мясная и молочная
промышленность. М., 1968, вып. 4.
2. А. с. № 167175 (СССР).
3. А. с. № 606057 (СССР).
4. А. с. № 765611 (СССР).
5. Горина О. М., Алексеев Н. Г.
Эффективность защитных сред и упаковка для
бактериального концентрата сублимационной сушки. —
Тезисы докладов Всесоюзной конференции.
Барнаул, 1978.
6. Г у л я е в В. Л. Сублимационная сушка кефира
с повышенным содержанием сухих веществ. —
Тезисы докладов III Всесоюзной
научно-технической конференции молодых специалистов по
холодильной технике и технологии. М., 1977.
7. Г у й г о Э. И. Исследование и расчет процесса
сублимационной сушки. — Молочная
промышленность, 1952, № 4.
8. Дмитриченко М. И. Технологический
режим сублимационной сушки кефирных
грибков. — В кн.: Холодильная промышленность и
транспорт. М., 1970, вып. 3.
9. Интенсификация внутреннего
теплообмена в секционных десублиматорах водяного
пара/ Г. И. Малюгин, Л. С. Малков, Г. Н.
Данилова и др. — В кн.: Холодильные машины и
установки. Л., 1974.
10. М а л ю г и н Г. И., Данилова Г. Н.,
Малков Л. С. Экспериментальное
исследование теплообмена при кипении аммиака в
вертикальных кольцевых каналах. — Холодильная
техника, 1975, № 9.
11. Результаты эксплуатации отечественных
промышленных сублимационных установок/
Э. И. Гуйго, Л. С. Малков, Э. И. Каухчешви-
ли. — Холодильная техника, 1974, № 1.
12. Ч и ж о в Г. Б. Физические основы сушки
замораживанием биоматериалов. — Холодильная
техника, 1948, № 4.
1979 гг. — Н. А. Головкин, с 1979 г. —
И. Г. Алямовский.
Первые важные работы кафедры,
выполненные под руководством М. В. Тухшнайда в начале
тридцатых годов, были направлены на
улучшение санитарно-гигиенических условий в камерах
хранения. В то время мороженые продукты
хранили при температуре —8-i—10 °С,
недостаточной для подавления жизнедеятельности
микрофлоры. Были изучены разновидности
микрофлоры, встречающейся на продуктах, в воздухе,
на оборудовании, полах и стенах камер.
Выяснены источники появления микрофлоры и ее
активность, разработаны методы и средства
дезинфекции камер и оборудования, меры
дератизации и дезодорации. Выполнены
исследования по озонированию камер, применению котади-
новой воды, давшие ценные результаты. На ос-
53

нове этих работ составлены соответствующие
разделы инструкций по эксплуатации
холодильников и оценке качества продуктов. Позже для
этой цели было предложено также применять
ультрафиолетовое облучение. Результаты этих
исследований не потеряли своего значения и в
настоящее время, особенно для хранения
неупакованных охлажденных продуктов.
С развитием промышленного производства
мороженого возникла необходимость в освоении
технологии его производства, в разработке
рецептур. Поэтому были проведены исследования
микрофлоры используемого сырья и конечного
продукта и предложены меры сокращения об-
семененности. Исследованы стабилизаторы
мороженого и методы их применения, изучены
режимы пастеризации и гомогенизации, а также
режимы механической обработки в сочетании
с отводом тепла для достижения желаемой взби-
тости. На основе этих исследований были
составлены технологические инструкции
производства мороженого, созданы отечественные
конструкции фризеров и другого оборудования для
производства мороженого.
В результате работы по совершенствованию
процесса выделения сока из плодов и его
концентрированию предложено предварительное
частичное замораживание плодов, чтобы увеличить
и облегчить отделение сока, а затем
концентрирование экстракта вымораживанием и
отделением льда путем прессования и
центрифугирования. Эти методы, развитые позже другими
исследователями, успешно применяют в
производстве фруктовых и других соков. При этом,
в отличие от концентрирования выпариванием,
достигается лучшее сохранение летучих
ароматических веществ и витаминов.
В начале тридцатых годов были выполнены
исследования по замораживанию яичного меланжа
и его хранению в замороженном состоянии,
которые были затем продолжены и развиты уже
в 1979—1981 гг.
Как оказалось, полная обратимость
замораживания достигается, если температура меланжа
не ниже —6 °С, а затем она нарушается тем
больше, чем ниже температура.
Неблагоприятно влияет на обратимость увеличение
продолжительности замораживания, в связи с чем
замораживание в мелкой расфасовке дает лучшие
результаты. Замораживание в тонком слое и
получение гранулированного меланжа является
перспективным способом, но при этом вследствие
наличия в объеме меланжа воздуха хранение
следует осуществлять при более низких
температурах (—20 °С и ниже).
Если принять, что качество пищевого
продукта есть совокупность свойств, обусловленная
его назначением, то для характеристики
меланжа, используемого главным образом в
хлебопекарной и кондитерской промышленности,
основными будут показатели, связанные с объемом*
и структурой выпекаемого продукта и его орга-
нолептическими показателями. Эти показатели,,
в свою очередь, зависят от пенообразующей
способности, тепловой денатурации белков ш
вязкости меланжа. Изменениям вязкости
меланжа при выборе режимов холодильной
обработки часто придают основное значение. Вместе-
с тем структура бисквита зависит от того, в
какой степени температура тепловой денатурации
белков совпадает с температурой клейстериза-
ции крахмала, в противном случае бисквиты
при выпекании плохо поднимаются и оседают
при остывании. Это явление связывается с
изменениями овальбумина — основного белка
куриного яйца. Определение температуры
денатурации с соответствующим приготовлением
пробы при различных значениях рН показывает,
что таким путем наиболее правильно оценивать*
важные свойства меланжа и выбирать
благоприятные режимы его холодильной обработки
и хранения. Меланж (особенно подвергнутый
замораживанию) следует считать
псевдопластической, неньютоновской жидкостью.
Псевдопластичность меланжа вызвана наличием
полимеров белка, гранул и мицелл липопротеинов.
После замораживания, хранения и
размораживания меланж становится более вязким, что
вызвано разрушением гранул. Понижение тем-
пературы замораживания и хранения усиливают
это явление.
Результаты исследований хранения меланжа
при температуре —10 °С показали, что
замораживание и транспортировка ухудшали
функциональные показатели меланжа, в то время как:
в процессе хранения в течение трех месяцев они
практически не изменялись, что подтвердила
и дегустационная оценка. Относительное
изменение обобщенной численной характеристики
качества при холодильной обработке,
транспортировке и хранении показало снижение качества
меланжа как функционального ингредиента
продуктов кондитерской промышленности; оно
составило при замораживании 28 %, после
транспортировки достигло 35 %, при хранении в течение*
трех месяцев изменения не отмечены.
Ухудшение качества меланжа связано с же-
лированием компонентов желтка при
замораживании и хранении, но в рассматриваемых
случаях ускорению этого процесса
способствовала транспортировка, сопровождаемая
колебаниями температуры продукта.
Важным событием в работе кафедры,
имевшим существенное значение для учебной и
исследовательской работы, был выход в свет книги
М. В. Тухшнайда «Холодильная технология»
A935 и 1938 гг.), изданной как учебник, но
включившей все основные сведения, какими рас-
54

полагала отечественная и зарубежная
холодильная технология того времени. По полноте
материала эта книга была уникальной.
В тяжелые годы Великой Отечественной
войны деятельность кафедры прервалась и
возобновилась лишь в 1946 г. Первые послевоенные годы
были для кафедры, возглавляемой Н. А.
Головкиным, годами формирования ее коллектива в
уже несколько изменившемся составе,
восстановления и обновления материальной базы и
учебной работы. Исследования этого периода
были посвящены трем проблемам:
совершенствованию технологии охлаждения мяса,
сокращению потерь при холодильном хранении
сливочного масла, сублимационной сушке
биологических материалов (в частности, пищевых
продуктов).
В результате исследований было доказано
преимущество быстрого охлаждения мяса по
сравнению с традиционным: сохранение в
течение более длительного времени качества
(вследствие торможения роста микроорганизмов при
быстром снижении температуры поверхности
продукта), увеличение допустимой
продолжительности хранения, улучшение внешнего вида
и консистенции.
Стремление улучшить результаты,
полученные при быстром охлаждении, путем
дальнейшего ускорения снижения температуры привело
к разработке способов ступенчатого
охлаждения при переменном режиме. В этом случае
процесс охлаждения делится на два этапа: на
первом этапе проводится быстрое охлаждение в
аппарате туннельного типа, а на втором —
медленное в камере (при естественной конвекции)
для отвода оставшегося тепла. Такой способ
охлаждения позволяет сократить потери и
механизировать процесс.
Разновидностью ступенчатого быстрого
охлаждения можно считать вариант, при котором
на первом этапе используется более низкая
температура и большие скорости движения
воздуха, при этом процесс охлаждения заканчивают
при достижении температуры замерзания на
поверхности полутуши. Второй этап
осуществляют при —1-7-0 °С и естественной конвекции,
что приводит к выравниванию температур по
всему объему.
Проведенные исследования позволили
предложить научно обоснованные технологические
параметры ступенчатого охлаждения мяса.
В последнее время был разработан
перспективный и экономически выгодный способ противо-
точного охлаждения мясных полутуш и
четвертин. Охлаждение их ведется непрерывно в
туннеле, оборудованном конвейером,
движущимся навстречу потоку холодного воздуха.
Известно, что при охлаждении мяса
происходит так называемое холодовое сжатие мышц.
Предотвратить или ослабить это явление чаще
всего рекомендуют посредством
электростимулирования или путем выдержки мяса в период
предварительного охлаждения при температуре
воздуха 10—12 °С в течение 12—15 ч с
последующим доохлаждением. Применение таких
приемов принципиально не противоречит описанной
выше технологии охлаждения мяса,
разработанной кафедрой. Впоследствии эта технология
развивалась и видоизменялась другими
исследователями и вошла в официальные инструкции
по охлаждению мяса, действующие и сейчас.
Способ ступенчатого охлаждения мяса
внедрен на ряде мясокомбинатов. Экономический
эффект составляет свыше 1 млн. руб. в год.
Исследования по сохранению качества
сливочного масла и сокращению потерь при его
холодильном хранении дали результаты, включенные
в соответствующие нормативы и
технологические инструкции.
Работы в области сублимационной сушки,
выполненные кафедрой в первые послевоенные
годы, получили позже значительное развитие в
исследованиях других коллективов.
Большую роль в подготовке инженерных
кадров сыграла вышедшая в 1951 г. книга Н. А.
Головкина и Г. Б. Чижова с соавторами!
«Холодильная технология пищевых продуктов»,
переиздававшаяся затем со значительной
переработкой и обновлением содержания в 1955, 1963 гг.
Важной народнохозяйственной задачей
является увеличение выпуска охлажденных
продуктов. Однако кратковременность срока
хранения этих продуктов и отсутствие в те годы
технических средств для их перевозки значительно
усложняли решение такой задачи. В связи с
этим было предложено проводить
подмораживание продуктов и дальнейшее их хранение при
температурах немного ниже температуры
начала льдообразования, т. е. при близкриоскопи-
ческих температурах.
На кафедре холодильной технологии были
изучены процессы, происходящие в рыбе при ее
подмораживании и хранении. Установлено, что
изменения в подмороженной рыбе однотипны с
охлажденной, но при этом скорость протекания
биохимических и других процессов
затормаживается. Это подтверждается изменением АТФ-ной
активности, рН мышечной ткани,
растворимости, электропроводимости, упругости ткани,
поведения актомиозинового комплекса и макро-
и микроэлементов, а также гистологическими
данными. Экстремальные значения наиболее
важных признаков у охлажденной рыбы
наблюдаются на 1—2 сутки, а при —2 °С только на 8—12.
Срок хранения подмороженной рыбы по
сравнению с охлажденной увеличивается в среднем
в четыре раза. Создалась возможность
транспортировки охлажденной рыбы без льда, что позво-
55

лило значительно увеличить использование
грузового объема железнодорожного и
автомобильного транспорта, сократить затраты труда при
отгрузке и приемке рыбы на распределительных
холодильниках.
Проведенные опыты по подмораживанию
тунцов в рассоле и в воздухе в условиях промысла
показали возможность интенсификации
процесса охлаждения. Через 10—15 суток хранения
подмороженной продукции обобщенный
показатель качества по сравнению с начальным даже
возрос. Это объясняется благоприятными
условиями протекания ферментативных реакций.
В результате исследований разработаны
практические рекомендации для реализации
предложенного способа на рыбопромысловых судах.
В дальнейшем были разработаны
технологические условия подмораживания, хранения и
транспортировки мяса убойных животных и
птицы. Биохимические, биофизические,
гистохимические, тепломассообменные и другие
исследования позволили определить допустимые
сроки хранения при близкриоскопических
температурах подмороженного мяса в полутушах и
отрубах с применением и без применения ва-
вуумной упаковки. Установлено, что
целесообразно хранить продукты в подмороженном
состоянии с применением вакуумной упаковки.
Известно, что льдообразованию предшествует
переохлаждение. При большом перепаде
температур воздуха и продукта это явление слабо
проявляется. Однако при температуре воздуха
до —3 °С мышечная ткань говяжьих полутуш
устойчиво переохлаждается ниже начальной
температуры замерзания на 1—2 °С и находится в
этом состоянии до 16 суток хранения. Поэтому
для сокращения потерь и продления срока
хранения охлажденного мяса животных и птицы
целесообразно в камерах хранения поддерживать
температуру до —3 °С. Допустимый срок
хранения по сравнению с хранением при 2 °С
увеличивается почти в два раза.
Исследованиями по применению
близкриоскопических температур для хранения
растительных продуктов и, в первую очередь, яблок
зимних сортов показано, что растительная ткань
может, как и животная, переохлаждаться, но
в этом состоянии она находится до пяти суток.
В связи с этим возникающие иногда в
производственных условиях колебания температур в
течение этого срока не отразятся на качестве
плодов. Понижение температуры хранения снижает
интенсивность дыхания, сокращает расход
веществ, входящих в состав плодов, замедляет
развитие микробиологических процессов, что
способствует удлинению сроков хранения.
Однако нужна осторожность, так как понижение
температуры может повлиять на ход
физиологических процессов и привести плоды к порче.
Исследования и разработки проф. Н. А.
Головкиным методов сохранения пищевых
продуктов при близкриоскопических температурах
были отмечены Государственной премией СССР
1972 г.
Результаты работ, выполненных кафедрой
холодильной технологии, а также обобщение ис*
следований в области теплофизических
процессов как в нашей стране, так и за рубежом
нашли отражение в книгах Г. Б. Чижова «Вопросы
теории замораживания пищевых продуктов»
A956 г.) и «Теплофизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов» A971
и 1979 гг.).
Важно совершенствовать методику
аналитических и теплофизических расчетов. Решение задач
нестационарной теплопроводности с учетом
многих факторов, влияющих на теплообмен,
приводит, как правило, к довольно сложным
зависимостям. В таких случаях целесообразно
привести конечные формулы к виду, пригодному для
инженерных расчетов, путем определения
обобщенных коэффициентов и построения графиков
или номограмм. Одна из таких номограмм,
построенная на основе данных математического
анализа, представлена на рисунке.
По номограмме можно определить
продолжительность подмораживания говяжьих полутуш
в зависимости от их массы, температуры и
скорости движения охлаждающего воздуха. Следует
только данные о заданных условиях соединить
прямой линией, на конце которой получим
время, нужное для подмораживания.
Аналитическое исследование технологических
процессов обработки мяса холодом обобщено в
книге Н. А. Головкина, П. П. Юшкова и др.
того же названия. A970 г.).
В исследованиях коллектива кафедры немалое
место занимает работа по проблеме хранения
J3
f
1
г
1
1
I
м/с
7"<
ь
6
120-
100-
60-
60-
jo-
12(h
10(h
80^
60-
м-
L-.
кг
-по
-120
-100
-во
-60
- у
f-W
тМ/
ГМ
твО
-60
Ч#1
4к- у
¦1 X ^
/
/
ч
'?»
-6
-в
-14%
-#<?
-?0§
-24%
-28%
-30%
-32Щ
-3<f^r
-36
-38
-W
Номограмма для определения продолжительности
подмораживания полутуш говядины
56

продуктов растительного происхождения.
Исследования в этом направлении позволили
установить влияние условий холодильного хранения
и озонирования на жизнедеятельность
возбудителей порчи картофеля, плодов и овощей.
Озонирование плесеней Fusarium solani, Rhizocto-
nia solani, Botrytis cinerea, Sclerotinia Liber-
tiana (концентрация озона 5—30 мг/м3,
продолжительность цикла 24—48 ч) оказывает микоста-
тическое действие, увеличивая лаг-фазу в 1,5—
4 раза при температуре 0±2 °С. Рост плесеней
Phytophthora infestans при этом прекращается,
бактерии Вас. megatherium, Corynebacterium
sp. отмирают. Резистентность микроорганизмов
к озону увеличивается с повышением
температуры инкубации. В пределах температур от —2
до 18 °С устойчивость их возрастает в 2—3 раза
при обработке озоном в период лаг-фазы и в 10—
12 раз в логарифмической фазе роста.
Установлено, что концентрация озона 10—
30 мг/м3 не оказывает ощутимого влияния на
интенсивность дыхания, содержание Сахаров
и крахмала при периодическом воздействии в
течение 3—6 ч через 10—30 суток.
Послойное определение макро- и
микроэлементов показали, что они сосредоточены в
основном в поверхностном слое картофеля и
перемещение их по объему клубня при длительном
хранении с использованием озона не нарушается.
Под действием озона при холодильном
хранении снижается общая активность пероксидазы,
изменяется изоферментный состав, что
обусловливается ингибированием процессов дыхания
при периодическом озонировании (концентрация
более 30 мг/м3). Определение витамина С
методом Тильманса показало, что в клубнях
картофеля при длительном хранении с применением
озона содержание витамина С выше, чем в
контрольных партиях в 1,3—2 раза в зависимости
от сорта.
Применение доз озона более 30 мг/м3 приводит
к уменьшению содержания общих липидов,
перераспределению состава фосфолипидов, что,
по-видимому, вызвано их окислением и
образованием перекисных соединений.
Далее показано, что озон концентрацией 10—
30 мг/м3 ингибирует развитие фитопатогенной
микрофлоры, вызывающей болезни картофеля
и моркови. Использование озона концентрацией
10—15 мг/м3 при периодическом озонировании
этцх культур по 6 ч через каждые 10 и 16 суток
соответственно снижает микробиологическую
порчу в 2—4 раза и способствует удлинению
сроков хранения без изменения качества.
Экономический эффект от применения этого способа
составил на 1 т картофеля и моркови
соответственно 6 и 9 руб.
Разработан также способ хранения картофеля
при ступенчатом температурном режиме. До
выхода клубней из состояния покоя картофель
выдерживается при 3—4 °С, а затем температура
понижается до 0-г 1 °С и поддерживается на этом,
уровне до конца хранения. При этом способе
исключается прорастание клубней и в 2—3 раза,
уменьшаются потери.
Придавая значение экспресс-методам
определения состояния качества растительных
продуктов, сотрудники кафедры создали образцы
приборов для измерения электрофизических
величин чеснока, моркови и картофеля. Это
позволило объективно оценивать качественное
состояние продукта.
При хранении лука требуется в целях его
осушения поддерживать относительную влажность
воздуха в пределах 70—80 %. Это дало
возможность при установке несложного
дополнительного оборудования увеличить сроки хранения,
лука, снизить в 2—3 раза потери от загнивания
и предотвратить прорастание. Экономия на
каждую тонну составила 20 руб.
Известно, что в камерах хранения
растительных продуктов основной источник теплопоступ-
лений — тепло дыхания. В связи с этим были
выполнены исследования по совершенствованию»
систем охлаждения и воздухораспределения в
камерах плодоовощных холодильников. При
хранении картофеля в контейнерах емкостью
450—500 т в камерах с однрканальным
распределением воздуха температурно-влажностные
условия внутри штабеля и отдельных контейнеров
значительно отличаются от условий в свободном
объеме камер, что приводит к увеличению
потерь при хранении. Дооборудование систем
одноканального распределения воздуха спусками
со щелевыми соплами выравнивает темпера-
турно-влажностный режим в штабеле и в самом
контейнере, в результате потери картофеля при
хранении сокращаются в 2—2,5 раза.
Направленное снижение влажности воздуха в камерах
хранения репчатого лука эффективно при его
хранении в таре емкостью 100 кг. При
применении контейнеров большей емкости такого
эффекта не наблюдается.
В то же время применение контейнеров
большой емкости в 2 раза повышает использование
грузовой емкости камер хранения. Поэтому
разработано дополнительное устройство,
позволяющее отводить тепло из центральных слоев
контейнера. Затраты на такое устройство
окупаются за четыре месяца.
В одиннадцатой пятилетке коллектив кафедрьг
сосредоточит усилия на внедрении
законченных работ в различные отрасли пищевой
промышленности, торговлю и сельское хозяйство.
Особое внимание будет уделяться развитию
фундаментальных исследований в области
применения прикладной математики при оценке
технологических процессов тепломассообмена и много-
я

гранных изменений, происходящих в продуктах
при холодильной обработке и хранении.
Биохимические исследования, в частности изучение
изменения активности ферментативных процессов,
характера и направленности изменений
основных компонентов химического состава, а также
биофизические исследования позволят вести
направленно технологические процессы в целях
-лучшего сохранения качества продуктов.
Эти и другие работы будут продолжаться с
применением современных методов
исследования.
В рамках продовольственной программы,
выдвинутой XXVI съездом КПСС, в план научно-
исследовательской деятельности кафедры
включена разработка технологических условий
производства быстрозамороженных картофеля,
овощей, плодов, а также полуфабрикатов и
кулинарных изделий.
УДК 637.51.037.073
КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА МЯСА ПРИ ХОЛОДИЛЬНОМ
ХРАНЕНИИ ПО ИЗМЕНЕНИЮ ЕГО УДЕЛЬНОГО
СОПРОТИВЛЕНИЯ И ДИЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ПРОНИЦАЕМОСТИ
Канд. техн. наук А. В. ЖУЧКОВ,
канд. техн. наук В. М. ЧЕРНЫШЕВ
Изменение электрических характеристик мяса
находится в прямой зависимости от
протекающих в нем физико-химических процессов.
Поэтому, принимая во внимание возможность
автоматизации анализов, быстродействие и инстру-
ментальность электрофизического метода
исследования, представляет интерес установить связь
кинетики электрических свойств с
физико-химическими превращениями, происходящими в
мясе при холодильном хранении.
Исследовали полусухожильную мышцу быка
как наиболее однородную по химическому
составу и строению. Одновременные измерения
удельного сопротивлейия р и диэлектрической
проницаемости е ткани в различных точках
одной и той же полусухожильной мышцы
показали, что разброс этих характеристик не
превышает 10 %, в то время как значения р и 8
полусухожильных мышц разных быков отличались
почти на 50 %. По всей вероятности, это
объясняется различными кормами, возрастом и
степенью упитанности животных. Поскольку
эксперимент повторяли 3 раза, для получения
сравнимых данных все значения рие мышечной
ткани говядины, измеренные во время хранения,
приводили к начальным значениям этих
характеристик, полученным непосредственно после
убоя быка. Мясо хранили при температуре 0-f-
~+4°С до появления явных признаков порчи.
Измерения рие проводили через каждые 24 ч.
Необходимо было выяснить характер
изменения как собственных удельного сопротивления
и диэлектрической проницаемости мяса, так и
электродных, потому что исследования
подобного рода не проводились, а между тем величина
электродного импеданса зависит не только от
электродов, но и от свойств контактирующего
с ним продукта [6]. Кроме того, была
поставлена задача — выявить температурную
зависимость этих параметров, так как проведение
измерений при одной и той же температуре не
всегда удобно и связано с дополнительными
техническими сложностями поддержания
.постоянной температуры.
Для определения собственных показателей р
и 8 мяса использовали датчики с малым
электродным импедансом — платиновые
плоскопараллельные и серебряные с большой рабочей
площадью электродов, а также коаксиальный,
типа цилиндр — цилиндр, из нержавеющей
стали с большой рабочей площадью электродов.
Измерения проводили на частоте 1,6 кГц
кондуктометром КД-1 и на частоте 100 кГц мостом
Р568, т. е. на достаточно высоких частотах, при
которых влиянием электродного импеданса
можно пренебречь [6].
Электродный импеданс измеряли с помощью
датчиков — игольчатого серебряного и
коаксиального, типа цилиндр — стержень, — на
частоте 160 Гц мостом Р568. Полученные значения
затем пересчитывали в соответствии с
параллельной электрической схемой замещения пищевого
продукта.
Измерения проводили при температурах 0,
10, 20 и 30 °С.
Зависимость электродных удельного
сопротивления рэ и диэлектрической проницаемости еэ
мяса от продолжительности хранения показана
на рис. 1, а. На первый — второй день
хранения наблюдается значительное уменьшение рэ
и увеличение &э. В последующие дни эти
показатели остаются почти неизменными. Возможно,
взаимодействие с электродами нативной ткани
более активное, чем мертвой. Поэтому вначале
электродный импеданс максимален. Затем в про-
58

Рз/роэ\
1,0
Of
n
I
Jj4o,
Рэ'роэ
S
3
1
8 10 t,cym
/P/Po
1,2
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
.0,6
,05
\\
v.
\4
I
>РФо
КЧ
Ч
^--<
к
ч
i
>
1,2
1,1
1,0
0,9
OJ
Д6
0,5
0~
7 r,ct/fn
1,6
:1A
,1,2
1,0
Д8
0,6
l\ "
/
/
r' i
^s*4
к
cJ$o>
\f
t(j>
г"
I
1
/
/
/
5 1
7 z,cym
\0/C0
1,6
1Л
1,2
1,0
0,8
0,6
Рис. I. Зависимость удельного сопротивления и
диэлектрической проницаемости мышечной ткани
говядины от продолжительности хранения:
¦д — электродных рэ и еэ; б, в — собственных р и е; R/Ro (т)
и С/Со (t) взято^из работы [3].
цессе отмирания ткани он уменьшается до опре
деленного предела, характерного для каждого
пищевого продукта.
На рис. 1, б, в показано изменение
собственных показателей рие мяса в процессе
холодильного хранения. Здесь же штриховыми линиями
показано изменение электрического
сопротивления R и электрической емкости С мяса,
полученное в работе [3]. Величины р и R, С и е
отражают одни и те же процессы, происходящие в
мясе при хранении. Однако характер изменения
рие мяса в настоящих исследованиях отличался
от характера изменения R и С, описанного в
работе [3]. Чтобы выяснить, какие данные более
точно соответствуют качественным изменениям
в мясе в процессе хранения, был проведен
корреляционный анализ рассмотренных
характеристик и физико-химических показателей мяса
по результатам исследований других авторов
[1-5,7—11].
Приведенные в табл. 1 значения
коэффициента корреляции иллюстрируют более
значительную связь полученных зависимостей с другими
физико-химическими показателями по
сравнению с имеющимися данными. Однако
полученные значения коэффициента корреляции меньше
истинных, поскольку данные, взятые из
литературных источников, имеют разброс вследствие
использования для опытов различных частей
туши, разного возраста и упитанности животных.
Электрические свойства пищевых продуктов
определяются наличием свободных и связанных
ионов, а также содержанием свободной воды —
переносчика ионов. Этим объясняется сильная
зависимость электрофизических показателей от
растворимости актомиозина, водоудерживаю-
щей способности и содержания свободных ионов
кальция в мясе при хранении. Так как
содержание свободных ионов магния в процессе
хранения изменяется по сравнению с содержанием
свободных ионов кальция менее значительно,
коэффициент корреляции этого показателя
меньше. Необходимо отметить слабую связь
электрических характеристик с сульфгидрильными
группами. Возможно, они не оказывают
существенного влияния на электропроводность мяса.
Характерная кинетика рие при хранении
соответствует физико-химическим превращениям
в мясе.
В парном состоянии мышечные волокна
плотно прилегают друг к другу; межволоконные
пространства отсутствуют; основные мышечные
белки, находясь в диссоциированном состоянии,
обладают высокой водоудерживающей способ-
Таблица 1
Показатели
Растворимость актомиозина
Во до удерживающая
способность
Содержание свободных
ионов Са
Содержание свободных ионов
Mg
Содержание молочной
кислоты
Содержание SH-rpynn
РН
Сорбционная способность
Коэффициент корреляции
р/Ро
0,82
0,66
0,75
0,46
0,33
0,32
0,35
0,28
R/Ro
0,40
0,30
0,38
0,48
0,10
0,23
0,30
0,36
8/е0
0,79
0,78
0,78
0,32
0,55
0,22
0,52
0,45
с/0с
0,48
0,33
0,42
0,25
0,15
0,23
0,36
0,15

ностью; свободных ионов мало и их продвижение
затруднено; поэтому начальный период
хранения сопровождается, высокими значениями р
и низкими значениями е.
К концу первых суток р' увеличивается до
20 %, а 8 снижается до 40 %. Это соответствует
началу окоченения. Растворимость актомиозина
уменьшается и достигает минимума на вторые—
третьи сутки, когда окоченение максимально.
Связь катионов с белками ослабевает; кальций
и магний выходят из комплекса с актомиозином;
создаются благоприятные условия для
дегидратации белков, в результате чего снижается их
водоудерживающая способность; образующиеся
межволоконные пространства заполняются
жидкостью; облегчается продвижение свободных
ионов под действием электромагнитного поля —
все это способствует уменьшению р и
увеличению е (до 20 %).
С начала расслабления происходит
возрастание р и уменьшение е примерно до начальных
значений. Процесс расслабления
сопровождается повышением растворимости актомиозина и
увеличением водоудерживающей способности,
переходом кальция и магния в связанное
состояние в результате присоединения к актомиозину.
Созревание (состояние мяса, наиболее
благоприятное для употребления) характеризуется
относительно постоянными значениями р и е;
в дальнейшем значение р падает, а е возрастает
вследствие деструктивных изменений мышечных
волокон и накопления низкомолекулярных
веществ в процессе развития автолиза.
Таким образом, на основании проведенных
исследований, а также с учетом данных работы
[3], в которой показано, что электрические
сопротивление и емкость мяса при разных
температурах хранения изменяются одинаково с той
лишь разницей, что характерные точки кривой
смещаются во времени, можно предложить
способ контроля качества мяса при хранении по
изменению р и 8. У парного мяса р (е)
изменяется от начального значения, измеренного
непосредственно после убоя животного, до первого
максимального (е — до первого минимального)
значения. Фаза окоченения — расслабления
определяется временем изменения р (е) от
первого максимального (минимального) значения
до второго максимума (минимума); фаза
созревания — временным интервалом, в котором р (е)
уменьшается (увеличивается) от второго
максимального (минимального) значения до
величины, меньшей (большей) начального значения не
менее чем в 2 раза. При дальнейшем хранении
мясо непригодно к употреблению.
На рис. 2 показана упрощенная схема
устройства, реализующая предлагаемый способ
контроля состояния мяса на практике. Скорость пе-
\j—' 1
1 <7
\
_V— 1. 2
\f$
9<у \ I
^1 А
II.Wl 1X1
Ы Н п
U N
° \)
\\°\ \У\ 1>
°кТи
г misL
¦ о| 1 1 II
1.1 1° 1 1
\ о
л °
о| 1 1 ||
5 М
аШ\
Hi>tki п°и i-ii
о D I
° / j
°J 1 У\ И
/ °1 1 1 II
f 1 1 |о| 1 1 ||
1 1 |о| 1 II
[ 11 длвнгЯропрйбод'ность \ | 1 1 1
Рис. 2. Схема автоматического контроля состояния
мяса в процессе хранения по изменению
электропроводности:
/ — туша; 2 — самописец; 3 — электроды.
ремещения диаграммной ленты зависит от
режима хранения мяса. Перемещение пера
самописца в горизонтальном направлении
прямо пропорционально изменению
электропроводности мяса на участке, где размещены электроды.
Таким образом, поместив электроды в тушу
Животного непосредственно после убоя, по кривой,
которую рисует перо самописца, можно в
любой момент хранения определить, в какой фазе
качественного состояния находится мясо.
На рис. 2 изображена также вторая пара
электродов, размещенная на другом участке
туши, электропроводность которого по
абсолютному значению меньше, чем участка, где
находятся первые электроды. Однако характер
изменения электропроводности в обоих случаях,
одинаков.
Для установления общей картины
протекания физико-химических процессов во всей
хранящейся продукции электроды распределяют
равномерно по тушам в камере. Изменение
электропроводности регистрируется
многоточечным самописцем. В качестве первичного
прибора используется измеритель
электропроводности, имеющий выход для самописца,
например, кондуктометр КД-1.
Высокая эффективность предлагаемого
способа заключается в возможности
автоматически непрерывно регистрировать происходящие в
мясе качественные изменения.
Ниже указаны приращения Ар и Де мяса
для температур 0, 10 и 30 °С к значениям р и е
при 20 °С:
*, °С 0 10 20 30
Ар, % 28,4 14,1 Г0 —13,3
Де, % —20,0 —12,2 0 15,3
60

С повышением температуры удельное
сопротивление понижается, диэлектрическая
проницаемость повышается. Зависимость этих
параметров мяса от температуры близка к линейной
и в интервале 0—30 °С температурный
коэффициент для р составляет в среднем 1,4 %-°С,
а для е—1,25 %.°С.
Изменение температурного коэффициента
электрофизических показателей мяса в
процессе хранения представлено в табл. 2.
Т аб лица 2
т, сут
0
1
2
3
4
5
6
7
8
К , %.°с
р
1,54
1,37
1,49
1,22
1,62
1,35
1,49
1,34
1,64
К , %-°С
е
1,37
1,20
1,27
1,16
1,28
1,19
1,42
1,31
1,38
Значения Кр и Ке находятся в пределах
погрешности измерений, т. е. практически не
меняются.
На основании проведенных исследований
можно сделать выводы:
температурная зависимость р и 8 мяса в
интервале 0-—30 °С не зависит от его качественного
состояния;
характер изменения р и 8 мяса в процессе
хранения при разных температурах измерения
одинаков; имеются различия только в
абсолютных значениях этих параметров.
Таким образом, измерять рие мяса можно в
лабораторных условиях и при комнатной
температуре. Значения рие при температуре
хранения рассчитывают с помощью температурных
УДК 378.96:[658.386+001.89]621.59
НАУЧНАЯ И УЧЕБНАЯ ДЕЯТЕЛЬНОСТЬ КАФЕДРЫ
КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКИ
Д-р техн. наукг проф. Г. А. ГОЛОВКО,
д-р техн. наук, проф. С. С. БУДНЕВИЧ
Кафедра криогенной техники организована в
Ленинградском технологическом институте холодильной
промышленности в 1953 г. Ее создание в одном из
ведущих холодильных вузов страны было обусловлено
возрастающей потребностью страны в
высококвалифицированных специалистах по технике низких
температур.
Низкотемпературная техника тесно связана с
холодильной (граница между ними — 120 К). Она широ-
коэффициентов. При такой методике
исследования нет необходимости термостатировать пробу,
нужно только в момент измерения р и 8 мяса
определить температуру пробы.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Головкин Н. А., Коржемано-
в а Л. А. Изменение сульфгидрильных групп
при хранении мяса в переохлажденном
состоянии.— Мясная индустрия, 1973, № 5.
2. Головкин Н. А., Ноздрункова И. Р.
Определение и роль катионов кальция и магния
при холодильной обработке и хранении мяса.—
Изв. вузов СССР. Пищевая технология, 1964,
№ 2.
3. Головкин Н. А., Н о з д р у н к о в а И. Р.,
Ш а г а н О. С. Переохлажденное мясо. М.,
ЦИНТИпищепром, 1966.
4. Коржеманова Л. А. Исследование
изменений мяса при хранении в переохлажденном
состоянии.— В кн.: Холодильная обработка и
хранение пищевых продуктов. Межвузовский
сборник научных трудов. Л., 1974, вып. 2.
5. Крылова Н.Н., С о л н ц е в а Г. Л.,
Динар иева Г. П. Корреляция между органолеп-
тическими показателями качества говядины и
физико-химическими характеристиками. — Труды
ВНИИМП, 1971, вып. 25, ч. I.
6. Лопатин Б.А. Теоретические основы
электрохимических методов анализа. М., Высшая
школа, 1975.
7. Павловский П. Е., Пальмин В. В.
Биохимия мяса и мясопродуктов. М., Пищевая
промышленность, 1975.
8. С м о р о д и н ц е в И. Созревание мяса.—
Мясная индустрия СССР, 1939, № 3.
9. Соловьев В. И. Созревание мяса. М.,
Пищевая промышленность, 1966.
10. Ткачев А. Ф. Определение зависимости
содержания окисляющихся SH-групп в различных
органах и тканях убойных животных от условий
их хранения.— Тезисы докладов XXVII научной
конференции Киевского технологического
института пищевой промышленности. Киев, 1971.
И. Тышкевич С. Исследование физических
свойств мяса. М., Пищевая промышленность,
1972.
ко^используется в различных отраслях народного
хозяйства. На ее основе создаются как перспективные
принципиально новые технологические процессы, так
и значительно совершенствуются многие
существующие.
В последние годы появилась тенденция
использования низких температур при обработке биологических
продуктов. В связи с этим криогенная техника начинает
быстрыми темпами внедряться в различные" отрасли
пищевой промышленности, способствуя повышению
качества консервирования и хранения
скоропортящихся продуктов.
Кафедра выпустила более 2000 инженеров —
специалистов в области криогенной техники. Ее
выпускники работают на предприятиях химической,
металлургической, металлообрабатывающей, авиационной,
приборостроительной и других отраслей промышленности,
в научно-исследовательских институтах и лабораториях
61

Академии наук СССР. Они в большой мере определяют
прогрессивное развитие криогенной техники и науки.
До 1975 г. специалисты по криогенной технике
готовились на базе специальности — холодильные и
компрессорные машины, в рамках специализации. В связи
с ростом потребности в специалистах по криогенной
технике в 1975 г. была открыта новая специальность —
криогенная техника.
Подготовке специалистов для промышленности
много сил и энергии отдали д-р техн. наук, ' проф.
И. К. Кондряков, который заведовал кафедрой со дня
ее организации до 1974 г., доктора технических наук,
профессора К. И. Страхович, В. Ф. Рис, М. И.
Френкель, Г. К. Гейнрихс.
Сейчас коллектив кафедры насчитывает 30 человек,
многие из них имеют ученые степени и звания.
Большое внимание сотрудники кафедры всегда
уделяли учебно-методической работе. Ими написано
четыре учебника и учебных пособия по различным
дисциплинам криогенной техники.
Кафедрой разработаны программы по девяти
основным дисциплинам нового учебного плана по
специальности 0579 «Криогенная техника» для всех вузов
страны с пятилетним сроком обучения, выпускающих
специалистов этого профиля. При этом был использован
многолетний опыт выпуска инженеров-холодильщиков.
На кафедре функционирует одна из лучших в
стране учебных криогенных лабораторий, оснащенная
современным оборудованием (см. рисунок) и средствами
измерений. Она способствует подготовке
высококвалифицированных специалистов по криогенной технике.
На базе лаборатории осуществляются также
научные исследования, направленные на решение
актуальных проблем этой области техники. К научным
исследованиям широко привлекаются студенты.
На кафедре имеется аспирантура, которую закончил
с успешной защитой диссертации 21 человек;
сотрудниками кафедры защищено четыре докторских и семь
кандидатских диссертаций.
Аспиранты, обучающиеся на кафедре, представляют
различные республики и области нашей страны.
Коллектив кафедры выработал свое научное
направление, в основе которого лежит совершенствование
криогенных циклов, схем криогенных установок, методов
и процессов разделения и очистки газов. В рамках
этого направления были разработаны: эффективный
соединенный цикл ожижения газов, экономичные схемы
установок для получения жидких криопродуктов, а
также одновременного производства ожиженных и
газообразных продуктов разделения воздуха при низком
давлении.
В последние годы получены существенные научные
и практические результаты по производству аргона и
кислорода особой чистоты методами ректификации и
адсорбции. Эти работы доведены до внедрения в
промышленность.
По разработанной на кафедре технологии получения
чистого аргона и гелия с использованием синтетических
цеолитов работает несколько промышленных и
пилотных установок. Суммарный экономический эффект от
внедрения технологии очистки аргона и гелия составил
около 2 млн. руб.
Технология защищена 8 авторскими
свидетельствами СССР и ЧССР и 16 патентами США, Японии,
Лабораторная установка для получения жидкого азотэ
с применением генератора холода
Франции и других стран. Она отмечена тремя
золотыми, двумя серебряными и пятью бронзовыми медалями
ВДНХ СССР. По результатам этих работ защищено
четыре кандидатских и одна докторская диссертации.
Внедрена в промышленность'разработанная
сотрудниками кафедры ректификационная технология
производства жидкого кислорода особой чистоты.
Экономический эффект от внедрения составил около 420 руб.-
на 1 т продукта.
На эту технологию получены три авторских
свидетельства СССР. Получены также одна серебряная и
восемь бронзовых медалей ВДНХ СССР. По этому
направлению защищены две кандидатские диссертации.
Успешно развивается направление, связанное с
моделированием и оптимизацией переходных режимов
криогенных газовых установок. Экономический
эффект от использования результатов работ в
промышленности составил около 200 тыс. руб. По результатам
этого направления защищена кандидатская и докторская;
диссертации.
Исследование и совершенствование вакуумных крио-
насосов также является традиционной областью
работы кафедры. Результаты исследований, на которые
получено четыре авторских свидетельства СССР, .нашли»
применение в промышленности и уже дали
экономический эффект около 330 тыс. руб.
Перспективными направлениями научной работы
кафедры являются исследования процессов криообеспе-
чения криотурбогенераторов и разработка
технологических принципов использования криогенной техники
для передачи энергии из восточных районов страны в.
Европейскую часть СССР. Последние разработки
проводятся в рамках всесоюзной проблемы «Энергия».
Развитие научно-исследовательских работ,
повышение на этой основе научной квалификации сотрудников-
кафедры и укрепление материальной базы криогенной
наборатории позволяют решать главную задачу — повы-
лшение качества подготовки специалистов по
криогенной технике.
62
0,8

РЕФЕРАТЫ
УДК 378.96:[658.386+001.89]:621.565
Кафедра холодильных установок и ее роль в
техническом прогрессе холодильной промышленности.
ГЕРАСИМОВ Н. А. «Холодильная техника», 1981, № 5.
Рассмотрены работа кафедры холодильных установок
ЛТИХП по подготовке инженеров-механиков
холодильной специальности, научно-исследовательская
деятельность ее сотрудников, основные направления научных
исследований, технические решения, внедренные в
промышленность, задачи и планы на одиннадцатую
пятилетку.
Иллюстрация 1.
УДК 621.565.001.63:681.142
Автоматизированное проектирование холодильных
установок. КУРЫЛЕВ Е. С. , ПЕТРОВ Е. Т., МИХ-
НОВСКАЯ Е. Л. «Холодильная техника» , 1981, № 5.
Разработан проект программ для автоматизированного
расчета холодильных установок. Описана схема
связей математических моделей отдельных элементов
установки и информационных фондов теплофизических
свойств и отдельных видов оборудования. Разработаны
методические основы проектирования и оптимизации
систем хладоснабжения с учетом надежности
оборудования. Разработанный пакет программ позволит
реализовать автоматизацию оптимального проектирования
холодильных установок.
Иллюстраций 2. Список литературы — 2 названия.
УДК 621.565.001.375
Оптимизация холодильных установок с учетом
сезонных, колебаний температуры окружающей среды. ОНО-
СОВСКИЙ В. В. «Холодильная техника» , 1981, № 5.
Описана методика оптимизации холодильных
установок с учетом сезонных колебаний температуры
окружающей среды и изменения холодопроизводительности,
основанная на использовании метода
термоэкономического анализа. Даны зависимости для оптимизации
одноступенчатой холодильной установки с
охлаждающими приборами непосредственного охлаждения.
Приведенырезультаты оптимизационных расчетов,
позволившие для заданного характера изменений
температуры воздуха и охлаждающей воды определить величины
перепадов температур в теплообменных аппаратах, а
также законы изменения объема, описываемого
поршнями компрессоров, и производительности насоса
охлаждающей воды, обеспечивающие минимальную
величину годовых приведенных затрат.
Таблица 1. Иллюстраций 5. Список литературы — 7
названий.
УДК [621.5б/.59:536].003.13
Новое в методе термоэкономического анализа хладоэнер-
гетических систем. ФИЛАТКИН В. Н., ПЛОТНИКОВ
В. Т. «Холодильная техника», 1981, № 5.
Приводятся результаты теоретической работы авторов
по совершенствованию метода термоэкономического
анализа многоцелевых хладоэнергетических систем для
оптимизации и распределения затрат на различные
нужды. Методика рассмотрена в общем виде и на примере
распределения затрат на получение холода для двух
температурных уровней при использовании установок,
рабочими веществами которых являются кеазеотропные
смеси хладагентов.
Иллюстраций 5. Список литературы — 6 названий.
УДК 621.56/.59.001.375:502.7
Создание систем хладоснабжения с учетом охраны
окружающей среды и эффективности использования
природных ресурсов. АБДУЛЛАЕВА Ф. С, КРЫЛОВ Н. В
«Холодильная техника», 1981, № 5.
Рассматриваются " социально-экономические вопросы
повышения эффективности использования природных:,
ресурсов и охраны окружающей среды при выборе
оптимальных схем холодоснабжения производственных,
систем. Описана схема холодоснабжения
крупнотоннажного производства этилена и пропилена с
использованием вторичных энергетич-еских ресурсов.
Таблица 1. Иллюстрация 1. Список литературы — 2
названия.
УДК 621.574.1.001.375
Работа кафедры холодильных машин по улучшению
характеристик парокомпрессорных холодильных машин.
КОШКИН Н. Н. «Холодильная техника», 1981, № 5.
На основании анализа действительных циклов
холодильных машин намечаются пути сокращения
необратимых потерь. Исследования опытных холодильных
машин с поршневыми компрессорами без смазки,
винтовыми компрессорами сухого сжатия; газовой
холодильной машины для получения диоксида углерода из
дымовых газов; элементов холодильных машин — ступеней,
турбокомпрессора; устройств регулирования
турбокомпрессоров, поршневых компрессоров с внутренней
изоляцией; испарителей с организованной циркуляцией
направлены на разработку мероприятий по повышению
энергетической эффективности и улучшению массовых
и габаритных показателей холодильных машин.
Иллюстраций 6.
УДК 621.57.048:536.24.001.5
Интенсификация теплообмена в кожухотрубных
испарителях. ДАНИЛОВА Г. Н., ДЮН ДИН В. А.,
БОГДАНОВ С. Н., КУПРИЯНОВА А. В., БОРИШАН-
СКАЯ А. В., КОЗЫРЕВ А. А. «Холодильная
техника», 1981, № 5.
Рассмотрены различные способы интенсификации
теплоотдачи: очехление стеклотканью, оребрение
поверхности и нанесение пористых металлических покрытий-
Приведены результаты исследований и расчетные
зависимости по кипению: аммиака на гладких и очехлен-
ных трубах; хладагентов R22 и смеси R22—ХФ-22 на
пучке оребренных труб; хладагентов R12 и R22 на
одиночных трубах и многорядных пучках с пористым
металлическим покрытием.
Таблица 1. Иллюстраций 5. Список литературы —
10 названий.
УДК 628.84.001.36
Единый подход к оценке различных схем систем
кондиционирования воздуха. ИВАНОВ О. П., РЫМКЕ-
ВИЧ А. А. «Холодильная техника», 1981, № 5.
Излагаются основные особенности сравнения вариантов-
центральных однозональных систем кондиционирования
воздуха: с холодильными установками,
двухступенчатой испарительного охлаждения и «бескомпрессорной».
Показано, что при технико-экономической оценке
систем по комплексу показателей первое место
принадлежит технологическим показателям, характеризующим
потребление тепла, холода, воды и расход воздуха. Для
получения объективных значений технологических,
показателей необходимо правильно организовать
режимы работы систем. Все эти вопросы решаются с
использованием единой термодинамической модели, независимо
от принципиальных решений систем, источников тепло-
хладоснабжения.
Иллюстрация 1.
63

УДК 621.575:621.564.3.001.5
Оценка эффективности использования новых
растворов в абсорбционных холодильных машинах.
ОРЕХОВ И. И., ТИМОФЕЕВСКИЙ Л. С. «Холодильная
техника», 1981, № 5.
Приведены результаты экспериментального
исследования с целью определения давления паров,
теплоемкости, теплопроводности, интегральной теплоты
растворения и других свойств новых водных растворов соли
холинхлорида и смеси солей хлористого кальция —
холинхлорида, а также раствора метиламин —
глицерин. Термодинамические расчеты циклов и
экспериментальное исследование процессов абсорбции и
десорбции позволили сделать вывод о перспективности
использования новых растворов в абсорбционных хо-
.лодильных машинах.
Таблица 1. Иллюстрация I. Список литературы — 9
названий.
УДК 621.564:[536+541]
Исследования теплофизических свойств хладагентов.
КЛЕЦКИЙ А. В., ЦВЕТКОВ О. Б. «Холодильная
техника», 1981, № 5.
Приводится краткая историческая справка о развитии
исследований теплофизических свойств хладагентов в
-ЛТИХП. Обсуждаются вопросы и тенденции
современного подхода к экспериментальному и теоретическому
1изучению свойств рабочих веществ.
Список литературы — 10 названий.
УДК 66.047.25.002.51
«Создание эффективного промышленного оборудования
для сублимационной сушки пищевых продуктов. ГУЙ-
ГО Э. И., АЛЕКСЕЕВ Н. Г., МАЛ КОВ Л. С.
«Холодильная техника», 1981, № 5.
Приведены основные результаты выполненных в
ЛТИХП исследований процесса сублимационной сушки
пищевых продуктов и их внедрения в отечественную
промышленность. Намечены пути дальнейшего повыше-
шия удельной производительности промышленных
сублимационных установок.
Список литературы — 12 названий.
УДК 664.8/.9.037.001.5
Исследования в области холодильной технологий
пищевых продуктов. АЛЯМОВСКИЙ И. Г., ГОЛОВКИН
Н. А., ЧИЖОВ Г. Б. «Холодильная техника», 1981,
№ 5.
Дан обзор'основных направлений научных
исследований кафедры общей и холодильной технологии ЛТИХП
за 50 лет. Показан экономический эффект от внедрения
законченных работ в промышленность. Намечены пути
дальнейшего развития исследований в области
холодильной технологии пищевых продуктов на
перспективу.
Иллюстрация 1.
УДК 378.96:[658.386+001.89]:621.59
Научная и учебная деятельность кафедры криогенной
техники. ГОЛОВКО Г. А., БУДНЕВИЧ С. С.
«Холодильная техника», 1981, № 5.
Приводятся результаты и перспективы развития
учебно-методической и научной деятельности кафедры.
Отмечаются успехи коллектива кафедры в подготовке
кадров и в развитии научных исследований по
производству криогенных газов высокой чистоты.
Иллюстрация 1.
УДК 637.51.037.073
Контроль качества мяса при холодильном хранении по
изменению его удельного сопротивления и
диэлектрической проницаемости. ЖУЧКОВ А. В.,
ЧЕРНЫШЕВ В. М. «Холодильная техника», 1981, № 5,
Получены зависимости электродных удельного
сопротивления и диэлектрической проницаемости
охлажденного мяса от продолжительности хранения. На основе
характерной кинетики этих электрофизических
параметров предложены способ оценки состояния мяса при
хранении и его практическая реализация. Определены
температурные коэффициенты удельного
сопротивления и диэлектрической проницаемости мяса и их
изменение в процессе хранения.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы — 11
названий.
'На первой странице обложки. Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
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, д-р техн. наук А. В. Быков, И. М. Гиндлин,
д-р техн. наук, проф. А. 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, В. В. Оносовский, д-р техн. наук, проф. 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 20.03.81. Подписано в печать 20.04.81. Т-08035 Формат 84Xl08Vie-
Высокая печать. Объем 4,0 печ. л. Усл. печ. л. 6,72. Усл. кр.-отт. 7,35
Уч.-изд. л. 7,43 Тираж 13620 экз. Заказ 590
.Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома
Государственного комитета СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли.
142300, г. Чехов Московской области
Телефон 216-86-73
6