ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ
И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И КОНСТРУКТОРСКО-
холодильная
з"" техника
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ЛЕГКАЯ И ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
Решения XXVI съезда КПСС в жизнь!
Внедрение бригадной формы организации и
стимулирования груда — насущная задача дня 2
Одиннадцатой пятилетке — ударный труд!
Шаповалов Г. Л. Курсом эффективности и качества 6
К 50-летию Московского технологического института
мясной и молочной промышленности
Янушкин Н. П., Каухчешвили Э. И., Журавская Н. К.,
Бражников А. М. Развитие научных исследований в
области холодильной техники и технологии 8
Митин В. В., Аверин Г. Д., Малова Н. Д. Подготовка
инженерных кадров холодильщиков 11
Синцов Н. А., Лаковская И. А. Исследование фазовых
переходов при замораживании и размораживании
модельных растворов и биологических материалов 14
Наука, техника, технология
Лавочник А. И., Ибрагимова Л. Р. Экспериментальное
исследование автономных бытовых кондиционеров типа
БК 18
Муратов В. Г. Метод автоматического управления
системой кондиционирования воздуха как объектом с
переменной структурой 20
Дорошенко А. В., Липа А. И. Испарительное охлаждение
воды в аппаратах с плотными насадочными слоями 24
Дорохов А. Р., Бочагов В. Н. Теплообмен при
выпаривании пленки водного раствора бромистого лития в
вакууме 29
Дмитриев В. И., Присакарь В. М. О выборе толщины
изоляции для бытового холодильника 32
Дуранов Е. Ф., Гиндоян А. Г. Расчет величины
сопротивления паропроницанию обогреваемых полов зданий
холодильников 35
Перельштейн И. И., Парушин Е. Б. Система уравнений
для расчета термодинамических свойств рабочих веществ 40
Мамулова Н. А., Овчарова Г. П., Семенова Р. П.
Исследование изменения качества замороженного творога при
хранении 42
В порядке обсуждения
Чумак И. Г., Онищенко В. П. О термодинамической
теории тепловлажностных процессов в камерах
холодильников 44
| Стандарты и качество
Оленев Ю. А., Соловьева Л. Н., Шпякина Н. Н.,
Прокофьева Т. В. Изменения к технологической инструкции
по производству мороженого 49
К 75-летию Хечо Вартановича Айрапетова 50
ОБМЕН ОПЫТОМ
Агарев Е. М„ Красильников В. Н., Майоров В. В., Визба-
рас К. К., Швядас А. И. Система кондиционирования с
реверсированием потока воздуха в камере сушки колбас
Клайпедского мясокомбината
Бырса* Ф. В., Супостат С. А., Чебан А. Г.
Низкотемпературный термоэлектрический микроскопный столик
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Ротенберг А. Г. Рекомендации по улучшению работы со
леноидных вентилей СВМ-25 и СВМ-40
ИЗОБРЕТЕНИЯ
56,
51
52
54
62
58
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Гиндлин И. М. Механизация погрузочно-разгрузочных
работ на зарубежных холодильниках
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Сапрыкина С. Н., Фомин С. Н., Кальви А. Р. Новые
дроссельные регуляторы температуры для фреонов и аммиака 60
РЕФЕРАТЫ 63
CONTENTS
Decisions of XXVI Congress of CPSU Into Life!
Introduction of Team Form of Organization! and
Stimulation of Labour Is An Urgent Problem of Today
Shock Labour to Eleventh Five-Year Plan
Shapovalov G. L. Following Course of Effectiveness end
Quality
50th Anniversary of Moscow Technological Institute of
Meat and Dairy Industry
Yanushkin N. P., Kaukhcheshvili E. I., Zhuravs-
kaya N. K-, Brazhnikov A. M. Development of
Scientific Investigations in Refrigerating Engineering and
Technology
Mltin V. V., Averin G. D., t Malova N. D. Training of
Engineers- Re frigerationists
Sintsov N. A., Lakovskaya I. A. Investigation of Phase
Transition at Freezing Model Solutions and Biological
Materials
Science, Engineering, Technology
Lavochnik A. I., Ibragimova L. R. Experimental
Investigation of Self-Contained Domestic Air Conditioners of
Type ВК
Muratov V. G. Method of Automatic Control of
Ai^Conditioning System As Object With Variable Structure
Doroshenko A. V., Lipa A. I. Evaporative Water Cooling
in Apparatuses With Dense Packing Layers
Dorokhov A. R., Bochagov V. N. Heat Exchange at
Vaporizing Film of Aqueous Solution of Lithium Bromide
in Vacuum
Dmitriyev V. I., Prisakar V. M. Selection of Insulation
Thickness for Domestic Refrigerator
Duranov E. F., Gindoyan A. G. Calculation of Vapour
Penetration Resistance Value of Floors in Cold Store
Buildings
Perelstein I. I., Parushin E. B. System of Equations
for Calculating Thermodynamic Properties of Working
Media
Mamulova N. A., Ovcharova G. P., Semenova R. P.
Investigation of Change in Frozen Cottage Cheese Quality
During Storage
For Discussion
Chumak^I. G., Onishchenko V. P. Thermodynamic Theory of
Heat-Humid Processes Jn Cold Store Rooms ^
Standards and Quality
Olenev U.A., Solovyeva L. N., Shpyakina N. N., Pro-
kofyeva T. V. Changes in Technological Instructions for
Ice Cream Production
75th Birthday of Khecho Vartanovich Airapetov
PRACTICE EXCHANGE
Agarev E. M., Krasilnikov V. N.. Mayorov V. V Viz-
baras К. К-, Shvyadas A. I. Air-Conditioning System
With Reverse Air Flow in Sausage Drying Room of
Klaipeda Meat Combine
Byrsa F. V., Supostat S. A., Cheban A. G.
Low-Temperature Thermoelectric Mjkroscope Table
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Rotenberg A. G. Recommendations for Improving
Operation of Solenoid Valves SVM-25 and SVM-40
INVENTIONS
FOREIGN TECHNICAL NEW
Gindlin I. M. Mechanization of Handling Operations at
Foreign Cold Stores
REFERENCE DATA
Saprykina S. N.. Fomin S. N., Kalvi A. R. New Throt
tling Temperature Regulators for Freons and Ammoni
SUMMARIES
8
11
14
18
20
24
29
32
35
40
42
44
49
50
51
52
54
56,62
Издательство «Легкая и пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1981 г.

большую общественную, партийную и
административную работу.
С целью совершенствования преподавания на
факультете постоянно перерабатываются
учебные планы, программы, методические пособия,
создаются новые учебники и учебные пособия.
Реализацию возрастающих требований к
подготовке специалистов
профессорско-преподавательский коллектив факультета «Холодильная
техника» видит в укреплении связей с
производством. Здесь намечается несколько путей:
увеличение приема через подготовительное
отделение абитуриентов по направлениям от
предприятий. Работа этих студентов, начиная с
третьего курса и включая дипломное
проектирование, может быть подчинена нуждам
конкретных производств. С этой же целью распре-
УДК 664.8/.9.037.59.07
Н. А. СИНЦОВ, канд. техн. наук И. А. ЛАКОВСКАЯ
Московский технологический институт мясной
и молочной промышленности
В процессе замораживания, хранения и
сублимационной сушки биологические материалы
подвергаются воздействию ряда факторов,
снижающих их качество. Одним из основных факторов
такого рода является наличие в них жидкой
влаги [2]. При хранении замороженных
биологических материалов она поддерживает в них
физико-химические и ферментативные процессы,
что отрицательно сказывается на их качестве и
сокращает сроки хранения. При
сублимационной сушке биологических материалов,
содержащих влагу, наблюдается вспенивание, выброс
части сухого продукта и денатурация белков,
что ухудшает свойства сухого материала [5].
Изучение типов и температурных интервалов
фазовых переходов влаги в биологических
материалах при их холодильной обработке
позволит более обоснованно подойти к разработке
режимов холодильного консервирования.
Целью проведенной работы являлось
исследование влияния скорости замораживания и
размораживания, концентрации растворов и
количества циклов замораживания —
размораживания на изменение температуры фазовых
переходов влаги в модельных растворах, а также ис-
деление выпускников будет проводиться
заранее, за 2—3 года до окончания института;
увеличение групп студентов, обучающихся
по экспериментальным планам;
более широкое участие заинтересованных
организаций в укреплении материальной базы
вуза (предоставление площадей, оборудования для
прохождения студентами практики, научных
исследований, создание филиалов
профилирующих кафедр, лабораторий на предприятиях).
Коллектив факультета «Холодильная
техника» встречает пятидесятилетие института
перевыполнением пятилетнего плана выпуска
инженеров-холодильщиков, новым трудовым и
творческим подъемом, вызванным желанием
эффективнее содействовать делу ускорения
экономического и социального прогресса страны.
следование эвтектических температурных зон
в биологических материалах.
Исследования фазовых переходов в
модельных растворах проводили на стенде (рис. 1) в
диапазоне температур 0-. 196 °С при
замораживании объекта и затем при его
размораживании.
Для исследования фазовых переходов влаги
был использован электрический метод,
основанный на значительном различии электрического
сопротивления льда и воды. Электрическое
сопротивление измеряли мостом переменного
тока Р5010. Для снижения влияния поляризации
и разогрева исследуемого материала на измери- i
тельных электродах поддерживали следующие
параметры тока: частоту 1000 Гц, напряжение
не более 2 В. Температуру материала и среды
измеряли платиновыми термометрами
сопротивления и регистрировали прибором КСМ-4.
Синхронизацию измерений сопротивления и
температуры обеспечивала специальная система,
которая включала мост в момент измерения
температуры объекта.
Объем исследуемого образца составлял около
8 мл. Неравномерность температур по объему
образца в связи с его небольшими размерами не
превышала 1—2°С.
Размещением измерительных электродов и
термометра сопротивления на одной изотерми-
Исследование фазовых переходов при замораживании
и размораживании модельных растворов
и биологических материалов
14

/ j
1
1
*
5
—»•
3
A
1
6
—J
Рис. 1. Принципиальная схема экспериментального
стенда:
/ — мост переменного тока Р5010; 2 — блок синхронизации;
3 —^прибор КСМ-4; 4 — измерительная ячейка; 5 — камера;
6 — система контроля и регулирования температуры з камере.
ческой поверхности достигалось практически
полное равенство измеряемой температуры
объекта и температуры измерительных электродов.
Применение теплоэлектроизолирующих и
экранирующих покрытий измерительных электродов
обеспечило высокую точность измерения —
погрешность не превышала 5 %.
Измерительную ячейку с исследуемым
объектом, электродами и термометром сопротивления
помещали в термоизолированную камеру,
температура в которой изменялась от +20 до
—196 °С со скоростью 1—50°С/мин.
В качестве модельных использовали водные
растворы солей (КС1, NaCl, MgCl2, СаС12),
оснований (КОН, NaOH), глицерина, диметил-
сульфоксида различных концентраций.
Исследование фазовых переходов влаги в
биологических материалах проводили на 16 видах
пищевых продуктов, в том числе молочных,
фруктовых, мясных, а также на другом сырье
биологического происхождения.
Наличие фазовых переходов влаги определяли
по резкому изменению электрического
сопротивления исследуемой системы.
Полное вымораживание воды в однокомпо-
нентных растворах происходит при постоянной
эвтектической температуре, не зависящей от
исходной концентрации раствора. В
биологических материалах, являющихся
многокомпонентными растворами, имеется эвтектическая
температурная зона, в пределах которой
происходит постепенное отвердевание компонентов.
Границы этой зоны определяются по
характерному изменению зависимости электрического
сопротивления материала от температуры R=
=f(f), что показано на рис. 2 [4].
Наибольший практический интерес
представляет температура, соответствующая верхней
границе эвтектической температурной зоны ^в.эвт-
При этой температуре количество жидкости,
способной кристаллизоваться, в большинстве
биологических материалов не превышает 3 % [1],
поэтому /Б.эвт может быть рекомендована в
качестве рациональной температуры хранения за-
R,K0M
г
i
*н.э6т Цэвт 0 t°C
Рис. 2. Теоретическая кривая зависимости R=f/(i) для
биологического материала.
мороженных биологических материалов, а
также температуры сублимации при их сушке.
Лишь для некоторых особо лабильных
материалов, в особенности лекарственных
препаратов, рекомендуется выбирать температуру
замораживания и сублимационной сушки вблизи
нижней границы эвтектической температурной
ЗОНЫ ^н.эзт [3].
В результате исследований фазовых
переходов в модельных растворах было установлено,
что скорость замораживания и размораживания
практически не влияет на температуру плавления
эвтектики, в то время как температура начала
кристаллизации эвтектики с увеличением
скорости замораживания снижается (рис. 3).
Анализ полученных данных показывает, что
увеличение скорости замораживания объекта,
видимо, способствует значительному его
переохлаждению, в результате эвтектика
кристаллизуется при более низких температурах.
40 -38 -36 -3h -32 -30 -28 -26 -2h -22 t, °C
Рис. 3. Влияние скорости охлаждения камеры на
температуру кристаллизации и плавления эвтектики 5%-
ного раствора NaCl:
1—6 — замораживание модельного раствора при скоростях
охлаждения камеры соответственно 2,5,6,7,10,12 °С/мин; /' —
6' — оттаивание модельного раствора, замороженного с
соответствующей скоростью.
15

200
150
100
50
О
N'
\\
Г \V
\
\1
A
n
v\
ч
?
V
' i
\ 1
1
И
4^ !
-75* -# -75 -77 -f/ /Г
Рис. 4. Влияние числа циклов замораживания —
размораживания на температуру плавления эвтектики
5%-ного раствора NaCl:
/—5— оттаивание модельного раствора, после соответственно
1,2,5,8,10,11 циклов.
С увеличением числа циклов замораживания —
размораживания температура плавления
эвтектики снижается (рис. 4), причем изменение
температуры до определенного предела имеет
практически прямолинейный характер и может
быть аппроксимировано уравнением
Д^пл. эвт = Я (п — 1),
где А^пл. »вт ~ снижение температуры плавления
эвтектики после повторных циклов
замораживания— размораживания по сравнению
с первым циклом, К;
а — коэффициент, зависящий от свойств
растворенного вещества, К;
п — число циклов
замораживания—размораживания.
Нагревание раствора после нескольких
циклов замораживания — размораживания до
температуры порядка 353-т-ЗбЗ К либо
выдерживание его при комнатной температуре в течение
1—2 сут возвращает раствору его начальные
свойства. При этом температура плавления этой
системы совпадает с аналогичной температурой
после первого цикла замораживания модельного
раствора.
Исследование фазовых переходов в модельных
растворах при температурах ниже —70 °С
показало, что в интервале — 125ч—80 СС
происходит частичное плавление и кристаллизация
влаги образца.
На рис. 5 даны зависимости R=f(t),
полученные в процессе размораживания водных
растворов СаС12 различной концентрации после
замораживания их до —196 СС со скоростью порядка
30 °С/мин.
Установлено, что в диапазоне —125ч—100 °С
электрическое сопротивление модельного
раствора начинает резко падать, достигая местного
минимума при —100-7—80 °С, после чего оно рез-
1 " 1
1 *
\/
1 1
~|
1 ,
/
 /
/ /1
|""~Ч
1
Г[
1_
1. 1
F>kOm
900
800
700
600
500
WO
500
200
100
-100 -90 -80 -70 -60 -50 t;С
Рис. 5. Влияние концентрации раствора СаС12 на
зависимость R=f(t):
1—4 — размораживание модельного раствора СаС1$ с
концентрацией соответственно 10,15,20 и 30 %.
ко увеличивается. Снижение • скорости
замораживания приводит к «вырождению» местного
минимума, а при скорости 2—3°С/мин местное
падение электрического сопротивления не
изменяется вплоть до эвтектической температуры*
при которой плавится эвтектика.
По-видимому, при значительных скоростях
замораживания биологического материала
образуются одновременно мелкокристаллическая и
стеклообразная структуры. Последняя во время
нагревания образца при —125-—100 °С
переходит в жидкое нестабильное состояние, что* и
вызывает снижение электрического
сопротивления.
В дальнейшем, как можно полагать,
происходит самопроизвольная кристаллизация
нестабильной жидкой фазы, приводящая к
увеличению электрического сопротивления системы. Та-|
ким образом, величина пика местного минимума
на кривой R=f(t) должна быть пропорциональна
количеству жидкой нестабильной фазы, т. е.
количеству вещества стеклообразной структуры,
образовавшейся при замораживании.
Увеличение концентрации раствора, скорости
замораживания, числа циклов замораживания —
размораживания обусловливают увеличение
количества вещества стеклообразной структуры,
о чем можно судить по результатам измерений
электрического сопротивления системы.
Исследование водных растворов глицерина,
диметилсульфоксида, КОН, NaOH и других,
имеющих, по некоторым данным, тенденцию к
стеклообразованию, показало, что после мест-
16

нбго минимума на кривой R—fit) имеется лишь
незначительное увеличение электрического
сопротивления, а в ряде случаев оно вообще не
наблюдается. Это, по-видимому, объясняется тем,
что происходит переход из стеклообразного
состояния в жидкое нестабильное, а затем в
стабильное, практически минуя кристаллическую
фазу. При этом чем выше скорость нагревания,
тем реальнее такой переход.
Исследование фазовых переходов при
температурах ниже —70 °С носит скорее качественный
характер, чем количественный, так как
определить точное количественное соотношение
предполагаемой стеклообразной структуры,
кристаллической структуры и нестабильной жидкой
фазы вещества электрическим методом не
представляется возможным. Количественные
зависимости фазовых переходов могут быть получены
только при совместных исследованиях
различными методами.
В результате экспериментального
исследования фазовых переходов влаги в биологических
материалах при t>—70 °С получены
следующие значения температуры верхней границы
эвтектической температурной зоны ?в>эвт , °С:
Молоко —14
Кефир —22
Ацидофильная паста —18
Творог обезжиренный —11
Творог жирный —17
Желток куриный —20
Белок куриный —25
Яблочное пюре —18
Яблочное пюре с сахаром —25
Сок яблочный —30
Сок апельсиновый —20
Сок малины —30
Сок вишни —35
Сок томатный —16
Картофельное пюре —20
Морковное пюре —25
Эритроцитная масса —30
Плазма донорской крови —26
Гаммаглобулин 10%-ный —30
Бифидобактерии —30
\ Стекловидное тело глаза крупного рогатого скота —32
Анализ экспериментальных данных показал,
что для некоторых групп биологических
материалов температуры /вэвт на кривой
зависимости R=f(f) лежат практически на одной
прямой, которая может быть аппроксимирована
уравнением
RX = P(+K при — 60^г< —10 С,
где Rx — электрическое сопротивление образца, кОм;
t — температура образца, °С;
Р, К — коэффициенты, зависящие от свойств данной
группы материалов, соответственно кОм/°С,
кОм.
Одна из таких групп биологических
материалов включает плазму, раствор и пасту
альбумина, гаммаглобулин и гипофенат; другая
группа — творог, желток и белок куриный,
гомогенизированный говяжий фарш.
Можно предположить, что перечисленные
биологические материалы имеют близкие физико-
химический состав и свойства (криоскопическую
температуру, вязкость и др.), определяющие
структуру объекта при его холодильной
обработке.
При исследовании фазовых переходов при t<C
<—70 °С в пищевых продуктах, таких как
концентраты фруктовых и овощных соков и пюре,
также выявлено наличие небольших пиков на
кривой зависимости R=f(f). Это, тоже вероятно,
объясняется образованием некоторого
количества вещества стекловидной структуры в
замороженных образцах при скоростях
замораживания порядка 30-=-100 °С/мин, а для ряда
материалов биологического происхождения,
содержащих большое количество сахарозы, и при
меньших скоростях замораживания.
В связи с тем что при сублимационной сушке
многих термолабильных материалов
применяются защитные среды, включающие сахарозу,
глюкозу, диметилсульфоксид и др., следует
учитывать возможность появления значительного
количества вещества стеклообразной структуры
в замороженном объекте, что уменьшает
размеры кристаллической фазы и может привести к
снижению качества сухого продукта. Для
биологических материалов, которые подвергаются
криоконсервированию в целях длительного
хранения, образование стеклообразной структуры и
переход ее при размораживании объектов в
жидкое стабильное состояние является
положительным фактором, способствующим получению
реконсервированного материала с высокими
качественными показателями.
На основании проведенных'исследований
можно сделать некоторые выводы.
— При разработке рациональных режимов^крио-
консервирования биологических материалов
необходимо обеспечить максимальные скорости их
замораживания и размораживания в диапазоне
температур, соответствующих фазовым
переходам, и максимально допустимые концентрации
защитных веществ.
— При хранении замороженных пищевых
продуктов следует поддерживать температуру в
камере на 5—10 °С ниже температуры верхней
границы эвтектической температурной зоны ?в,ЭВт
— При сублимационной сушке пищевых
продуктов температура сублимации не должна
превышать температуры верхней границы
эвтектической температурной зоны ^в.эвт-
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лаковская И. А.
определения температуры
ческих объектов. — В кн.
Практический метод
сублимации биологи-
Современные методы
3 Холодильная техника № 3
17

сублимационного и криогенного консервирования
пищевых продуктов и биологических материалов. 4.
М., 1975.
Низкотемпературная кристаллизация
в биологических системах/Н. С. Пушкарь, А. М.
Белоус, Ю. А. Иткин и др. Киев, Наукова Думка, 5.
1977.
Подольский М. В. Высушивание препаратов
крови и кровезаменителей. М., Медицина, 1У73.
Подольский М. В., ЛаковскаяИ. А,
Исследование эвтектических зон замороженных
биологических объектов. — Холодильная техника,
1971, № 5.
Da vies J. D. Thermal analisis in freezind and
freeze-drying. — In.: Advances in freeze-drying.
Herman, Paris, 1966.
НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
УДК 628.84.001.5
Экспериментальное нсследование автономных бытовых
кондиционеров типа БК
Канд. техн. наук А. И. ЛАВОЧНИК,
канд. техн. наук Л. Р. ИБРАГИМОВА
Ташкентский политехнический институт им. А. Р. Беруни
В Ташкентском политехническом институте
проводятся комплексные экспериментальные
исследования автономных бытовых кондиционеров
отечественного и зарубежного производства.
В ходе этих исследований выявляется
соответствие основных характеристик выпускаемых
промышленностью автономных кондиционеров
паспортным данным, требованиям ГОСТа и уровню
мировых стандартов, а также устанавливаются
причины недостаточно эффективной работы
отечественных автономных кондиционеров, пути
рационализации их конструкции и оптимизации
работы.
Учитывая важность проблемы утилизации
низкопотенциального тепла и, в частности,
использования тепла наружного воздуха для
отопления помещений с помощью автономных
кондиционеров, исследуется также работа этих
кондиционеров в режиме теплового насоса.
Частью этой комплексной программы является
исследование работы кондиционеров типа Б К
(Бакинского завода кондиционеров). По
сравнению с автономными кондиционерами других
марок, выпускаемыми в нашей стране, они имеют
ряд конструктивных особенностей. В
холодильных агрегатах использованы ротационные
компрессоры ФГВ-1,75 (БК-1500), и ФГВ-2В
(БК-2500).
В схеме холодильной машины этих
кондиционеров предусмотрен расширитель,
предназначенный для предотвращения попадания
жидкости в цилиндр. Расширитель
одновременно служит аккумулятором.
Сжатый компрессором пар проходит сначала
по охладителю, выполненному в виде петли из
трубки, оребренной снаружи, затем поступает
в верхнюю часть кожуха, после чего
направляется в нагнетательный патрубок, а затем в
конденсатор.
Корпус компрессора находится под давлением
конденсации. Эффективность охлаждения
обмотки электродвигателя компрессора ниже, чем
в кондиционерах других марок, у которых
кожух компрессора находится под давлением
всасывания, а обмотка электродвигателя
охлаждается всасываемым паром. В жарком климате
Средней Азии, где конденсаторы воздушного
охлаждения работают в напряженном режиме,
это чревато повышением температуры обмотки
и, естественно, не может не сказаться на
надежности компрессора. Конденсатор
кондиционеров типа БК-1500 — змеевиковый, однорядный,
из медных трубок диаметром 10X0,5 мм с
алюминиевыми ребрами толщиной 0,2 мм.
Конденсатор кондиционера БК-2500 состоит из
двух параллельно работающих трехрядных зме-
евиковых теплообменников, установленных друг
под другом по вертикали. Аналогично
сконструирован и воздухоохладитель кондиционера
БК-2500.
Кондиционеры испытывали
калориметрическим методом на стенде, обеспечивающем
высокую точность получаемых результатов *, в
диапазоне температур, наиболее характерных для
республик Средней Азии.
* Лавочник А. И., И б рагимова Л. Р.
Экспериментальное исследование кондиционера
«Азербайджан 4М». — Холодильная техника, 1974, № 12.
18

Рис. 1. Зависимость холодопроизводительности Q0,
мощности N, холодильного коэффициента е
кондиционеров Б К от температуры окружающего воздуха ^окР
при температуре воздуха в помещении на 8 °С ниже
^ОКР'
Ртг
V
2,0
to
^КМ2 ^
1 """"
БК-1500 ^
(PmrPmv
~-jori
БК-2500
30
35
Шщ.'С
Рис. 2. Зависимость давления нагнетания ркм 2 и
разности давлений нагнетания и всасывания ркм 2—ркм j
кондиционеров Б К от температуры окружающего
воздуха при температуре воздуха в помещении на 8 °С
ниже гокР.
Результаты экспериментального исследования
показали, что при стандартном режиме работы
(температура входящего в кондиционер воздуха
/Вн=27 °С и относительная влажность Фвн^
=50 %, температура окружающего воздуха
^окр=35 °С и фокр =40 %) холодопроизводитель-
ность (рис. 1) кондиционеров Б К-1500
составляет 1720 Вт A480 ккал/ч), БК-2500—2750 Вт
B410 ккал/ч), а потребляемая мощность
Б К1500—940 Вт (по паспорту
потребляемая.мощность во всех режимах <1000 Вт) и БК-2500—
1540 Вт (по паспорту потребляемая мощность
во всех режимах <1650 Вт).
При ?окр >37 °С потребление мощности
обоими кондиционерами несколько превышает
паспортную. Установлено, что холодильный
коэффициент кондиционера БК-2500 (см. рис. 1) на
3—5 % выше холодильного коэффициента
кондиционера БК-1500.
Давление нагнетания и разность давлений
нагнетания и всасывания (рис. 2) у
кондиционера БК-1500 больше, чем у кондиционера БК-
2500. Соответственно при одной и той же
температуре окружающего воздуха температура
конденсации кондиционера БК-1500 на 4—5°С
выше, чем кондиционера БК-2500. В
стандартном режиме температура конденсации
кондиционера БК-1500 составляет 55, а БК-2500—
51 °С. Такое преимущество в показателях
кондиционера БК-2500 обусловливается большей на
16 %, чем у БК-1500, удельной (на 1 кВт
холодопроизводительности) поверхностью его
конденсатора, а также меньшей скоростью движения
хладагента в трубках конденсатора этого
кондиционера в связи с разделением потока
хладагента на два параллельно включенных
конденсатора и, соответственно, меньшей потерей
напора в нем.
Таким образом, в стандартном режиме
основные показатели кондиционеров БК-1500 и
БК-2500 соответствуют паспортным.
Однако при температуре окружающего
воздуха, достигающей 37 °С и выше (эти
температуры наиболее часто устанавливаются летом в
республиках Средней Азии), потребляемая
кондиционерами Б К мощность становится выше
паспортной.
Кондиционеры типа Б К находят широкое
применение в республиках Средней Азии, климат
которых в осенний, зимний и весенний периоды
чрезвычайно благоприятен для эффективной
работы автономных кондиционеров в режиме
теплового насоса, что может обеспечить
значительные технико-экономические выгоды. В связи с
этим на базе кондиционеров БК-1500 и БК-2500
целесообразно разработать модель, которая
сможет работать также в режиме теплового насоса.
3*
19

УДК 628.84-52
Метод автоматического управления системой
кондиционирования воздуха как объектом с переменной структурой
В. Г. МУРАТОВ
Одесский технологический институт пищевой
промышленности им. М. В. Ломоносова
Одним из направлений оптимизации
автоматических систем управления является ее
осуществление в соответствии с выбранной целевой
функцией. Для систем технологического
кондиционирования воздуха (СКВ) эту функцию на основе
системного подхода можно представить в виде
минимума климатической составляющей
себестоимости получаемой продукции:
С *- Cmin. A)
Эту составляющую, в свою очередь, можно
выразить суммой:
C = Ci + C2, B)
где С\—часть составляющей, определяемая качеством
искусственного микроклимата (величиной,
длительностью отклонений его параметров от га-
данных и т. д.);
С2—часть составляющей, определяемая
эксплуатационным режимом СКВ, в частности, ее
теплотехнической эффективностью.
В соответствии с условиями A) и B) автором
был предложен метод автоматического
управления СКВ, основанный на минимизаций
функционала потерь (критерия оптимальности)
следующего вида:
т
J = a j Fх [х (t), и (t)] dt •+ F2 [x(T), г(Г), w (T),
м (T)t_u(T)]\-+mm,
fcm<ED0
C)
где J — критерий оптимальности;
/0, Т — моменты времени начала и окончания
переходного процесса регулирования;
а — весовой размерный коэффициент;
х (t) — в общем виде n-й мерный вектор состояния
объекта в момент времени / (элемент
пространства D);
u(t)—m — мерный вектор управления,
удовлетворяющий множеству ограничений со;
х (Т) — значение вектора х (t) в момент времени
Т\
~2 (Т) — g— мерный вектор состояния окружающей
среды в момент времени Т (элемент множест-
_ ва N)\
и (Т) — h — мерный вектор состояния вспомогательных
систем и оборудования, например, центра
теплохладоснабжения СКВ (элемент
множества Q);
~м(Т) —hi — мерный вектор состояния сферы
производственно-экономической реализации
кондиционирования воздуха (элемент множества
?);
и (Т) — значение вектора и(Т) в момент времени
Т;
D0—область заданного состояния объекта
управления (элемент пространства D).
Здесь подынтегральное выражение
характеризует переходный процесс в СКВ,
определяющий значение Сх в выражении B), а кусочно-
гладкая функпи F2 (x, г, w, ж, и), однозначно
связанная со значением С2, — статическое
состояние системы.
Некоторые вопросы управления СКВ в
статике, когда структуру системы изменяют в
зависимости от величины функции F2(x, z, w> м, и),
представленной в виде показателей
термодинамического совершенства (ж=0), были
рассмотрены ранее [4, 5].
Исследования показали, что СКВ допускает
кратковременное изменение своей структуры не
только в статических, как обычно [4], но и в
динамических режимах. Это обеспечивает более
высокое качество переходных процессов, чем при
традиционных методах регулирования, и
позволяет снизить величину С1.
Автором проведена работа в целях синтеза
оптимального алгоритма управления параметров
микроклимата для динамического состояния СКВ
и построения соответствующей системы
автоматического регулирования (САР).
Для синтеза алгоритма управления СКВ в
классе систем с переменной структурой объекта
[1, 2] необходимо располагать видом функции
Рг(х, и) в выражении C).
Согласно данным [9], значительные по
величине и длительности отклонения параметров
микроклимата приводят в ряде отраслей
промышленности к существенному возрастанию в
выражении B) составляющей Сг из-за
увеличения простоев оборудования, повышения
брака и снижения качества выпускаемой
продукции. Такие отклонения наблюдаются как в
процессе работы СКВ, так и в пусковых режимах.
Допустимые отклонения заметного влияния на
величину Сг не оказывают.
С учетом этого положения принцип максимума
позволяет обосновать необходимость
применения дискретного закона регулирования СКВ
при больших отклонениях параметров
микроклимата от заданных и линейного
непрерывного закона — при малых отклонениях. Тогда
регулирование СКВ в первом случае осуществля-
20

гтся по критерию быстродействия, что
соответствует Гг(х, и)=\, а во втором — по критерию
минимума интеграла квадрата ошибки, что
соответствует F^x, ~й)= б? (бг — отклонение
регулируемой величины от заданной).
Для регулирования при больших отклонениях
параметров требуется выявить конечное
множество допустимых структур СКВ с различной
топологией и множествами управлений 0=
= {Оъ 02, •••» Ор}- Исходная структура Ог
определяется минимумом критерия J в момент
времени Т [4]. Правильный выбор
последовательности структур {ОJ и управлений ut(t)
обеспечивает в соответствии с выражением C)
требуемое качество регулирования.
Пусть исходная структура СКВ описывается
векторным уравнением в нормальной форме:
-fgL = /i [*('). 5@, t],
dt
E)
а в пространстве D определено некоторое
конечное множество гиперповерхностей
переключения s= {sb s2, ..., sk} с элементами, заданными
как
sl={x\sl(x)=Dl}; /=1,2, ... , k, F)
где Dt — замкнутая область, для которой * (Т) €Е D/.
В этом случае уравнения САР с управляемой,
согласно выражению F), структурой объекта
приобретают вид:
Ot- при x?s/":
о- {
О, при д: е= Sj v-'S^;
О ^ при х е s^~;
Ог при д: ЕЕ s—
G)
Ot =
I
~5Г
/г
fiUi(t), Ui(t), f\;
(8)
р;
и* (f) = а« [*i (*)., *],
где [ф ]ф q ф r\ i, /, <7, r= 1, 2, .
1= 1, 2, ... , fc.
Если области D; симметричны относительно
начала координат с центром в л:(Г), то:
с +
х | si (*) — -у- d0 > OJ;
+ =b|sfcM~-2-Dfc>o ;
(9)
* I SA W + T Dk < °).
Можно показать, что предельное
быстродействие САР имеет место при равенстве Dq=Dx—
= ...=Di=...Dh=0. Однако наличие
неучтенных запаздываний, инерционностей и нелиней-
ностей в системе приводит к отклонению
процесса регулирования от оптимального и
возникновению автоколебаний. Этот недостаток
устраняется, если переключение структур СКВ
осуществлять с учетом отличных от нуля величин
Dh При этом моменты переключения можно
определить аналитически по параметрам
предельного цикла либо экспериментально
настройкой регулятора на момент срыва
автоколебаний, что всегда осуществимо при наладке
системы.
Ниже на примере объекта с двумя
структурами управления рассмотрена методика синтеза
квазиоптимальной САР температуры воздуха
в помещении, для которой DL?=0.
Блок-схема САР температуры воздуха в
помещении представлена на рис. 1. Передаточные
функции системы, полученные в отклонениях
от заданных номинальных значений в
соответствии с положениями работы [8], показаны на
рис. 1. При этом дифференциальное
уравнение объекта для структуры О2 при тх—т2=0
fai> т2 — запаздывания в каналах управления)
имеет вид:
dx k3Ts dy { k3y — х
A0)
dy
kill! — У
где х, у — отклонение температуры воздуха
соответственно.в помещении и после калорифера
второго подогрева;
&1 — &з — коэффициенты передачи;
Ti — ^4 — постоянные времени;
«ъ  — управляющий сигнал, соответственно
поступающий на серводвигатель клапана горячей
воды, ограниченный в интервале | Ui | < 1,
и наружного воздуха, | и21 < 1.
Tfp+f
г
_Л_е-ггр
*Л
+ 1
7\ У*
9
Ър+1
X
Рис. 1. Блок-схема САР температуры воздуха в
помещении:
1 — помещение с приточным воздуховодом; 2 — клапан
наружного воздуха с серводвигателем постоянной скорости
(сдвоенный с клапаном первой рециркуляции); 3 — калорифер второго
подогрева с клапаном горячей воды; kx — kz — коэффициенты
передачи; Fi — Г4 — постоянные времени; ть х2 — запаздывания
в каналах управления; их, иг — управляющие воздействия;
р — оператор; х, у — отклонения температуры воздуха в
помещении и после калорифера второго подогрева.
21

Полагая в выражении A0) &2=0, получим
исходную структуру Ov
Для объекта второго порядка, описываемого
выражением (9), гиперповерхности
преобразуются в линии переключения на фазовой плоскости
системы. В соответствии с рекомендацией
работы [7], когда передаточная функция объекта
содержит полином в числителе, в качестве
фазовых координат применены непрерывные и легко
измеряемые по времени функции — величины х
и у, при этом линии переключения на плоскости
ху (рис. 2) определяются уравнениями фазовых
траекторий и являются границами областей с
противоположными знаками управляющих
воздействий.
Уравнения фазовых траекторий для
структуры 02 находят из выражения A0), исключая
время:
х = х0 — «з «1^1 ~т~ «2 71 ^2 — Т Т~~
Х[Уо— Ml — &2~7^u2 1 X
X
Tt
X \[У— kiUi — k2Y~u2)/(y0— Mi— к2-^и2\
+
т3-тг
X
A2)
+ k3 Aji^! + кг-^--иг
xly — Mi — k2~Y^ «2 j , (ll)
где x0t y0—значения отклонений х и у в момент
времени t0.
При ?а=0 уравнение A1) определяет
фазовые траектории для структуры Ov
Используя принцип максимума и учитывая
знак коэффициента ?2, меняющийся в
зависимости от начальных условий х (t0), z (?<>),
получим закон управления СКВ при больших
отклонениях параметров:
«i = — signF(x, у);
н2 = — signF(x, y)signk2,
rneF(x,y) — уравнение линии переключения для
структуры 02 СКВ, получаемое из
выражения A1) подстановкой в него их — ± 1
и и2 = ± 1.
Так как для рассматриваемого объекта
степень полинома числителя передаточной функции
меньше степени полинома знаменателя на
единицу, то для него возможен ультраоптимальный
[7] по быстродействию процесс регулирования,
когда изображающую точку фазовой плоскости
переводят не в начало координат, а на некоторый
отрезок оси у. Однако в данном случае
изображающая точка на фазовой плоскости движется
под действием двух управлений по выражению
A2), в отличие от случая, рассмотренного в
работе [7], когда на объект воздействует только
/ ЩЧ
Uf'signkg//
Рис. 2. Фазовая плоскость системы:
/ — оптимальный процесс регулирования; 2 —
квазиоптимальный процесс при дискретном управлении; 3— то же, при
линейно-непрерывном; 4 — предельный цикл автоколебаний; АВОВ'В"
— линия переключения системы; б , 6^ — соответственно
проекции областей D9 (допустимая ошибка) и D^ на ось х.
одно управление. При этом длина отрезка ВОВ'
на оси у (см. рис. 2), куда требуется переводить
изображающую точку, оказывается больше, чем
в сопоставимом примере работы [7 ]. Это означает
расширение области начальных значений у0,
обеспечивающих возникновение оптимального
процесса, а также большее быстродействие
данного способа управления. Величина этого
отрезка с учетом выражения A0) и ограничений на
управления определяется выражением
Tz(k1T2 + k2T1)
{У{<: Т2(Тг — Т1) * {[6)
В момент достижения регулируемой величиной
значения х=0 управление их= ±1 заменяется на
UX:
-Тг
k9T
2'1
kiTx
Us
klTo
A4)
При этом величина производной dx/dt в
выражении A0) скачком падает до|нуля, что
означает окончание переходного, процесса по х.
Промежуточная координата у будет еще
некоторое время изменяться и в момент ее попадания
на отрезок СОС, для которого
\у\-
hT3
Тг
A5)
управление по выражению A4) заменяется на
Wi=~zte^' A6)
а иг становится равным нулю.
22

В реальных условиях, когда после попадания
изображающей точки на ось у могут возникнуть
автоколебания, целесообразно в алгоритмы
управления A4), A6) ввести коррекцию по х
в виде пропорционально-интегральной
составляющей. Тогда квазиоптимальный закон
регулирования, дискретный при больших
отклонениях и линейно-непрерывный при малых
отклонениях, имеет вид:
J щ = — sign х; и2 = — sign х- sign k2 при \х\> бх;
| т
to
и2= — sign x sign k2 при | x | = 6X и условии A3);
| Тг — Тг ...If.,
j "l = —^y У + «n* + -f— xdt;
I 'o
«2=0 при I x I = 6X и условии A6)
1 г^
I wi = &n* + ~f~ \ xdt; u2 = 0 при | * | < бх, A7)
{ to
где бЛ—допустимая ошибка (проекция области D0 на
ось х).
Результаты моделирования и натурный
эксперимент показали, что переключение
управлений по выражению A7) происходит
практически сопряженно. Это позволяет получить
достаточно высокое качество переходного
процесса. Поскольку параметры х и у в выражении
A7) определяются непосредственным
измерением, реализация алгоритма A7) не вызывает
затруднений.
При наличии запаздывания т. в каналах
управления его учитывают в соответствии с
работой [6] путем подстановки в выражение A1)
значений
x = x(t)+xl — %i);
у-уУ) + у(-ъ). [ }
Здесь величины х (—т.), у (—т^, найденные из
выражения A0) заменой t на —xiy определяют
области Dt для выражения F).
Реализация алгоритма управления в этом
случае усложняется из-за необходимости
изготовления нелинейного преобразователя для
осуществления условия A1) с учетом выражений
A8). Однако современные средства
микроэлектроники позволяют решить эту задачу.
Применение изложенного способа управления
по сравнению с ультраоптимальным [7]
существенно увеличивает быстродействие САР.
Полученный алгоритм управления проверяли
на СКВ сушильной камеры объемом 840 м3
Котовского мясокомбината, обслуживаемой
кондиционером типа КТ-20. Скачком на 1°С
изменяли задание регулятору температуры воздуха
в сушильной камере. При этом процесс
регулирования по методике, изложенной в работе [7],
при повышении задания регулятору на 1 °С
продолжался 20 и при понижении на эту же
величину — 30 мин, а по предложенному
способу это время составило соответственно 2 и
4 мин. Изменение состояний параметров воздуха
в СКВ, соответствующее этим процессам
регулирования, показано на i, d-диаграмме влажного
воздуха (рис. 3).
По описанной методике автором разработана
квазиоптимальная САР для СКВ, статика
которой приведена в работе [4]. Основным
элементом этой САР является регулятор,
реализующий алгоритм A7). Параметры настройки
регулятора при переходе, согласно [4], от одной
структуры 01;- СКВ к другой изменяются
оператором либо с помощью управляющей ЭВМ,
а для каждой из этих структур настройки
принимаются постоянными. В таблице
представлены структуры 02j и 03j разработанной САР
для всех исходных структур 0ljy обозначенных в
соответствии с [4] номерами 1—14.
Применение данной САР позволит снизить
климатическую составляющую себестоимости
выпускаемой продукции на предприятиях, где
требуется прецизионное регулирование
температуры воздуха в помещениях.
Предложенный метод автоматического
управления может быть распространен также на раз-
Рис. 3. Процессы обработки воздуха в СКВ:
/ — изменение параметров воздуха в помещении при
регулировании предложенным способом; // — то же, при регулировании
по способу, описанному в работе [71; 8 — луч процесса
ассимиляции тепловлагоизбытков в помещении; <р0 — граница
допустимых значений относительной влажности в помещении; Н,
П, С, К, В— параметры воздуха наружные, в помещении, до и
после камеры орошения, на выходе из кондиционера; (индексы
/, 2—процессы повышения и понижения температуры в
помещении; м — момент переключения структур САР).
23

Режим
работы СКВ по
[4]
(структуры 017- САР)
1а
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Регулирующие
1,
1,
1б
1б,
1б
| ^М
1б,
1б,
Зо,
1б,
1б,
клапаны, используемые
в структурах САР
°2i
Зо
Зо
Зо,
Зо,
Зо,
, 40,
4о,
4о,
6
Зо,
Зо,
6м
6м
6м
6б
6м
6м
5м
6м
1,
1,
1б,
1б.
1б,
1м
1б,
1б,
Зо,
1б,
1б,
°3J
2, 30
2, Зо
2, 30, 6М
2, 30, 6м
2, 30, 6м
40, 5, 6б
40, 5, 6М
40, 5, 6м
5, 6
Зо, 5м
Зо» 5, 6м
Примечания: I. Регулирующие клапаны: 1 —
наружно-рециркуляционного воздуха; 2, 3 — калорифера
первого и второго подогрева; 4 — холодной воды
камеры орошения; 5 — воздушного обвода камеры
орошения; 6—направляющего аппарата приточного
вентилятора. П. Индексы: о— основные клапаны, применяемые
и в структуре 0\]\ б — дополнительные клапаны
одностороннего воздействия, используемые для повышения
температуры помещения; м — то же, для ее снижения.
III. Структуры 03j применяются только в пусковых
режимах СКВ. IV. Регулирование влажности воздуха в
помещении осуществляется согласно работе [4].
личные объекты теплохладотехники, в том
числе, на компрессионные холодильные установки,
например описанные в работе [3].
УДК 66.045.5:536.24.001.24
с плотными насадочными слоями
Канд. техн. наук А. В. ДОРОШЕНКО, А. И. ЛИПА
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Разработка и создание малогабаритной тепло-
массообменной аппаратуры испарительного
охлаждения является актуальной задачей,
которая диктуется, прежде всего, нарастающим
дефицитом пресной воды и, в связи с этим,
переходом на полное оборотное водоснабжение.
В настоящее время наметилась тенденция
внедрять местные системы водооборота с
использованием компактных вентиляторных градирен
небольшой единичной производительности. Один
из путей достижения компактности —
увеличение рабочей поверхности в единице объема в
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. 769221 (СССР).
2. Емельянов С. В., Буровой И. А;, К р а -
пухина Н. В. Системы автоматического
регулирования с управляемой структурой объекта. —
Доклады АН СССР, 1979, т. 244, № 5.
3. М а й с о ц е н к о В. С, Муратов В. Г.,
Циммерман А. Б. Системы автоматического
регулирования автомобильных кондиционеров. —
Автомобильная промышленность, 1976, № 9.
4. М у р а т о в В. Г., Н и к у л ь ч а И. П. Эк-
сергетический метод анализа в задаче повышения
эффективности систем кондиционирования воздуха
при управлении микроклиматом с помощью ЭВМ. —
Холодильная техника, 1980, № 11.
5. Н и к у л ь ч а И. П., Беспалов И. Н.,
Муратов В. Г. Применение ЭВМ для
управления системами кондиционирования воздуха. —
Холодильная техника, 1979, № 5.
6. Новосельцев В. Н. Об оптимальном
управлении при наличии запаздывания. — Автоматика
и телемеханика, 1964, т. XXV, № 11.
7. П а в л о в А. А. Об оптимальных процессах в
системах, передаточные функции которых содержат
нули. — Автоматика и телемеханика, 1965, № 4,
т." XXVI.
8. Рымкевич А. А„ X а л а м е й з е р М. Б.
Управление системами кондиционирования воздуха.
М., Машиностроение, 1977.
9. Соколов Ю. Н. Влияние температуры цеха
на точность размеров и формы деталей. — Станки
и инструмент, 1960, № 2.
результате применения насадок с малыми
значениями эквивалентного диаметра каналов d3=
=3 ч-15 мм. Для проектирования аппаратов с
такими насадками необходимо подробно
исследовать гидродинамику двухфазной системы газ —
жидкость в плотном слое, изучить механизм
процессов переноса.
Совместно протекающие процессы тепломассо-
переноса анализируют на основе частных
коэффициентов обмена, при этом изменение
кинетических характеристик связано с изменением
гидродинамики. Из-за сложности
экспериментального определения параметров поверхности
раздела удобно использовать метод энтальпийного
потенциала, основанный на интегральных
замерах в аппарате, в форме, получившей широкое
Испарительное охлаждение воды в аппаратах
24

распространение [3, 7, 8, 10, 11]. Основные
расчетные уравнения записаны в конечных
приращениях:
A/r/Af = a[(AI*r/At*) + b]; (l)
AIr/Atm=:c; B)
A/r/4 = (/r^l~/rt-l)/(d-^rt-l)' C)
где а = 1/A + b/c); b = аж/Р; с = cmGm/Gr;
r< т — коэффициент теплоотдачи в
жидкостной пленке, кВт/(м2-К);
р — коэффициент массоотдачи в газовой
фазе, кг/(м2-с);
сж — теплоемкость жидкости, кДж/(кг-К);
:к » ^г — расходы жидкости и газа, кг/с;
) , Д/* — приращение энтальпии ядра газового
потока и насыщенного воздуха у
поверхности раздела, кДж/кг;
At*, А/ж, Atr— приращение температуры
поверхности раздела, ядра потока жидкости и
ядра газового потока, °С;
I*T ;—i» /г i — 1 — энтальпия насыщенного газового
потока у поверхности раздела и ядра
газового потока в i — 1-м сечении,
кДж/кг;
f i_ i» /г i_ i — температура поверхности раздела и ядра
газового потока в i — 1-м сечении, °С
•
Температура поверхности раздела /* и
энтальпия насыщенного воздуха /* при температуре
t* могут быть определены по уравнениям,
описывающим состояние равновесия.
1*г= 1,005/4A555+ 1,16/*) р*/(р-р*); D)
lg р* = 29,27649 + 0,00248/* — 8,2 lg B73,16 + /*) —
— 3142,305/B73,16 + /*), E)
где р, р*—соответственно барометрическое давление
и парциальное давление водяного пара
при температуре /*, 10~5, Па.
Уравнение A), полученное авторами ранее [3],
позволяет определить приращение энтальпии
ядра газового потока при известном темпе
изменения величин t*, /*.
На t, /-диаграмме влажного воздуха (рис. 1)
дана графическая интерпретация этой
зависимости в виде вспомогательной рабочей линии
процесса Л0—Ап. Здесь также показаны: В0—
Вп — кривая равновесия; С0—Сп — рабочая
линия, описываемая балансовым уравнением B);
Do—Dn — линия изменения состояния газового
потока; Bt—Dt — соединительная линия,
описываемая уравнением C); At—В. и А%—Ct —
движущие силы процесса переноса тепла
соответственно в газовой и жидкостной фазах.
Расчетная итерация основана на допущении,
что для данного конкретного опыта соотношение
частных коэффициентов обмена по высоте
аппарата постоянно, 6=const. При задании
некоторого произвольного значения b диапазон
1 А0 С0 Щ
t
Рис. 1. Графическое изображение процессов в /, /-
диаграмме.
At =tn — t0(tn. /0—температура поверхности
раздела соответственно в начальном и
конечном сечениях) определен. Для элементарного
участка At* = Ai*/k (k — число разбиений,
^150) по уравнениям A)—E) определяют все
текущие параметры /*. Сг Л-f *жг Лч* tri(i=l,
2,..., п — 1, л). Процедура закончена в случае
установления равенства расчетного значения
температуры ядра газового потока tFtU
действительной величине температуры воздуха на выходе
из аппарата, полученной из эксперимента.
Фазовые термические сопротивления
определяют численным интегрированием уравнений:
Яг^к.п/М^М'г-ЛФ №)
^=^п№г^/г/(/;-/г). (8)
где Rz, Rr, Rm—термическое сопротивление
соответственно системы, газовой и
жидкостной фаз, (м2-с)/кг; причем Rz —
— Rr + Rm'y
FK# п—конструктивная поверхность, м2.
Использование метода ограничено высокими
концентрациями водяного пара. При анализе
экспериментальных данных исключали опыты,
в которых воздух, выходящий из аппарата, был
полностью насыщенным, так как при этом
процесс испарения осложняется частичной
конденсацией пара. Для учета этого явления
необходимо знать границы применения системы
уравнений A)—C) и ввести дополнительные
уравнения связи.
На машинном языке ФОРТРАН-IV составлена
программа для ЭВМ ЕС 1022, которая позволяет
рассчитывать процессы испарительного
охлаждения как воды, так и воздуха при их
непосредственном контакте в случае одно- и
разнонаправленное™ переносимых потоков тепла и массы.
4 Холодильная техника № 3
25

Данные более 1000 опытов получены на малых
моделях противоточных пленочных градирен.
Рабочие поверхности — насадки упорядоченной
структуры (РН) представляют собой пакеты
рифленых листов тонкой алюминиевой фольги либо
мипластовых сепараторов. Плотность слоя 600—
1000 м2/м3. Высота модулей 200, 300, 400, 500
и 1000 мм. Эквивалентный диаметр каналов 2,8—
7,9 мм.
Противоточное движение газа и жидкости в
вертикальных каналах такой плотной
структуры при скоростях газа в живом сечении насадки
вуг= 1-7-4 м/с и плотности орошения <7ж=5-т-
-т-25 м3/(м2 -ч) сопровождается сложными гид-
родинамическими процессами, заключающимися
в наличии различных режимов течения
двухфазной системы. Нормальная работа аппарата
ограничена предельными нагрузками.
Существует ряд работ, в которых
анализируются нарушения устойчивости нисходящего
течения жидкостной пленки в противотоке с
газом в трубах (каналах), однако рекомендуемые
зависимости противоречивы [1]. В лаборатории
Дортмундского колледжа* (США) выполнено
подробное экспериментальное исследование
явления опрокидывания («захлебывания») в трубах
с da=0,6-r-140 мм [6]. Показано, что для труб
малых диаметров db справедлива следующая
зависимость:
0.5
К* = /гВо(
где К — число Кутателадзе,
к-=.лв-'[о»(Рж-РР)]°'и:
(9)
2,5
1,5
0,5
г /
/
h /
?
/ 0,8
>-Ч
,
/
10
15
20
Во
Рис. 2. Зависимость критического числа К* от
безразмерного диаметра для различных труб (каналов):
ф — стеклянные трубы; ? — плексигласовые трубы; О
—каналы мипластовои насадки; трубы больших
диаметров dQ(K=3,2 [4]).
градирен с мипластовои насадкой, однако этот
предел можно только условно характеризовать
как начало «захлебывания». По данным
визуальных наблюдений, наступает неустойчивый
режим, типичный для тарелок провального типа.
Это объясняется многоканальной структурой
насадки с разнородной конфигурацией
отдельных каналов. Периодически через одни каналы
происходит проскок газа, через другие — провал
жидкости, и лишь некоторая часть
конструктивной поверхности остается рабочей.
Смена режимов течения двухфазной системы
четко прослеживается по зависимости
коэффициента гидравлического сопротивления goP
от числа Кутателадзе К (рис. 3). Критическое
число К* определяется максимумом ?ор. Ми-
wr — скорость газа в живом сечении насадки, м/с;
Рг, Рж — плотность соответственно газа и жидкости,
кг/м3;
о— коэффициент поверхностного натяжения, кг/с2;
g — ускорение свободного падения, м/с2;
/г—модифицированное число Фруда,
/г = а-гРг'5К?(рж-Рг)]-0-5;
Во — безразмерный диаметр (число Бонда),
Во = ^э[?(Рж-Рг)/о-]°'5.
В формулах звездочкой обозначены
критические значения приведенных величин.
Установлено также, что /*«const (в
зависимости от угла смачивания материала /F*=0,5~
-1,0).
На рис. 2 представлены опытные данные
Г. Б. Уоллиса [6], полученные при
использовании стеклянных и плексигласовых труб, а также
данные авторов, полученные на каналах РН,
составленных из мипластовых сепараторов.
Данные авторов хорошо согласуются с результатами
опытов на плексигласовых трубах и
описываются постоянным числом /*=0,65. Зависимость
К*=0,65 Во0»5 ограничивает скорость газа для
26
076 0,8 1,2К
Рис. 3. Зависимость коэффициента гидравлического
сопротивления каналов РН (мипласт) goP от числа
Кутателадзе К при различных плотностях орошения qm:
1 — dL=3.7 мм: 1 — rf_=7.3 miw Л — п —7 о- v n 1.
1 — dQ=3,7 мм
11,4; 0-17,0 м3/(м2-ч).
2 — dQ = 7,3 мм;
-<7Ш = 7,2;
х — 9,1;

нимум гидравлического сопротивления
соответствует границе перехода режима пленочного
течения в пульсирующий режим с присущим ему
ростом толщины пленки и образованием
жидкостных перемычек (режим подвисания).
Из рис. 3 видно, что основной режим течения
для РН с существенно малым значением dQ
C,7 мм) — режим подвисания; для РН с
большим значением йэ — пленочный. Опытные
данные по гидродинамике обобщаются следующими
эмпирическими зависимостями:
При dQ=3J мм (режим подвисания)
?op = l,73.103Rer0'902,
1??,м2-фг
при da=7,3 мм (пленочный режим)
§op=907Rer-0'343.
при da=7,3 мм (режим подвисания),
?OD = 2,29.10-17Re^83.
A0)
A1)
A2)
ьор
где Rer — число Рейнольдса для воздушного потока,
Rer = o>rda/vr;
vr — коэффициент кинематической вязкости
воздуха, м2/с.
Точность расчета по предложенным
зависимостям составляет для A0) и A1)— ±5% и для
A2)— ±10 %.
Особенности гидродинамики определяют
кинетику процессов переноса. С ростом скорости
адг вплоть до критического ее значения
термическое сопротивление системы R% падает (рис. 4, 5).
Причем наиболее интенсивный тепломассопере-
нос осуществляется в режиме подвисания, в
котором при неизбежном росте Rm (см. рис. 5)
из-за утолщения водяной пленки значительно
увеличивается линейная скорость воздуха и,
как следствие, падает величина Rr. Одяако
при d3=3,7 мм эти явления компенсируют друг
друга, поэтому в конечном итоге смена режимов
практически не сказывается на темпе изменения
суммарного сопротивления. Кинетика процессов
обмена для данной насадки с точностью ±5 %
описывается зависимостью
Sh = 6,8-10~3Re^61Re^55,
A3)
где
Sh—число Шервуда, Sn = d3/#2?>pr;
D — коэффициент диффузии, м2/с;
Rem — число Рейнольдса для водяной пленки, Rem =
vm—коэффициент кинематической вязкости воды,
м2/с
Более свободный слой (РН с d3=7,3 мм)
создает условия для лучшей турбулизации
воздушного потока и при «подвисании» падение
сопротивления Rr превалирует над ростом Rm. Для
данной насадки получены следующие
эмпирические зависимости: пленочный режим
Sh=6,67-10-3Re^4Re^27§ A4)
100
60
60
39
* х
^
d3=3jMM
х х хх
й^.
1,г
2,0 3,0 4>0шг,м/с
Рис. 4. Зависимость термического сопротивления
системы R„ от скорости газа wT для РН (мипласт) при
различных плотностях орошения qm:
X - </ж = 5,4; д - 7,2; А - П.4; О - 17,0; * - 21,1; Q -
28,6; ¦ — 33,1 м3/(м2-ч).
R,mz-c/kz
100
80
60
W
30
/в
Ъор
V.
Ь*^х
V
X
Ri
¦ i
-л "*х—
Rr '
AW4 ¦
чУ
i*X. -,
^*~Х^5
J**
"-*-хИ
Лк*г
"X.
1,3
ЬюГ,м/с
Рис. 5. Зависимость фазовых термических
сопротивлений R и коэффициента ?оР от скорости газа w? для
РН (мипласт) с da = 3J мм при дж = 5,4 м3/(м2-ч).
режим подвисания
Sh = 9,610"
5Rel,5 8
Re
0,27
A5)
Точность расчетов по формуле A4) составляет
±5 % и по формуле A5) — 10 %.
Следует отметить, что режим подвисания
существует здесь в очень узком диапазоне скорости
газа: 0,8—1,0 критического значения шг.
Кинетические и гидродинамические
характеристики в функции от wr имеют два экстремума,
соответствующих изменениям
гидродинамических режимов в аппарате. В зависимости*
характеристик от плотности орошения также есть
4*
27

критическая точка, начиная с которой при
дальнейшем увеличении qm величина Rz остается
неизменной, а ?оР растет (рис. 6), причем это
видно по зависимостям, полученным при
различных значениях шг (за исключением
минимального), т. е. при различных режимах
течения.
В. А. Гладков [2] рекомендует для
вентиляторных градирен рабочие значения <7Ж=5Ч-
-т-15 м3/(м2-ч). В. М. Рамм [5] для регулярных
насадок пленочных абсорберов указывает
следующие цифры: 10—12 м3/(м2-ч), подчеркивая,
что при больших значениях эффективность
изменяется незначительно, а затраты на
осуществление процесса существенно возрастают. Этот
факт объясняется тем, что с ростом qm
межфазовая поверхность увеличивается, но до
определенного момента, далее она становится не
зависящей от <7Ш (жидкостная пленка утолщается)
[5, 9]. В исследованном диапазоне диаметров
dQ C,7; 4,1; 7,3; 7,9 мм) оказалось, что
критическое значение я*ж не зависит от dQ (аналогичный
результат получен для нерегулярных слоев
[5]).
Для описания этого явления предлагается
безразмерный комплекс
W = Fi-жВо,
где Ргж — число Фруда, Ргж = q*J/gd3.
Корреляция опытных данных позволила
получить:
W = 2,б-10~4К~1>32- A6)
20fa мЩмЦ
Рис. 6. Зависимость термического сопротивления
системы #2 и комплекса i0p/N от плотности орошения
<7ж для РН (мипласт) с d3=3,7 мм при различных
скоростях газа wr-
D — о;г=1,0; д e \j; ± — 2,6; v — 3,4 м/с.
Как видно из рис. 6, значение W определяет
минимум зависимости отношения lol)/Nz от
?ж 1^2 — число единиц переноса,
^=^ir/(i;-ir)]
и соответствует оптимальной нагрузке по
жидкости.
Эмпирические уравнения A3)—A5) получены
на модулях высотой #=300 мм при начальной
температуре воды *ж=35 °С. Для пересчета на
другие условия можно рекомендовать:
Sh-cxtf-1'02; [A7)
Sh = c2;-°'61,
A8)
где сг и с2—коэффициенты пропорциональности.
Представленные зависимости для насадок,
составленных из мипластовых сепараторов, с
достаточной степенью точности описывают и
рабочие характеристики РН из рифленых листов
алюминиевой фольги.
Длительные испытания в производственных
условиях вентиляторных градирен с насадками
упорядоченной структуры дают возможность
рекомендовать значения эквивалентного
диаметра каналов 7—8 мм, при этом снижаются
требования к качеству первоначального водо-
распределения, обеспечивается надежность
работы аппаратов, сохраняется высокая
интенсивность процессов испарительного охлаждения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Безродный М. К. О режиме захлебывания
при противоточном течении пленки жидкости и
потока газа в вертикальных трубах. — Химическое
и нефтяное машиностроение, 1980, № 5.
2. Г л а д к о в В. А., Арефьев Ю. И.
Интенсификация охлаждения воды в пленочных
вентиляторных градирнях.— Водоснабжение и
санитарная техника, 1975, № 2.
3. Л и п а А. И., Дорошенко А. В.
Кинетические закономерности испарительного
охлаждения воды.— Рукопись депонирована в ВИНИТИ,
№ 1028—78, М., 1977.
4. Пушкин О. Л., Сорокин Д. Л.
Опрокидывание движения пленки жидкости в
вертикальных трубах.— Труды ЦКТИ им. И. И. Пол-
зунова, 1969, вып. 96.
5. Р а м м В. М. Абсорбция газов. М., Химия, 1976.
6. У о л л и с Г. Б., Маккенчери С.
Явление висящей пленки в вертикальном кольцевом
двухфазном потоке.— Труды Американского
общества инженеров-механиков. Теоретические
основы инженерных расчетов, 1974, № 3.
7. Alexeev V. P., Doroshenko A. V.—
Proceedings of the XV International Congress of
Refrigeration. Venezia, 1979, № B2—16.
8. Ferrando C.S., Hintze S. V.,
Perez A. A.—Ing. Quimica, 1979, №9.
9. G i a n e t t о A., Sicardi S.— Quad. Ing.
Chim. Ital., 1972, Vol. 8, № 6.
10. Mick ley H. S.—Chem. Eng. Prog., 1949,
Vol. 45, № 12.
11. Tezuka S., Fujita T.— Proceedings of
the XV International Congress of Refrigeration,
Venezia, 1979, № В1—49.
28

УДК Е36.24-982.001.5
Теплообмен при выпаривании пленки водного раствора
бромистого лития в вакууме
Канд. техн. наук А. Р. ДОРОХОВ, В. Н. БОЧАГОВ
СКВ «Энергохиммаш», г. Новосибирск
В генераторе абсорбционных бромистолитиевых
машин (АБХМ) оросительного типа
выпаривание водяного пара из водного раствора
бромистого лития, стекающего пленкой по
горизонтальным трубам, происходит при одновременно
протекающих процессах тепло- и массопереноса.
Существующая методика расчета генератора
АБХМ недостаточно учитывает это
обстоятельство.
В работе [1] приведен расчет совместно
протекающих процессов тепло- и массопереноса
при абсорбции на стекающей пленке и даны
следующие зависимости для теплового и
диффузионного критериев Нуссельта от определяющих
критериев:
NuT = l,06(PeT6/LI/3; A)
NuD = Уб7я/A + Ка/УПО (PeD6/L)°> 5, B)
где NuT — тепловой критерий Нуссельта,
а—коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К^;
6 — толщина пленки, м;
X — теплоемкость жидкой фазы, Вт/(м-К);
Рет — тепловой критерий Пекле,
Рет = RePrT;
Re—критерий Рейнольдса,
Re = /7T|;
Г—плотность орошения, кг/(м-с);
ц—динамическая вязкость, Па-с;
L — линейный параметр, м;
Nil/) — диффузионный критерий Нуссельта;
т°~ pDd(TCT-T0)>
gn—удельный поток пара, кг/с;
р — плотность жидкой фазы, кг/м3;
D — коэффициент диффузии, м2/с;
d — коэффициент в линейной аппроксимации
зависимости
I от C=l--j|o-=dr + 6;
?— концентрация LiBr в растворе, %;
Т — температура, СС;
b — постоянный коэффициент;
^ст, Т0 — температура стенки и жидкости, СС;
Ка — критерий фазового превращения Кутателадзе,
г \d\
Ка — ~ \
г — удельная теплота фазового превращения, Дж/кг;
ср — теплоемкость жидкой фазы, Дж/(кг-К);
Lu — критерий Льюиса,
ЫХ Lu = a/D;
за-
а — температуропроводность, м2/с;
*с" PeD — диффузионный критерий Пекле,
1Ь-
H- PeD = НеРгд;
~а' Рг?> — диффузионный критерий Прандтля,
ра
lb- PrD = v/D;
v—кинематическая вязкость, м2/с»
)Са В опытах по абсорбции водяного пара сте-
1е_ кающей пленкой водного раствора бромистого
ш_ лития [6] было показано, что зависимость B)
их удовлетворительно описывает результаты
эксперимента в диапазоне изменения
определяющего комплекса 200<PeD6/L<103, если в ка-
0) честве линейного параметра принять длину по-
B) луокружности.
Рассматривая процесс десорбции в
соответствии с теорией совместного тепло- и массопереноса,
предложенной в работе [1], целесообразно
экспериментально проверить формулы A) и B)
применительно к процессу десорбции.
Необходимость такого исследования следует также
из того, что формулы для расчета коэффициентов
тепло- и массопереноса, рекомендуемые в этой
работе, получены при ряде упрощающих
предпосылок и нуждаются в экспериментальной
проверке. Кроме того, возможность применения
этих формул, полученных для ламинарного
режима стекания пленки, к расчету процессов
тепло- и массопереноса в диапазоне чисел
Рейнольдса, соответствующих ламинарно-волновым
режимам ее стекания, не очевидна и требует
привлечения дополнительных гипотез, в частности,
гипотезы о перемешивании жидкости,
стекающей с горизонтальной трубки.
Для выполнения поставленной задачи
достаточно исследовать теплоотдачу к стекающей
'И-
и пленке и сопоставить полученные результаты с
расчетом по формуле A).
Экспериментальное исследование проводили
на стенде, схема которого приведена на рис. 1.
Рабочие среды — раствор LiBr и водяной пар
циркулировали по двум замкнутым контурам.
В генераторе-испарителе 1 установлен экс-
;е периментальный участок — однорядный пучок
из шести медных трубок наружным диаметром
19 и длиной 250 мм, покрытых слоем серебра
толщиной 5 мкм. В стенках трубок в фрезеро-
29

Рис. 1. Принципиальная схема экспериментального
стенда:
/I —[генератор-испаритель; 2 — конденсатор; 3 — змеевик
конденсатора; 4 — ороситель; 5 — экспериментальный ряд труб;
6 — теплообменник; 7 — ротаметр; 8 — центробежный насос;
9 — теплообменник.
ванные пазы впаивали медные капилляры, в
которые помещали термопары для измерения
температуры стенки. Внутри каждой трубки был
вмонтирован электронагреватель.
Раствор из нижней части испарителя насосом
8, через ротаметр 7, теплообменник 6 подавался
в ороситель 4 и стекал тонкой пленкой по
трубам. Водяной пар, выпариваемый из раствора,
поступал в конденсатор 2, где конденсировался
на змеевике 3, охлаждаемом водой, затем
жидкость стекала в генератор 1 и смешивалась с
раствором.
В эксперименте определяли: концентрацию
раствора s(LiBr!^rH0 100%) и его температуру
Т0, °С, перед подачей в ороситель; температуру
стекающей пленки Тш, °С, до и после 5-й и
6-й трубок; температуру стенки этих трубок
Тст, °С; плотность теплового потока q, Вт/м2;
расход раствора Gp или плотность орошения
r=Gp/2 U кг/(м-с).
Коэффициент теплоотдачи а, Вт/(м2-К),
рассчитывали по формуле:
В качестве рабочих жидкостей в опытах
использовали дистиллированную воду и водный
раствор бромистого лития начальной
концентрацией ?=58 %, приготовляемый растворением
LiBr (ТУ 6—14—74) в дистиллированной воде.
Его теплофизические свойства брали по данным
диссертационной работы В. Лёвера.
Определяли зависимость коэффициента тепло
отдачи от теплового потока и плотности ороше
ния. Опыты проводили в режимах, близких к
режимам работы генератора АБХМ, при
давлении водяного пара /?=10 кПа, плотности
орошения Г=0,05~0,25 кг/(м-с) и удельном тепловом
потоке <7=E-ь50)-103 Вт/м2. Опыты с водой
были поставлены в целях отработки методики
эксперимента. В исследованных случаях имело
место поверхностное испарение, кипение в
пленке отсутствовало.
Влияние теплового потока на коэффициент
теплоотдачи в исследованном диапазоне q
оказалось небольшим, в пределах погрешности
эксперимента, поэтому эти данные не приводятся.
На рис. 2 показана зависимость коэффициента
теплоотдачи от плотности орошения при q=
= 18 • 103 Вт/м2. Удовлетворительное
совпадение данных по испарению водяной пленки с
аналогичными данными работы [3] позволяет
говорить о приемлемой точности методики
эксперимента. Данные по нагреву водяной пленки
[5] ниже полученных на 10 %.
В пределах погрешности эксперимента
результаты опытов с водным раствором бромистого
лития согласуются с данными работы [4] и почти в
два раза превышают данные работы [2].
Характер зависимости коэффициента теплоотдачи
от плотности орошения такой же, как и в опытах
других авторов, а именно а—Г0»26.
В соответствии с теорией, изложенной в
работе [1], экспериментальные данные обобщали
в NuT, PeT 8//,-координатах. При этом толщину
пленки б рассчитывали по рекомендациям
работы [2], а в качестве линейного параметра L,
как и в работе [6], принимали длину
полуокружности трубки. Правомерность сопоставления ре-!
а =
Т^ст ¦
D)
Температуру стенки Тст определяли как
среднее арифметическое из показаний трех термопар,
расположенных в медных капиллярах в
верхней, средней и нижней точках трубки,
температуру жидкости — термопарами, орошаемыми
стекающей жидкостью. Все термопары имели
индивидуальную градуировку. Тепловой ноток q
находили по электрической мощности,
подводимой к электронагревателям экспериментальных
участков. Точность определения коэффициента
теплоотдачи 10%.
10*\
в
2
-
-
V
Г *
8
1
Ъ
\
9,
В
%
1
11ИИ
р^
i
3
1
-/
3 4 5 6 7 8 910'
3 4 5Г,кг/(м-с)ъ
Рис.2. Зависимость ' коэффициента теплоотдачи а от
плотности орошения Г:
© —- вода, ф — раствор LiBr | =58 % (авторы); / — данные
[3]; 2 — данные [5]; 3 — данные [4].
30

зультатов расчета для пленки, стекающей по
вертикальной поверхности, с данными по
теплоотдаче к пленке жидкости, стекающей по
горизонтальным трубам, подтверждается тем, что
известные расчетные зависимости для пластины
и цилиндра, например, Нуссельта,
незначительно отличаются постоянным коэффициентом
при сохранении общей структуры расчетных
зависимостей.
На рис. 3 результаты авторов, а также других
исследователей обобщены в безразмерных
координатах и сопоставлены с результатами расчетов
по формуле A). Видно, что данные для
различных случаев теплоотдачи к пленке жидкости
(десорбция, прогрев, испарение)
удовлетворительно обобщаются в указанных координатах
и при небольших значениях определяющего
параметра Ре 6/L<6 согласуются с расчетом.
Это позволяет говорить о справедливости для
рассмотренных условий модели «начального»
теплового участка [1], когда в пределах длины
пробега пленки тепловой пограничный слой при
прогреве не успевает выйти на поверхность
пленки или при испарении или десорбции
сомкнуться с тепловым пограничным слоем,
развивающимся от поверхности пленки.
С увеличением определяющего комплекса
расхождение расчетных и экспериментальных
данных возрастает. Для проведения практических
расчетов в диапазоне 1<Рет S/L<20 можно
рекомендовать зависимость
NuT = l,03(PeT6/IH'46, E)
где Ргт—тепловой критерий Прандтля,
PrT = v/a.
Результаты расчета по зависимости E)
представлены на рис. 3 сплошной линией. Возможной
причиной расхождения расчета по формуле
A) и эксперимента является изменение
гидродинамического режима стекания пленки.
Поскольку теория, изложенная в работе [1 ], справедлива
при ламинарном стекании пленки, то очевидно,
что приведенная аппроксимация опытных
данных E) справедлива до^критического значения
о/
1 ф2
-•3
ф4
*5
^
ш.
#&
«JL
Й
^.*г
а
и
г*ф
*¦•*"'
К 8
\--
е
^-"
i
э ь
R
^Ы_ I I 111 | L_lJ l_l
10° 2 4 6 8 Ю1 2 4- 6Pe,$lL
Рис. 3. Обобщенные экспериментальные данные по
теплоотдаче в NuT, Рет67/,-координатах:
1,2 — вода и водный раствор LiBr (авторы); 3 —данные [5];
4 — данные [4]; 5 — данные [з].
— расчет по формуле A); расчет по формуле E).
-
-
'
• ^^
э
\*
1
о
о
Гк
О
i
о
i
•>
_|
W2 2 3 4-5678 9PeDSlL
Рис. 4. Обобщенные экспериментальные данные по мас-
соотдаче при абсорбции и десорбции в Niio,'Pej>6/L-Ko-
ординатах:
• — расчет десорбции (авторы); © — данные по абсорбции [б];
— расчет по формуле B).
числа Рейнольдса, соответствующего переходу
к турбулентному режиму.
По результатам измерений теплоотдачи были
рассчитаны характеристики массопереноса с
использованием уравнений материального и
теплового баланса в виде:
Gn = Qln F)
an = AgGp/g, G)
где Gn, Gp — расход пара и раствора, кг/с;
Q — общий расход пара, кг/с;
Ag — разность концентраций раствора до и
после экспериментального участка.
По значению А | в уравнении G)
рассчитывается коэффициент массоотдачи и
диффузионное число Нуссельта NuD. На рис. 4 результаты
расчета массоотдачи при десорбции
сопоставлены с данными по абсорбции водяного пара
водным раствором бромистого лития и с расчетом
по формуле B).
Поскольку из графика следует, что
сопоставление вполне удовлетворительно, возможно
использовать формулу B) для практических
расчетов массоотдачи, сопровождающейся
тепловыделением на границе раздела фаз.
Таким образом, в работе экспериментально
показана возможность расчета взаимосвязанного
тепло- и массопереноса при абсорбции и
десорбции в соответствии с теорией, развитой в
работах В. Е. Накорякова и Н. И.
Григорьевой [1].
Для практических расчетов рекомендуются
формулы B), E).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Накоряков В. Е., Григорьева Н. И.
О совместном тепло- и массопереносе при
пленочной абсорбции.— В кн.: Теплообмен и
гидрогазодинамика при кипении и конденсации.
Новосибирск, 1979.
2. Овенко Ф. А., Балицкий С. А.
Исследование теплоотдачи в горизонтальном
оросительном теплообменнике со стороны орошения.—
Химическое и нефтяное машиностроение, 1966, № 9.
3. Р у б и н о в Е. А., Бурдуков А. П.
Исследование процесса теплообмена пди стекании пле-
31

нок воды по горизонтальной трубе в вакууме.—
Химическое и нефтяное машиностроение, 1977, № 2.
4. Тобилевич Н. Ю., Б а л и ц к и й С. Н.,
Грицак В, Т. Исследование теплоотдачи при
кипении водного раствора' бромистого лития в
горизонтальных оросительных регенераторах.—В кн.:
Теплоотдача при изменении агрегатного состояния
вещества. Киев, 1966.
5. Чумаченко А. Д. Исследование теплоотдачи
при^ орошении горизонтальных теплообменных
труб.— Химическое и нефтяное машиностроение,
1971, № 1.
6. Экспериментальное исследование мас-
соотдачи к стекающим пленкам жидкости/В. Е. На-
коряков, А. П. Бурдуков, Н. П. Дерий и др. —
В кн.: Тепло- и массоперенос в абсорбционных
аппаратах; под ред. С. С. Кутателадзе и В. Е. Нако-
рякова. Новосибирск, 1979.
УДК 662.998.001.24:643.353.97
О выборе толщины изоляции для бытового холодильника
Канд. техн. наук В. И. ДМИТРИЕВ, В. М. ПРИСАКАРЬ
Кишиневский политехнический институт им. С. Лазо
Расход электроэнергии в бытовом холодильнике
зависит от качества изоляционной конструкции
шкафа, которое, прежде всего, определяется
свойствами и толщиной изоляционного
материала. Чем ниже значение коэффициента
теплопроводности Яиз и больше толщина слоя изоляции
биз, тем меньше теплопритоки в холодильный
шкаф и тепловая нагрузка на холодильный
агрегат, определяющая размеры теплообменной
аппаратуры и холодопроизводительность
компрессора, и наоборот.
Поэтому при проектировании бытового
холодильника целесообразно уделять внимание не
только первоначальной стоимости его
изготовления, но и стоимости последующих
эксплуатационных затрат.
Авторами сделана попытка оценить
оптимальную толщину различных изоляционных
материалов для шкафа исходя из минимальной
общей стоимости бытового холодильника,
включающей стоимость изготовления и
эксплуатационных затрат. Аналогичный подход принят в
статье [5] при определении оптимальных
параметров изоляционной конструкции
холодильника общей емкостью 260 дм3. Авторами
проведен анализ для холодильников емкостью 120,
200, 280 дм3, входящих в параметрический ряд.
В качестве изоляционного материала
рассматривали пенополистирол и пенополиуретан, так
как в настоящее время они имеют лучшие теп-
лофизические и эксплуатационные
характеристики.
Для определения теплопритоков к
холодильному шкафу от окружающего воздуха
необходимо знать зависимость коэффициента
теплопередачи ограждения k от толщины
изоляционного материала биз в широком диапазоне ее
изменения. Коэффициент теплопередачи k
рассчитывали по формуле для коэффициента
теплопередачи плоской стенки.
Термические сопротивления наружного
корпуса и внутренней камеры шкафа холодильника
не учитывали ввиду их малого значения.
Коэффициенты ан иаВн, определенные
экспериментально, составили: ан=6,0 и аВн=5,5 Вт/(м2-К).
Значения Хт заимствованы из работы [2].
В расчете приняты значения Яиз для
пенополиуретана 0,029 и для|| пенополистирола 0,052
Вт/(м-К), с учетом ухудшения этих показателей
в эксплуатационный период.
На рис. 1 представлена зависимость
коэффициента теплопередачи k для пенополистирола
и пенополиуретана от толщины изоляции биз.
Наибольшее влияние на коэффициент
теплопередачи наблюдается при малых значениях биз,
с увеличением толщины изоляции оно
ослабевает.
Тепловой расчет холодильника, необходимый
для определения эксплуатационных расходов,
а также для выбора элементов холодильного
агрегата (компрессора, конденсатора,
испарителя), проводили по выражению:
Qo = Qi + Q2 + Qs + Q4, fl)
где Qi, Q2, Q3, Q4 — теплопритоки от наружного воздуха
через ограждения, грузов,
наружного воздуха при открывании двери,
наружного воздуха через дверное
уплотнение, Вт.
f>6
1,2
0,8
0,01 0,03 0,05 0,07 0,00 0,/f 0,f3 0,15 0,17 &из,М
Рис. I. Зависимость коэффициента теплопередачи k от
толщины изоляции биз:
1 — пенополистирол; 2 — пенополиуретан.
1
\\
\
\
\ \
\
ч
^
*^^с
/
"Т7"
—"
32

Теплоприток через ограждения Q± '
рассчитывали по формуле:
Qi = kF(tn-tKaM), B)
где F — наружная поверхность ограждения
холодильного шкафа, м2;
^н — расчетная температура окружающей среды,
принятая равной 32 СС;
^кам — среднеобъемная температура внутри
холодильного шкафа, равная 3,3 °С.
Теплоприток от грузов Q2 определяли
согласно работе [5] по выражению:
Q<i = qv> I
C)
где q— удельная тепловая нагрузка, Вт/дм3, q = 0,06;
у — емкость холодильника, дм3.
Теплоприток Q3 находили по формуле,
приведенной в работе [2]:
Q3 = axVxPx (in. в ~ ix. в) + «мУмРм (in. в — *м. в), D)
где ах, ам — кратность обмена воздуха в холодильной
и морозильной камерах, принимаемая в
расчетах, ах = 10-7-15 и ам=24-3 объемов
в сутки;
Vx, Vm — объемы холодильной и морозильной
камер, м3,
Vx = 0,9Уобщ, Vm = 0,1УобЩ;
Уобщ—общий объем камеры холодильника, м3;
Рх» Рм — плотность воздуха в холодильной и
морозильной камерах, кг/м3, Рх = 1,270,
рм = 1,353;
in в — теплосодержание наружного воздуха,
кДж/кг, iH. в = 79,6;
ix. в, *м.в— теплосодержание воздуха в холодильной
и морозильной камерах при принятых
температурных и влажностных условиях,
кДж/кг, ix. в=17,0, 1м. в = — 9,0.
На основании расчетов авторов, а также
данных работы [4], значение теплопритока Q4
принято равным 0,1 Q0.
Если условно принять срок службы бытового
холодильника 15 лет, то эксплуатационные
расходы за этот период при стоимости
электроэнергии 0,04 руб/(кВт-ч) составят:
3p = jV9z0,04, E)
где N3 — мощность компрессора, кВт, Nq = Q0/e;
е — холодильный коэффициент, значение которого
на основании анализа, проведенного в работе
[4], и результатов расчетов, выполненных
авторами, принято равным 0,75;
г — общая продолжительность непрерывной
работы холодильника, ч, z = 131 400.
Зависимость расчетных значений
эксплуатационных расходов от толщины изоляции
представлена на рис. 2. С увеличением толщины
изоляции эксплуатационные расходы особенно
заметно уменьшаются при малых толщинах
изоляции, причем величина эксплуатационных
расходов для холодильников одной и той же
емкости при использовании пенополистирола
в качестве изоляционного материала
существенно выше.
0,01 0}03 0,05 0,07 0,09 0,11 0,15 0,15 Q17 dU3,M
Рис. 2. Зависимость эксплуатационных расходов от
вида и толщины изоляционного материала для емкостей
холодильников:
/—280 дм3; 2 — 200 дм3; 3 — 120 дм3.
—- пенополиуретан; полистирол.
Общую стоимость изготовления холодильников
определяли как сумму стоимости материалов и
трудовых затрат, на основании действующих в
настоящее время нормативов и цен.
Так, стоимость изоляции определяли по
выражению:
Сиз — Уиз^из» F).
где Киз — объем изоляции, определяемый в зависимости
от геометрических размеров холодильного
шкафа и толщины изоляционного слоя, м3,
Уиз = ^из;
СИЗ"
Md изоляционного материала,
- стоимость 1
руб.
По действующим в настоящее время
ценам стоимость пенополистирола составляет
23,75 руб/м3, пенополиуретана —140,0 руб/м3.
Зависимость стоимости изоляции от ее
толщины представлена на рис. 3. Стоимость изоля-
/20
/00
60
60
20
О
0,0/ 0,03 0,05 0,07 0,09 0,11 0,13 Q/f Ц170аз,М
Рис. 3. Зависимость стоимости изоляции Сиз от
толщины изоляции би3 для холодильников различных ем-
костей (обозначения см. на рис. 2).
f^~.
.jr--=
sss
~=z
1
_,J
I
\
У
=ы
\ \
21
Ы
V
A
и
33

ции из пенополиуретана значительно больше,
чем из пенополистирола, особенно при больших
толщинах изоляции.
Для определения стоимости листовой стали,
расходуемой на изготовление холодильного
шкафа, площадь его обшивки рассчитывали по
наружным размерам, определяемым как сумма
внутреннего размера шкафа и удвоенной
толщины изоляции.
Для обшивки холодильного шкафа на
отечественных холодильниках применяют в
основном листовую холоднокатаную сталь Б0811Н10
стоимостью 0,21 руб. за 1 кг, или 1,2 руб. за
1 м2.
Стоимость листовой стали Слс в зависимости
от толщины изоляционного слоя представлена
на рис. 4.
Тепловая нагрузка на конденсатор равна
Qk = 0a(i2— i3);
Ga = Qo/(*i-«.
следовательно,
Qk =
h — H
где ii, ?2, /3 — энтальпии пара, выходящего из
испарителя, поступающего в конденсатор, и
жидкого рабочего вещества, выходящего
из конденсатора, кДж/кг.
Значения энтальпий, кДж/кг, узловых точек
цикла при принятых условиях: температуре
конденсации /к=50 °С, кипения г0=—20 °С,
перегрева t2=70 °C, переохлаждения ^^О °С
и работе на хладагенте R12 составили: ix=
=605,02; /2=572,38; t3=465,48.
В результате получена расчетная зависимость
для определения величины QK:
Qk = 1,28Q0. (8)
Теплопередающую площадь поверхности
конденсатора определяли из выражения:
Qk
(9)
wKmKJ
где kK — коэффициент теплопередачи конденсатора,
Вт/(м2-К), по данным работы [1] и опытным
значениям принят равным 10;
3
1
0,01 0,03 0,05 0,07 0,09 0,11 0,13 0,15 0,17$из,М. ¦
Рис.4. Зависимость стоимости листовой стали Сл.с
от толщины изоляции би3 для холодильников емкостью:
7—280 дм3; 2 — 200 дм3; 3 — 120 дм3.
А^к — разность между температурами конденсации и
окружающей среды, °С.
Так как расчет проводили для температуры
окружающей среды 32 °С, то значение AtK
составило 18 °С.
Стоимость изготовления конденсатора
определяли исходя из действующих в настоящее
время расценок, в соответствии с которыми 1 м2
площади поверхности конденсатора стоит ~8 руб.
Зависимость стоимости изготовления
конденсатора от толщины изоляции показана на
рис. 5.
Требуемую площадь поверхности испарителя
определяли из выражения:
где &и—коэффициент теплопередачи испарителя,
Вт/(м2-К), по справочным данным [5] он
составляет 3,5-г7,0 при плотности теплового
потока 454-230 Вт/м2, при рабочих условиях &и
принят равным 7,0;
А^и — разность между среднеобъемной температурой
воздуха внутри холодильного шкафа и
температурой кипения, при рабочих условиях
принята равной 23,3 °С.
Исходя из действующих расценок, стоимость
1 м2 площади поверхности прокатно-сварного
испарителя составляет в среднем 23 руб. На
основании этих данных была рассчитана
стоимость изготовления испарителя (рис. 6).
Особенностью проводимого анализа является
то, что в стоимость изготовления холодильника
включены лишь переменные составляющие
стоимости, рассмотренные выше, а также стоимость
компрессора, которая по существующим ценам
равна 31 руб. Такие постоянные составляющие,
как затраты на реле температуры, освещение,
стеллажи холодильника и т. д., не включали в
стоимость изготовления, что отразилось на
абсолютной величине стоимости, но не повлияло
на окончательные выводы.
0 0,01 0,03 0,05 0,07 0,09 0,11 0,13 0,15 0,17 dU3,M
Рис. 5. Зависимость стоимости изготовления
конденсатора Ск от вида и толщины изоляции би3 для
холодильников различных емкостей (обозначения см. на
рис. 2).
34

CM,pjj5_
26
22
18
14
10
О 0,02 0,04 0}06 0,08 0710 ОД 0,14 0:16 0,180из,м
Рис. 6. Зависимость стоимости изготовления
испарителя Си от вида и толщины изоляции би3 для
холодильников различных емкостей (обозначения см. на рис. 2).
\
\
\
\
Л
\\
1 \s
>
\
\
NX
Vs.
*vi
>
\
>4
^s^
s
•^
2
J
J
±
T
i
Cx,py(F
0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18 ди5,м
Рис. 7. Зависимость общей стоимости холодильника
Сх от толщины изоляции би3 для холодильников
различных емкостей (обозначения см. на рис. 2).
Значения общей стоимости, полученной
суммированием стоимости изготовления и
эксплуатационных затрат, показаны на рис. 7.
На основании выполненной работы можно
сделать следующие выводы.
— Значения оптимальной толщины изоляции
(определяющие минимум общей стоимости) выше
практически применяемых значений. Они достигают
80— ПО мм для пенополиуретана и превышают
180 мм для пенополистирола, что свидетельствует
о необходимости критического подхода к
существующему обоснованию выбора толщины
изоляционной конструкции.
— При практически применяемых толщинах
изоляции B5—65 мм) общая стоимость
оказывается ниже в случае применения
пенополиуретана. Так, при толщине изоляции 6ИЗ=40 мм
это различие составляет примерно 30 %.
— На величину общей стоимости решающее
влияние оказывают эксплуатационные затраты,
которые в будущем могут возрасти из-за
увеличения стоимости электроэнергии [3]. Поэтому,
учитывая массовость производства и применения
бытовых холодильников, серьезное внимание
должно быть уделено совершенствованию их
теплоэнергетических характеристик.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Малые холодильные установки и холодильный
транспорт. Справочник. М., Пищевая
промышленность, 1978.
2. Петров А. М., Фишман Б. Е. Бытовые
машины и приборы. М., Легкая индустрия, 1973.
3. Э г л и т А. Я- Выбор рациональной толщины
— Холодильная техника,
слоя
1980,
Каг
1963,
Меи
тепловой
№ 1.
am H.
January.
tzner
Kaltetechnik,
ИЗОЛЯЦИИ. —
1м
к.,
1971,
К г е i г
F i e с
№ 3.
ег Н.
ASHRAE J.,
. — Luft- und
УДК [725.355:69.025.3].001.24
Расчет величины сопротивления паропроницанию
обогреваемых полов зданий холодильников
Е. Ф. ДУРАНОВ, канд. техн. наук А. Г. ГИНДОЯН
ЦНИИпромзданий
Натурными исследованиями установлено, что
теплозащитные свойства обогреваемых полов
зданий холодильников, расположенных на
грунтах, через 10—15 лет эксплуатации снижаются
в 1,5—2 раза. Это приводит к увеличению теп-
лопритоков в холодильные камеры и,
следовательно, возрастанию эксплуатационных затрат,
к снижению эффективности мероприятий по
защите зданий от морозного пучения грунтов.
Гидро- и пароизоляционные слои конструкци i
полов полностью'не предотвращают увлажнение
материалов теплоизоляции, а лишь ограничивают
его. Следовательно, для обеспечения
долговечности теплоизолированных конструкций
обогреваемых полов необходимо выбрать соответст-
35

вующие величины сопротивления
паропроницанию пароизоляции. Интенсивность влагона-
копления зависит от расположения плоскости
конденсации по сечению конструкции пола.
Если плоскость конденсации находится в слое
теплоизоляции, то она смещается в зону более
высоких температур, что приводит к более
интенсивному увлажнению [1].
Увлажнение теплоизоляции пола минимально,
если плоскость конденсации находится между
подстилающим бетонным слоем покрытия пола
и теплоизоляцией (рис. 1). Обеспечение этого
условия достигается устройством пароизоля-
ционного слоя с соответствующим
сопротивлением паропроницанию.
Очевидно, что имеется некоторое предельное
состояние увлажнения теплоизоляции, при
котором ее теплозащитные свойства настолько
ухудшаются, что ежегодные эксплуатационные
затраты на обслуживание конструкции полов
становятся равными приведенным затратам на их
замену или реконструкцию. Тогда дальнейшая
эксплуатация полов становится экономически
нецелесообразной. Сопротивление
паропроницанию слоя пароизоляции должно быть таким,
чтобы предельное состояние увлажнения
наступило в конце срока службы холодильника.
Рис. 1. Расчетные схемы:
а-,к=-4°С; б-,к=-10°С; в - *к=-20 °С; г - *к =
= —30 °С; 1 — покрытие пола; 2 — подстилающий слой; 3—
слой песка; 4 — цементно-песчаная стяжка; 5 — слой
теплоизоляции из керамзитового гравия; 6 — пароизоляционный слой;
7 — плита электрообогрева; 8 — подстилающий слой; 9 —
основание пола; 10 — грунт основания; 11 — слой теплоизоляции
из ПСБ-С; 12 — линия распределения температуры; 13 —
E(t) — линия распределения максимальных парциальных
давлений водяных паров; 14—е(/) — линия распределения величин
действительных парциальных давлений водяных паров.
Таким образом, формулируются два условия
расчета требуемого сопротивления
паропроницанию слоя пароизоляции:
зона конденсации пара должна быть в
плоскости сопряжения теплоизоляции и бетонного
подстилающего слоя покрытия пола;
предельное экономически допустимое
увлажнение теплоизоляции достигается в конце срока
службы конструкции пола.
В целях выполнения первого условия
сопротивление паропроницанию для однослойной
конструкции определяют по формуле:
E(to6)-E(tK)
Rn
dE dt
^и dt dz
#n'
A)
t=t%
где Rn, R™ — сопротивление паропроницанию
элементов пароизоляции и теплоизоляционного
слоя;
Е (^об), Е (^к) — максимальная упругость водяного пара
при температурах обогревающей плиты
t0Q =2°C и воздуха камеры /к;
\хи — коэффициент паропроницаемости
материала теплоизоляции;
dE
dt
dt
dz
- производная максимальной упругости
водяного пара по температуре;
• градиент температуры по сечению
теплоизоляции.
В связи с тем что основной перепад температур
наблюдается в теплоизоляционном слое, можно
температуру в плоскости конденсации считать
равной температуре камеры.
Учитывая, что:
?(^об) = const;
;^И 1111111111L
j<-
;^fflllllllllLl
JJSB
а
55 V
5
I 0.0:0о J.ofO.0.0°„\
to
V—
NMNMIl
*?
0 -10 -20 -30
100 ml so о 700
t,QC
^HllllllllllI
?,Oa
*$
iyn \ Е(Щ
5*
IS
жммтт®
Q'.Q :'.Уо(Р:о 'S> ZP'o
№шуЛЯ>ш
36

dt
dz
«об-
би
dE
dt
1
t-t ='«*>: i^:
яг.
где би — толщина теплоизоляции;
формула A) запишется в виде:
const -
и Г const - ф fa) I _
^n-«n[^(y(fo6_<K) IJ-(P »)*„•
B)
где Р — коэффициент, учитывающий зависимость
сопротивления паропроницанию конструкции пола
от температуры воздуха холодильной камеры.
Численные значения функций ср (/к) и / (?к)
табулированы и приведены в литературе,
например [3]. Вычисленные значения
коэффициента Р для различных температур tK приведены
ниже.
*v
р
—4
1,20
— 10
1,55
—20
2,80
—25
3,82
—30
5,30
—40
12,40
Для конструкций полов, теплоизоляция
которых выполнена в два слоя с различными теп-
лофизическими свойствами материалов,
величина требуемого сопротивления
паропроницанию, исходя из условия конденсации под под-,
стилающим слоем покрытия пола, определится
из выражения:
«n = P"irU-Ki+4). C)
где /?i, R2—термическое сопротивление первого и
второго слоя теплоизоляции;
«пр «п2 —сопротивление паропроницанию первого и
второго слоя теплоизоляции.
Сформулированное второе условие расчета
сопротивления паропроницанию пароизоляцион-
ных слоев, исходя из достижения предельного
состояния увлажнения теплоизоляции, как
экономический факторj выражается следующим
образом:
[Эф>?нКр + Зь D)
где Эф — фактические эксплуатационные расходы на
1 м2 конструкции пола в предельном состоянии
увлажнения теплоизоляции;
Еп — нормативный коэффициент эффективности
капитальных вложений;
К$ — единовременные затраты на замену или
реконструкцию 1 м2 пола;
Э\ — эксплуатационные затраты на 1 м2 вновь
проектируемой конструкции пола.
Тогда требуемое сопротивление
паропроницанию пароизоляционного слоя Rn из условия
достижения предельного состояния увлажнения
теплоизоляции конструкции пола в конце срока
службы холодильника определяют по формуле:
, [E(t0(i)-E(tK)]T
«п - &w&n у
E)
где т — нормативный срок службы конструкции пола,
принимаемый равным 50 лет;
&w — предельная величина увеличения влажности
теплоизоляционного слоя за весь срок
эксплуатации конструкции пола, определяемая из
неравенства D), кг/м3.
На основе формулы D) экономически
допустимое предельное увеличение
эксплуатационных затрат АЭ запишется в виде:
АЭ = Эф — Э1 = ЭяК1>. F)
Раскрывая содержание эксплуатационных
затрат по исходным параметрам, получим:
3600ft (tof5 — tK) {тхСх + т2Ст) _^
«оф
Еи,К$ = •
3600ft (to6 — /Kj (тгС* + щСт)
«01
G)
где п — число часов работы холодильных камер в году;
mi — переводной коэффициент стоимости 1 Дж
холода, зависящий от температуры в холодильных
камерах:
Сх — стоимость 1 Дж холода;
пг2—коэффициент, учитывающий потери энергии в
системе электрообогрева пола;
Ст — стоимость 1 Дж тепла системы обогрева;
«оф— фактическое сопротивление теплопередаче
конструкции пола в предельном состоянии;
«oi—сопротивление теплопередаче проектируемой
конструкции пола.
Учитывая, что
би
би
Я°Ф = Кф и *о1 = хс >
формулу G) можно представить в виде:
1 ?н#рби
ДА —= Аф—Aq =
3600 п (t0Q — tK) (/щСх + maCT)
-, (8)
где Яф — коэффициент теплопроводности теплоизоляции
при экономически допустимом пределе ее
увлажнения;
Хс — коэффициент теплопроводности теплоизоляции
при ее сухом состоянии.
Изменение коэффициента теплопроводности
теплоизоляционных материалов от влажности
подчиняется устанавливаемому
экспериментальным путем закону. Для большинства
традиционных теплоизоляционных материалов
закономерность изменения приводится в работе [2],
поэтому зависимость А,ф=/(о>) можно считать
известной. Приращение коэффициента
теплопроводности т] при увеличении влажности
материала на 10 кг/м3, или 1 %, можно определить из
выражения:
V=Ac. [(9)
Т) = -
АтлАс
В табл. 1, поданным работы [2], для
теплоизоляционных материалов с различными
свойствами, применяемых в конструкциях полов,
приведены значения г], которые позволяют с
достаточной для практических расчетов точностью
оценить изменения X.
37

Таблица 1
Плотность Vo»
кг/м3
300
350
400
450
500
550
600
650
700
750
800
850
900
950
1000
Пористость
v,_%
88
86
85
82
81
79
77
75
73
71
69
67
| 65
1 63
62
Коэффициент

теплопроводности хс у
Вт/(м-К)
0,090
0,100
0,110
0,115
0,120
0,130
0,140
0,155
0,160
0,170
0,180
0,190
0,210
0,220
0,230
Коэффициент
гр 1-0», м3/кг
19,30
17,70
16,30
15,35
14,30
13,45
12,65
12,00
11,50
11,05
10,70
10,45
10,15
9,90
9,80
n-W3,MJ/M
На рис. 2 приведена зависимость изменения
приращения коэффициента теплопроводности при
отрицательной температуре неорганических
теплоизоляционных материалов от плотности при
увлажнении на 1 %. Так как свойства
теплоизоляции ухудшаются в основном в результате
влагонакопления, то коэффициент
теплопроводности увеличивается до значения Кф
пропорционально возрастанию влажности. Из
выражения (9) имеем:
АХ = Хф — Хс = v\AwXc.
(Ю)
Подставляя значение АХ из формулы A0) в (8),
получим экономически допустимую величину
повышения объемной влажности
теплоизоляционного слоя конструкции обогреваемого пола
за весь срок службы:
1 _^н^и (П)
A™-3600 nr\Xc(t06-
• ^к) (miCx + ЩСТ)
При подстановке значений Ашв формулу E)
определим величину требуемого
сопротивления паропроницанию из условия достижения
предельного увлажнения теплоизоляции в
конце срока службы пола:
#п =
3600TttTj?tc (тгСх + т2СТ)
X
Х[?(*об)-Я(У]('об-'к).
A2)
В табл. 2 приведены примеры расчета
требуемого сопротивления паропроницанию паро-
изоляции электрообогреваемых полов. Исходя
из расчетов принимается:
для камер с tK=—4 °С — один слой рубероида
РЭМ-350 с пластичным покровным слоем;
для камер с tK=—10 °С — один слой гидро-
изола ГИ-Г с #п=1,3 м2-ч-МПа/кг;
го
15
10
300 500 700 900]о,кг/цЗ
Рис. 2. Зависимость изменения приращения
коэффициента теплопроводности при отрицательной
температуре неорганических теплоизоляционных материалов от
плотности при увлажнении на 1 % объема.
С *к=-
-20 °С — один слой
6=0,2 мм с #п=
для камер
полиэтиленовой пленки
=7,63 м2-ч-МПа/кг;
для камер с tK=—30 °С — два слоя пленки
6=0,16 мм с Ru= 10,64 м2.ч-МПа/кг.
Из приведенных расчетов видно, что формулы
B) и C) следует применять при назначении
сопротивления паропроницанию для полов
низкотемпературных камер (iK=—20 °С и ниже),
а формулу A2) — для полов камер с tK=
=—10 °С и выше.
Расположение пароизоляционных слоев на
обогревающей плите, а не по подготовке
позволяет избежать возможных нарушений их
целостности при монтаже металлических конструкций
секций электрообогрева и, тем самым, увеличить
их долговечность.
Действительный процесс перемещения и
накопления влаги в теплоизоляции обогреваемых
полов носит более сложный характер, чем
принятая модель, описываемая формулой A).
Однако натурные исследования и расчеты темпера-
турно-влажностного режима в условиях
нестационарной влагопередачи подтверждают
правомерность принятой модели для инженерного
расчета величины сопротивления
паропроницанию пароизоляции полов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Масленников Л. А., Д о н н е р М. С.
Натурные исследования теплоизоляции
низкотемпературного трубопровода. — Труды ВНИПИтеп-
лопроект, 1974, № 27.
38

Таблица 2
Исходные и расчетные величины
Коэффициент теплопроводности Хс, Вт/(м-К)
плит ПСБ-С
керамзитовогхГгравия
песка
Коэффициент паропроницаемости [ди, кг/(ч-мх
ХМПа)
плит ПСБ-С
керамзитового гравия
песка
Коэффициент, учитывающий зависимость
сопротивления паропроницанию конструкции пола от
температуры воздуха в камере, р
Коэффициент, учитывающий изменение
приращения коэффициента теплопроводности
теплоизоляции при увлажнении на 1 % объема, г]
плит ПСБ-С
керамзитового гравия
Нормативный коэффициент эффективности
капитальных вложений Ек
Коэффициент, учитывающий потери
электроэнергии, т2
Коэффициент перевода стоимости 1 Дж холода в
зависимости от температур камер mi
Температура обогревающей плиты t0Qy °C
Максимальная упругость водяного пара, Па
при температуре обогрева Е (?0б)
при температуре воздуха камеры Е (tK)
Толщина теплоизоляционного слоя би, м
плит ПСБ-С
керамзитового гравия
песка
Термическое сопротивление теплоизоляционного
слоя R0, К-м2/Вт
плит ПСБ-С
керамзитового гравия
песка
Сопротивление паропроницанию R*, м2-ч-МПа/кг
плит ПСБ-С
керамзитового гравия
песка
Срок эксплуатации полов т, ч
Время работы камер в году п, ч
Единовременные затраты на замену 1 м2 пола
/СР, руб/м2
Стоимость 1 Дж холода Сх, руб/Дж
Стоимость 1 Дж тепла Ст, руб/Дж
Сопротивление паропроницанию пароизоляции
RUt м2-ч-МПа/кг
по формуле B)
по формуле C)
по формуле A2)
— 4
—
0,145
0,580
0,460
0,165
1,20
—
0,015
0,15
1,20
0,80
2
703,82
437,00
—
0,350
0,650
3,53
—
2,41
1,12
0,76
3,94
438-103
8760
53,48
8,53-10-9]
6,10-10-9J
0,15
0,65
Гемпература воздуха в камере *к, °С
-10
—
0,145
0,580
—
0,460
0,165
1,55
—
0,015
0,15
1,20
1,10
2
703,82
259,50
—
0,600
0,400
4,83
—
4,14
0,69
1,30
2,42
438-103
8760
56,63
8,53-10-9
6,10-10-9
0,72
0,82
— 20
—
0,145
—
—
0,460
—
2,60
—
0,015
0,15
1,20
1,80
2
703,82
102,64
—
1,000
—
5,92
—
5,92
2,17
438-103
8760
61,73
8,53-10-9
6,10-10-9
3,90
0,04
— 30
0,037
0,145
—
0,060
0,460
—
5,30
0,032
0,015
0,15
1,20
2,90
2
703,82
- 37,32 v
0,025
0,975
"—
6,33
0,58
5,75
0,42
438-1О3
8760
82,50
8,53-10-9
6,10-10-9
9,83
0,05
2. Ф р а*н ч у к А. У
казателей строительных
издат, 1969.
Таблицы теплсфизических по- 3. Шкловер А. М., Васильев Б. Ф.,
Ушков Ф. В. Основы строительной теплотехники
жилых и общественных зданий. М., Гос. изд-во
литературы по строительству и архитектуре, 1956.
материалов. М., Строй-
От редакции. По мнению специалистов ВНИКТИхолодпрома, ЛТИХП и Гипрохолода,
возможно также устройство пароизоляции под обогревающей плитой для
предохранения ее и системы обогрева от увлажнения вследствие перемещения влаги из
грунта. При этом элементы обогрева следует укладывать не по слою пароизоляции, а по
устраиваемому поверх него слою защитного бетона.
39

УДК 517.9:[621.564:536].001.24
Система уравнений для расчета термодинамических свойств
рабочих веществ
Канд. техн. наук И. И. ПЕРЕЛЬШТЕЙН, F. Б. ПАРУШИН
ВНИКТИхолодпром
При оптимизации с помощью ЭВМ работы
существующих и разрабатываемых холодильных
установок необходимо термодинамические и теп-
лофизические данные представлять в виде
аналитических зависимостей. Такие обобщенные
зависимости для вязкости и теплопроводности
хладагентов изложены авторами ранее [3].
Ниже приведена исходная система уравнений,
которая позволяет рассчитать
термодинамические свойства. В табл. 1 для 44 хладагентов
даны значения всех входящих в эту систему
уравнений коэффициентов, а также значения
молекулярной массы, критических параметров,
нормальной температуры кипения и замерзания.
Исходная система включает уравнение
состояния, описывающее газовую фазу, и
уравнения для теплоемкости в идеально-газовом соегоя-
нии, давления насыщенных паров и плотности
кипящей жидкости.
Уравнение состояния для газовой фазы
принято в вириальной форме:
1=1 \/=0 /
A)
где Z = pAQ-y(RTp);
# = 8,31437/М.
Значения btj для важнейших хладагентов даны
в табл. 2. Точность, обеспечиваемая
уравнением A) с приведенными в табл. 2
коэффициентами Ьц% не ниже точности экспериментальных
данных и для хорошо исследованных веществ
достигает 0,1—0,2 % в области состояний вплоть
до двух критических плотностей.
Для малоисследованных веществ в области
докритических плотностей рекомендуется
обобщенное уравнение состояния Битти — Бридж-
мена:
Z = 1 + A87,64 —457,80т-1— бОт-з) Ю -^ +
Ркр
+ (— 7,192 +53,62т-1 — 9,38т-зI0-3 -^ ) +
\РкРу
+ 0,36.10-3т-з/-У3,
Ркр/
B)
гдер^Ркр10-6/еткр.
кр*
40
Изохорная теплоемкость в идеально-газовом
состоянии с° рассчитывается по уравнению
c_v 1000
R -d-i т '
^o + ^i 10Q0 + d2
Т \2
1000
C)
В практически важном диапазоне температур
от 200 до 500 К точность расчета теплоемкости
по уравнению C) лежит в пределах точности
квантово-механического расчета с
использованием спектроскопических данных, т. е.
погрешность расчета — порядка одного процента для
большинства веществ и не ниже 3 % для
сложных молекул.
Для расчета давления насыщенных паров
рекомендуется уравнение:
In ps = In /7кР + Ri In т + (Ri — 4
-^аИМ, D)
где г|5 (т)
4
(it's (т) — 5,3 In т;
s(t) = (t-1)
(т+1J
0,5
E)
F)
Плотность кипящей жидкости рассчитывается
по обобщенной температурной зависимости:
Ч = I" Ркр + «! A -тI /3 + a2s (т). G)
где s (т)—функция, определяемая по выражению F).
Входящие в уравнения D) и G) значения
безразмерных критериев Ri, Рал аг и а2 найдены
по опытным данным. При отсутствии последних
для ряда веществ значения критериев
вычисляли по корреляциям [2].
Если значения Ri, Pa, ах и а* получены по
экспериментальным данным, то погрешности
расчета давления насыщенных паров и плотности
кипящей жидкости соответственно по
уравнениям D) и G) сравнимы с опытными.
Используя уравнения A)—G), все
термодинамические свойства легко рассчитать с помощью
операторного метода [1].
Изложенная система уравнений применяется
для расчета таблиц термодинамических свойств
важнейших хладагентов, а также расчета и
оптимизации термодинамических циклов с
применением ЭВМ.
Использованные обозначения
р — давление, Па;
R — газовая постоянная, кДж/(кг-К);
Т—абсолютная температура, К;
t—температура, °С:
р — плотность, г/см3;
М — молекулярная масса, г/(г-моль):

It
>х>хэ;=ахэ xi>d няяяяяяян яняяя яяняяях няяяннхн няяяяяяя
о о о о to — ^ —> — ^ со — — — — чо^сл*.^ — •— ~ •— — — — о—otoocoto — 4*cocototo-о»—
о о ?Г. ^ >г* —' сойзоз mm »— •—
и- н- to to — tototo V— ^^-to —ю —ю — *-~ X ^ ГГ Г* Г*
ел 4 оо — со 4* to очоосдф>оооюсо со о) о оо о сазслсл^чооо — оо ел ел оо 4 оо о oo4*ootocooi»—
ОСОЧ1- СО tO 00 Ot000004*004*04 O^Oi^O 00 4* СО О О 4 СО 05^0Ю^005Ю ОООО^СЛОЧСОЧ
со ~4* "to о со о о o'-o-^oVd) со ослоо*. oVooo ьо со оо оо"^ЬЬЬ*»со осо4*сососооор
ел to ел со о ооел ^еяююоючеооо 4 — ел 4* со — о to tooo оо со ф-со си ю w •-si ю о*- о о — 4 to со
2 X

Молекулярная масса АГ
г/(г-моль)
О — О О О —Ю О— О •— — ОООО Ю^-^ОО ООООООО слМ'-'-О'-ОО ОООООООО
слосочоо coco ^—co^oo^*>coco4tobocDoo о ел со 4* оо 4* 4* — 4* о ел со — со оо сосл4слоослоо
со 4* ел 4* со 4 о — сл4*сооо4*04сл о оо ел оо to оооюооо^о оо4*4*со4оооо 4*слсоооо04*ро
—* со to 4* 4 елео елюсоослюооо ел оо оо со 4 tooo о о о со 4 соооо^ооооч-ч *.оослючслою
ооеосоооео ооч О4*сослслюососо — оо со со 4* ^ооо^сочсо сл - оо ю с?> о> q оо оо4*соооососл —
Газовая
постоянная
/МО,
кДж/ (кг • К)
I I L
I «II
I I
— ел со 4* со 4* о i col I 4* со I ооч ооь-to^ I 4 со 4* со4*соо4юсл4*оо4* to ел оо I to to 4 со
соччепоо 4 со слоюо—о—слео оою^чсо со оо 4 со 4* о to — со со — о to о оо оо4—сососо4Со
оо 4* со о со 4 4 сооослсооо4*40 ел to ел ел to to со — о ел оо со ел о оо о — ^-ооч О4слоо4о4*со
ел о 4* to о ел 4* чслюслЧ1-оосо^ со со 4* оо о — -ч ел со -ч to о со 4* о 4 о 4* — со ьо4сосо4*сл4сл

I I
1,111 I I I I I I I I I
О tOtO tO 4 tO CO -Ч О
ел
00 СО — — СО О О — СО -Ч СО tO 00
со оо 4 — оо оо о со юсл ел to
со ело со
о ел о ел
Ulilli i
оо4*оооосл — Ю4
4* С
5*
оочосоо о о ел со со о to ел
«оооосл^-юч
4ооо Ь"юооЪоюч
I -
to •—
* — — to —
— О—OOO CO — СО—СЛСО4Ю400 СО 00 — 4 СО •— 4 — 4* СО — 4 004*4*4СОЮСО4 4* О tO СЛ — СО 00 СО
00 О СО tO СЛ — СО СЛ О СО tOO — tOCOtO tO 4 СО СО О СОСО^СЛО^ОО tO4*0000OOO00 СЛОООСОЮООСОЮ
ел со ел i— ел ооел cootoooocoocoo юкэел—V 4~со •— 4 о о о оо — 4*оо со — ел ЬЬччоою^
о со о о о оо totoo — — оосоо чооощ о^сдоооо оооослоеоо слоелсооо—о
tocotooo4*totototo
ЧСОСОЧ ЮОH)ЧСО
tO СО СО СО СО СО СО
оо — со со ел со со
0000004*4*4*4* —
-Ч СО 00 Ю —СО 4*. СО
со со со — со'
4* tO — О 00
сослоо4*4 — со4
оооооооо—оео
4* 4* О СЛ — -ЧСОСО
СЛОООЮЮОООЧ
Критическое
давление
Па
ооооо оо ооооооооо ооооо ооооооо оооооооо оооооооо
о ел ел ел ел to to
toco со -ч — со —
СО — СО — СО ОО 4*
СОО^ЧО О0 О
cntoototo4ooo
4*4*toootoo40ooo
4ЮСЛ4*СЛ|4*СОСОЮ
соооо44*сл — —ел
tO СО СО 4*. 4*
— со ел 4* ел
со 4 — оо со
00 — 4* 4 О
о о оо о 4 о ел
СО О — tO COO О
00 4 tO CO -41 4 00
— СО СО О О О 4
— юсо4*4*слслсл
COCOCOtO4tO00tO
05ОИ0СЛО00ЧЧ
ст>о — —• о о to со
О-ЧСЛ-ЧСЛСЛСЛЮ
Ю4С04*44СЛЮ
СОООО- СО О 4* СО
4осоо—too —
Критическая
плотность
ркр, г/см«
ооооо оо ооооооооо ооооо ооооооо оооооооо оооооооо
— — — — — о о
о со ел ел со о) о
о со ел — -ч 4* о
to со о ел от о 4*
— о—оо — — — —
-чо40о4ооо
totototo — ел 4 — оо
tOOtO — tO 4* 4* tO 4*
ooo— —
ел со со to to
оо о to о to
4^ СО СО О —
1 1
ооооо
— — to — to — —
0H1^-0H01^
со -ч ел со -ч en оо
4^- СО СО О СО 00 СО
Mill
o^jo — — — — —
4^елсооюео4^4^
елел4^4а.еоело —
С04^0 00СЛСЛОО
— to — — — — —о
¦"ЧООСОСЛСЛ4ь.СЛ
4ь.^4—СОСЛСОСО-Ч
ЬОООО- Olt04^0
s45
ооооо о о
оо — — оо —' о ел
о со to от оо ел —
-Ч tO Ol О 4^ О О!
со о '— о о ел -ч
I I I I I II I
оооооооо оооооооо
^4^0Ю04^СЛОО 0004^0— СО О tO — СО tO СО СЛ04*СЛЮЮ00 Ь0СЛ4^ОО-Ч"Ч—¦
со—со-чоеоосо о^ооюсл — 4^ ел -j to 4^ to 4^елоел—со4^со cocooootoocooo
O00t04^t0t0O0n О СО О — tO О О 4^ — СО ОО СЛ ССсОО-ЧОООООЛел OOOOOtOtOCOO —
COCOOO^l— 4^4^0 ^О-ЧОО— C0000c0t04^ ел4^0СОООЮ4^ СЛО4^О00Ю00 —
ел о to 4*. оо
to ел о -ч со
СО' (чЭ ОС СО 4^.
-n! ОС — СЛ 00
СО tO '—' —' '—'
00 ' -J 00 СО
— to ел ел —
О СО СО СО -Ч
4* сл to со со
ел
U\L\
4^ О СО О СО
ел со
6708
7031
Со Ю
СО СО
to со
СО О
11
00 —
— — ЮСО-ЧОЛ-Ч1СОО
COCO—ОООСООО—СО
1— ЧОТЮЧСООСЛСЛ
COOO4^tOC0C0tO0ri
0-4C004^tOtOtO —
¦ЧОООООООООО— СО
¦ЧОСО— ООО— — СО
ООСО-ЧООСЛСЛ04^
СОСО00 4^ СО >— — О СО
1 III 1 1 1 II
4*00 — tOtO — — — —
0C^4^lCOtO4*COtO —
CD 4* tO — 00
— to --j оо о
to ел —ел -ч
ь-ЧсОот-
00 CO СО tO tO
ОО 4* tO -Ч 4*
ел о о со 4*
О СЛ СО О О
»йОО^^
11111
4*0 СЛ СО —
СО — СЛ СО О 4* О
00 О Ю 4^ СЛ СО 00
СО 4* tO О -Ч — О
OOOCOCD^Ul
— со — ел со со о
— tO О СО О О 00
О О СО О 00 -Ч 4*
>?* й^ ол 4* о ел -41
111 1111
— О О 00 СЛ ЧО)
to со to со о — о to
0000O4^OtO-400
4*0 — СОООО-Ч-Ч
toootoocoooo
4^COCOtOCO— COO
ОООООЙ^ЧОООЧ
ОСЛ^ОЧ^-Ю^
— 004*4*0— 00О
11llllll
4*ООСООО— ОСО
СООЭСЛСО-ЧОООО
ОСОСО«— tOOoOcO
4*4*ел^1оо4*4*ел
tO000000CO-4tO4*
ел
-Ч— 00 00040H)
4*4*елСЛ00СО'— Ю
СО^ЧСЛСЛСОЮ- СО
4*4елслел4*оосо
[11I111
С0О'-ЧСЛО4*4**—
tO О СЛ — СО ~Ч— O00tO004*4*O— СО С04*О00С0 4 00 0H04004 СЛСЛО-Ч4* ЮО — ООСЛ-ЧО-СО — О
tooo — to еле?) осл — со 4* оо 4* сл to ootoco^ico сл^-со-чооьо-ч 44*toco — tooo to»— ооелчо^оо
0 05СЛСОО) О CO 00ООСЛО-ЧО4*— ОЮЮЮО СО-ЧЮСЛГОСЛел C000OO004*»—CO 4*ОООСЛ44СО
СЛ
-ЧОООО ОО) -Ч0-Ч0 04-Ч-Ч-Ч ООО^ЧО О *Ч ООООО СЛОО-ЧОООО 000H000*4
— 00 О "Ч О 4*>— OOCOOn04*tOCOt04* tOOCD— "сО ОООООСОООСОСО О-ЧСО— СЛСО"ЧО елСЛСЛСЛСЛСЛОО
OtOOOtOtO О tO ~Ч4*ОООООо4*—О Ч ЮЮ00СП н-О0ООЮ^^-00 О^— С04С0"ЧС0О ¦ЧСОСЛС04СО'— tO
«ОООООООО О1— 4*tOCO00»— —00tO4* tO CO — >— CO t000t0t04*O— t0004*0t004* CO СОСЛ СЛ ^ Ч Ч 00
tOOOOO 00 0 0—44*004000 4*4*0000 — 4 О О CO 00 Ю 00004*0 — 4*00 OltOCOO — 4*04*
I
о
I
о
I I I I I I I I I I
ооооооооо о
I I
oo
o — to — oto — — — — ° ° ел со
СЛ44*4*44*СОООСО О-—
t0~4O4C000OCDCnO OCO
tOOOOOCOCO — ОСЛО- OtO
о
o^oo^-
o
II I I I I
ooo оо о
oo oo oooo oooooo о
_° "toon °ел"—io"—° **— o"— ooo°oo
oo — ел ел 4 — о о 4 — со со о со
О 4* ОО О tO — 4* О— С04 — — СЛ
осл оо о о со 4* ел 4 оо со со 4 оо
,4*4*4*4*4* СОЮ С04*ел4*4*»— •— СО О 4*4*4О00 4*Ю4*Ю4*4*СЛ СОСЛ4*04СЛ4*4* 4*4*4*4*4*4*СЛО
ОСЛСЛ4 0Л 4Q1 00OC04OC0C0tO4* 4 СО >— Ю СЛ О4*ОС0СЛОЮ 4*4*ООООООООСО COOtOtOCOOH000
С0О004*О —О ОООО»—000004*000 — 4* СЛ СЛ О COCOQ04CDCDCO •— 404*— 00СО— 00СЛ4*4*00-ОСО
О СО — СО 40 4*4*»— — COOOtOO — ОО О >— О СО — О ОС 4* СО СО 44*ЮСЛОСЛЮО О»—4000040СО
— tO СО ЬО tO tOO 4t04*t0t0000t0 COt04*4*0 >—OtOOtOtOtO 44*Ю4*СЛЮЮЮ tOlOtOtOtOtOCOCO
404*01- 4*0 000000000004CO СОн-*-ооО 4*4O00t0OO ОООООСЛОСОООСЛ tOCTltO»—CO4*O00
00 tO СЛ CO О 4*4* 4004*040»— 00 О СОСЛООООО 40C0004CO СО.СЛ ЮС00040СЛ 4*ООСЛ4СОСООСЛ
ООСОСЛО tOOn — ОСО»— 00004*0 04*00000 4400СЛС04*0 СЛОООо»— ООСЛСЛ О»—СЛСОООЮООСО
ov

Таблица 2
i j
1
2
3
4
5
6
7
1
2
3
4
5
6
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1
2
3
4
0
4,53464
43,10675
—280,1302
1029,089
—2009,954
1785,179
—596,5
1,35571
—25,05082
86,84429
—107,78294
83,23157
-33,03279
1,63129
4,01279
—4,23150
—10,74387
9,40352
0
0
0
1,41831
1 3,51159
3,6585
—8,61628
1 1,96613
Значения b^ при /
1
2
R717 (NH8)
—14,6817
—46,0418
421,6674
—1060,964
1732,929
—979,7024
0
13,5886
46,0903
—159,6879
35,90492
2,25063
0
0
R12
2,13303
50,03127
—159,57419
155,61030
—89,49695
36,33829
—1,39383
—23,43731
72,35037
-44,56885
0
0
R13
—4,31613
—12,97953
9,69670
65,80693
—55,71512
0
0
0
—1,95366
2,14530
16,92886
—7,74957
—112,32954
101,15664
0
—4,81801
0
0
R22
—9,851867
— 18,47323
56,06708
1 —43,80976
I 7,59170
29,59305
—89,64752
1 62,85826
3 j
—9,91264
12,86428
10,47311
—0,95549
0
0
0
0 j
о !
0
о 1
0 1
о 1
—1,56896
—6,38969 !
1,25897
61,68686
—61,24361
1,32408
6,84774
0 !
0
1 —3,71640
—12,68316
42,085083
1 —18,97584 j
i
5
6
7
8
9
1
1 2
i 3
1
2
3
4
5
6
J 1
2
3
4
5
6
1
2
3
0
7,10115
—19,33203
8,99721
0
—0,84157
—0,34428
—1,23977
—0,21176
2,63576
1,79765
—7,09563
10,13092
—3,73166
—0,36179
11,5944846
—2,1329156
4,4745934
—6,6585147
7,2785046
—1,4760538
1,2767
26,07655
—62,43696
Значения i
1
R22
38,22467
0
-5,98842
0
0
R12B
2,34896
2,47447
0
bu при /
2
—50,31942
20,0034
0
0
0
I
—4,87437
0
0
R13B1
—8,24312
0,68456
3,37100
—8,88152
3,77504
0
R502
—33,0491065
0,3478322
1,5607122
—4,0921826
0
0
R142
—2,8301
—61,38213
148,39106
6,52195
—0,61383
1,93856
0
0
0
30,4711967
2,151983
0
0
0
0
—0,4015
39,0044
—87,86226
3
0
0
0
0
0
1,08763
0
0
—2,72885
0
0
0
0
0
—11,1581969
0
0
0
0
• о
—0,9413
0
0
Ri — критерий Риделя;
fli> ачРa—безразмерные критерии;
т = Г/Гкр — приведенная температура;
-1» d0, di,d2 — индивидуальные коэффициенты;
пер
-идеальная критическая плотность.
Индекс обозначает, что величина взята:
s—на линии насыщения;
кр — в критической точке;
нк—в состоянии насыщения при атмосферном давлении;
з — в точке замерзания.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ Ъ
.Перельштейн И. И., Парушин Е. Б.
Методика определения термодинамических свойств
основных хладагентов по экспериментальным
данным. — Холодильная техника, 1976, № 1.
.Перельштейн И. И., Парушин Е. Б.
Методы расчета термодинамических и теплофизи-
ческих свойств веществ по ограниченному общему
опытных данных. — Холодильная техника, 1978,
№ 3.
•.Перельштейн И. И., Парушин Е. Б.,
Обобщенные уравнения для расчета вязкости и|
теплопроводности хладагентов. — Холодильная
техника, 1980, № 6.
УДК 637.352.037.056
Исследование изменения качества замороженного творога при хранении
Н. А. МАМУЛОВА, Г. П. ОВЧАРОВА, Р. П. СЕМЕНОВА
Северо-Кавказское отделение ВНИКТИхолодпрома
В последнее время в промышленности ведутся
интенсивные поиски способов
совершенствования технологии замораживания и хранения
скоропортящихся пищевых продуктов, в
частности творога, с целью сохранения их
первоначальных свойств и физико-химического
состава.
Авторами исследовано качество
замороженного творога, выработанного в производствен-
42

Известно, что в процессе хранения творога,
медленно замороженного [1], возникают пороки
качества, вызванные окислительными процессами
молочного жира. Согласно перекисной теории
Баха-Энглера о механизме химической реакции
окисления жиров первыми продуктами окисления
являются перекиси, в результате чего задолго
до появления отчетливых признаков
окислительной порчи жиры начинают терять свою
биологическую ценность в основном из-за разрушения
жирорастворимых витаминов и уменьшения
содержания непредельных жирных кислот [2].
При замораживании творога в блоках
контактным способом указанные пороки при
хранении не обнаруживаются. При этом
устойчивость к окислению жира выше при температуре
хранения —25 °С.
В табл. 2 приведены результаты исследования
качества молочного жира творога,
характеризуемого изменением перекисных чисел. В первые
часы замораживания творога перекисные числа
изменяются незначительно, в среднем на 0,001—
0,002 %. Затем в результате понижения тем-
пературы процесс превращения жиров ингиби-
руется настолько, что даже через 3 мес хранения
перекисные числа незначительны. В дальнейшем,
хотя они продолжают увеличиваться, значения
их остаются на довольно низком' уровне. После
8 мес хранения значения перекисных чисел
указывают на то, что молочный жир творога в
выбранных режимах хранения находится в
стадии индукционного периода окисления, а
дополнительные следы перекисей представляют
собой гидроперекиси, не влияющие на органо-
лептическую оценку качества продукта.
Состояние белков в замороженном твороге
определяли по адсорбции белкового красителя,
которая зависит от величины поверхности
казеиновых мицелл (т. е. степени дисперсности).
Адсорбцию контролировали фотоэлектрокалори-
метрическим методом. По изменению степени
Таблица 1
Вид творога
Жирный
Полужирный
Нежирный

Температура
хранения,
°С
— 18
—25
—18
—25
—18
—25
Кислотность
исходная
ср
180
188
200
РН
4,62
4,50
4,38
после хранения, мес
1
от
180
180
188
186
198
200
РН
4,58
4,64
4,49
4,54
4,29
4,38
3
оТ
184
182
190
188
206
206
РН
4,54
4,58
4,47
4,49
4,29
4,33
6
<т
188
186
194
189
210
208
РН
4,49
4,54
4,46
4,48
4,27
4,29
8
т
188
186
198
196
212
210
РН
4,49
4,52
4,39
4,43
4,25
4,27
ных условиях в летний период года, в процессе
длительного хранения.
Творог жирный, полужирный и нежирный
расфасовывали в пакеты из полиэтиленовой
пленки массой в среднем по 6,2 кг и
замораживали в скороморозильном аппарате роторного
типа до среднеконечных температур —18 и
—25 °С.
Замороженные блоки хранили в картонных
ящиках (по три в каждом) в холодильных
камерах при температурах соответственно —18 и
—25 °С.
Качество творога исследовали до и после
замораживания и через 1, 3» 6 и 8 мес хранения
по следующим показателям: кислотность
(активная и титруемая), степень окисления
молочного жира — йодометрическим методом,
дисперсность белковых частиц — методом
адсорбции белкового красителя амидочерного 10Б.
Результаты исследования кислотности
приведены в табл. 1. Они свидетельствуют о
незначительном изменении кислотности творога.
В жирном твороге через 8 мес хранения
титруемая кислотность максимально повысилась на
6 °Т при —25 °С и на 8 °Т при —18 °С, в
полужирном соответственно — на 8—10 °Т, в
нежирном — на 10—12 °Т.
Изменения активной кислотности хорошо
коррелируют с изменениями титруемой
кислотности, что подтверждается органолептическими
показателями качества творога.
Органолептическую оценку качества творога
проводили по 20-балльной системе, применяемой
при аттестации молочных продуктов на
государственный Знак качества. Все партии творога
перед замораживанием были оценены высшим
сортом. После 8 мес хранения оценка, по
сравнению с исходной, снизилась по вкусу и
запаху на 2—3 балла, а по консистенции на 1—2
балла. При этом качество творога, хранившегося
при температуре —25 °С, было выше.
43

Таблиц а 2
Вид
творога
Жирный

Полужирный

Температура
хранения, .°с
—18
—25
— 18
-25
Перекисные числа, мг J*/100 г
О со
S и
СО S
оя я
0,012
0,016
ет S
cu * R
Ч со s
О О д,
0,013
0,013
0,018
0,016
после хранения, мес
1
0,017
0,015
0,019
0,018
3
0,021
0,019
0,023
0,021
6
0,024
0,021
0,025
0,023
8
0,026
0,024
0,029
0,027
Таблица 3
Вид творога
Жирный
Полужирный
Нежирный

Температура
хранения, °С
— 18
—25
— 18
—25
— 18
—25
Оптическая плотность
до замо-
ражива
ния
1,30
1,40
1,45
после

мораживания
1,30
1,31
1,40
1,45
1,40
1,42
после хранения, мес
1
1,25
1,28
1,30
1,36
1,35
1,40
3
1,15
1,19
1,12
1,15
1,08
1,12
6
1,19
1,22
1,26
1,29
1,30
1,35
8
1,28
1,30
1,35
1,38
1,36
1,40
адсорбции белковым сгустком можно косвенно
судить о его гидролизе и дисперсности [3].
Оптическая плотность разных партий творога
после замораживания практически не отлича-
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
УДК 536.24 :725.355
Д-р техн. наук, проф. И. Г. ЧУМАК,
канд. техн. наук В. П. ОНИЩЕНКО
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Проблема построения теории массопереноса в
камерах холодильников — одна из
фундаментальных проблем холодильной техники и
технологии. Нерешенность этой проблемы
объясняется сложностью взаимодействия совместно
протекающих процессов тепло- и массопереноса
между продуктом, воздухом, приборами охлаж-
лась от исходной. После 3 мес хранения
наблюдалось небольшое увеличение степени
связывания красителя. Затем характер связывания
изменялся: после 6 мес хранения степень
связывания уменьшалась, а после 8 мес приближалась
к исходной. Данные, представленные в табл. 3>
свидетельствуют о том, что чем выше температура
хранения, тем выше степень связи, т. е.
оптическая плотность ниже.
Проведенные исследования показывают, что
быстрое замораживание творога в блоках,
упакованных в полиэтиленовую пленку, до средне-
конечных температур —18 и —25 °С оказывает
положительное действие на сохранность
качества продукта при хранении и позволяет
увеличить продолжительность хранения творога при
—18 °С до 8, а при —25 °С более 8 мес без
изменения его сортности.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Изучение стойкости творога, выработанного
различными методами, при -хранении/Лудано-
ва А. И., Добрякова Г. А., Лизарева Ю. П. и др.—
Научно-техническая информация «Молочная
промышленность», М., ЦИНТИпищепром, 1965, № 1.
2. К у п р е н е Л. И. Окислительная порча масла.—
Обзорная информация «Маслодельная и
сыродельная промышленность», М., ЦНИИТЭИмясомолпром,
1975.
3. Черников М. П., Никольская Г. В.
Определение степени дисперсности сгустков
казеина в кисломолочных продуктах.— Молочная
промышленность, 1972, № 7.
дения и ограждающими конструкциями
холодильников.
Существующая теория, разработанная для
камер хранения недышащих грузов И. С. Ба-
дылькесом, Д. Г. Рютовым, Г. Б. Чижовым,
Е. С. Курылевым и другими, базируется на
законах, управляющих основной движущей
силой массопереноса — разностью концентраций
или разностью парциальных давлений водяных
паров в воздухе, у продукта и поверхности при
боров охлаждения. Возникающие здесь трудно"
сти аналитического описания процессов вы"
О термодинамической теории тепловлажностных
процессов в камерах холодильников
44

нуждают прибегать к различным допущениям,
в частности, о непрерывности протекания
процессов переноса в стационарных условиях, об
установлении температуры поверхности
продукта в соответствии с психрометрическим
законом [8].
В дальнейшем метод Д. Г. Рютова [8] был
уточнен авторами [6]. Они рассмотрели общий
случай массопереноса от продукта к воздуху
при температуре поверхности,
устанавливающейся большей, равной или меньшей
температуры по мокрому термометру в зависимости от
способов отвода теплоты в камерах,
характеристик охлаждающих систем и условий
теплообмена.
Однако и уточненные зависимости позволяют
весьма приближенно определять потери от
усушки продуктов с погрешностью до 20—25 %
по сравнению с результатами натурных
испытаний. Теория в таком виде в большей мере
характеризует физическую модель процесса сушки.
Усушка продуктов при охлаждении и
замораживании описывается еще более сложными
зависимостями, полученными из анализа
дифференциальных уравнений для совместно
протекающих нестационарных процессов тепломас-
сопереноса. При этом процессы массообмена
при охлаждении и замораживании
описываются раздельно.
Математическая модель процесса чаще всего
является одномерной, включает допущения,
искажающие физическую модель, и решается
приближенно даже для тел простой геометрической
формы.
Из вышеизложенного очевидны причины
отсутствия в настоящее время единой теории,
применимой для процессов тепломассообмена
при хранении дышащих и недышащих грузов,
охлаждении и замораживании пищевых
продуктов одновременно. Попытки создания
единой теории были предприняты в работах [3, 7,
У], в которых, в частности, предложены методы
определения усушки по количеству конденсата,
осаждающегося на поверхности приборов
охлаждения. При этом авторы [3, 7] использовали
в качестве характеристики тепломассообмена
коэффициент влаговыпадения. Однако в
зависимостях для определения усушки также имеется
ряд величин, переменных во времени.
Следует признать, что указанные работы
сыграли положительную роль в развитии теории
и практики холодильной техники и
технологии.
Термодинамическая теория В. 3. Жадана [4]
позволяет решать сложную задачу
массопереноса при хранении и холодильной обработке
неупакованных пищевых продуктов, используя
тепловлажностное отношение st. При этом для
холодильной обработки и хранения продуктов
получается единая и простая математическая
запись процесса усушки. Это стало возможным
в результате предложенной В. 3. Жаданом
приближенной закономерности постоянства
относительной влажности ф = const в процессе
хранения и холодильной обработки продукта
[уравнение A)].
Такой подход позволяет по конечным
характеристикам продукта и охлаждающего воздуха
определить количество потерянной продуктом
влаги за процесс. Универсальность теории [41
очевидна, однако легко видеть также, что
приведенная в ней зависимость D) содержит много
коэффициентов, устанавливаемых опытным пу
тем с учетом вида сырья, типа охлаждающей
системы, способа отвода тепла от
охлаждаемых объектов и других факторов. Таким
образом, для расчетов необходима предварительная
информация из экспериментальных работ или
опытные зависимости для определения
указанных коэффициентов.
Согласно теории расчет потерь от усушки
пищевых продуктов сводится к определению
выражений для et и ет э.
Значение zt процесса обычно определяется
как et = dildd. В соответствии с ф = const
значение st следует определять как sf = (dildd)^
оно может быть получено эмпирически на базе
i, d-диаграммы влажного воздуха либо
аналитически. Базируясь на выражении для
энтальпии i влажного воздуха и выражении для
давления насыщенных паров воды или льда,
можно получить:
/Л., wi 1,б1736Г»(р-Фр")
[oi/oa)y - фр// [СзГ2 + с^т ___ Сг] +
+ 2500,8+1,9G — 273,15),
где С2$ С3, С4— коэффициенты;
С2 = —7362,6981; С3=0,006952085; С4 = —9,0;
Т—температура, К;
р, р"—парциальное давление водяного пара и
давление насыщения, Па;
d—влагосодержание, кг/кг сух. возд.
Оценивая et для t = 0 °С, получаем из
последнего выражения
(dildd)^, , = о°С = 6582,
что хорошо согласуется с зависимостью A) [4]
(отклонение +3 %).
Доказательством справедливости закона ф =
= const в реальных процессах холодильной
обработки и хранения продуктов должна
служить сходимость расчетных значений потерь
с экспериментальными данными.
Результаты расчетов значительно зависят от
точности определения коэффициента
технологической эффективности системы охлаждения ет,э.
И, возможно, большое расхождение расчетных
45

и экспериментальных значений потерь при
хранении вызвано именно неточным вычислением
етэ. Для широкого применения теории [4]
важной задачей является разработка точного
метода определения коэффициента ет э.
Имеющихся в настоящее время
экспериментальных данных по хранению неупакованных
и недышащих грузов недостаточно, чтобы на их
основании отвергать или утверждать
достоверность закона ср = const или предложенных в
работе [4] значений ет э. Для процессов
охлаждения и замораживания зависимость A) дает
хорошую сходимость в режимах с естественной
конвекцией воздуха или слабой его
циркуляцией, если &t определяется при средней
температуре за весь цикл холодильной обработки.
Это подтверждают наши данные, приведенные
в табл. 1 и 2.
Точность расчетов потерь мяса в большой
степени зависит от установления массы мяса
и кости в полутуше, т. е. величин,
определяющих количество теплоты, отводимой от мяса
при охлаждении или замораживании. В
наших расчетах для говядины принимали, что
Таблица 1
Серии испытаний
Свинина
мясная, 194 т,
18 циклов
Говядина I
категории, 400 т,
20 циклов
Вид холодильной
обработки
Однофазное
замораживание
Двухстадийное
замораживание
предварительное
охлаждение
замораживание
Однофазное
замораживание
Двухстадийное
замораживание
предварительное
охлаждение
замораживание
альная
сг
Л
я
30
30
4
30
30
4
Темп
мяса
m 3
ечная
ще мы
ра
«чч
о о <и
« ню
—8
4
—8
—8
4
—8
ература, °С
днеобъ
ая
а я
ftS
О О)
—17,5
3
—18,4
—17,0
—3
—15,6
эедняя
о
О ев
« со
—18,4
—2
—24
—17,3
4
—13,0
Скорость
воздуха,
м/с
0,6—0,8
0,6—0,8
0,6—0,8
0,8—0,9
0,8—0,9
0,8—0,9
Потери мяса, %
опыт
1,34
1,66
1,6
2,34
расчет
по [4]
1,48
^ll 58
0,58/ 1,&й
1,68
!;й}2,39
? <и х
я Я я
* х Z
? А СО
О я а
+10,4
-4,8
+5,0
+2,1
Режим
1
2
3
4
5
6
7
CDOO
Первая стадия
охлаждения мяса

Температура
воздуха,
°С
—9,0
—10,5
—9,0
—12,5
—21,6
—18,0
—20,9
—18,0
-18,9
Время

охлаждения, ч
5,10
3,21
1,69
1,05
0,60
0,80
0,31
0,8
1,36
Вторая стадия
охлаждения мяса

Температура
воздуха,
СС
-4,5
—7,0
-1,5
-2,5
-4,0
—5,0
-4,0
—5,0
-4,0
Время

охлаждения, ч
2,80
6,80
1.1,86
19,35
11,80
4,00
12,10
8,6
15,3
Скорость движения
воздуха, м/с
на
первой
стадии
на
второй
стадии
Естественная
конвекция
То же
3,10 | 0,86
Естественная
конвекция
То же
2,30 | 2,80
Естественная
конв
2,3
1,35
5КЦИЯ
2,6
0,28
Температура
мяса, °С

начальная
38
38
38
38
38
38
38
38
38
конечная
6,80
4,00
3,44
3,49
4,00
13,40
4,00
4,00
4,00
Потери
опыт
0,95
1,23
1,19
1,52
1,36
0,70
1,35
0,81
1,09
Таб
мяса, %
расчет
по [4]
1,07
1,12
1,59
1,54
1,35
0,89
1,38
1,26
1,36
>лица 2
СО 1
СЗ О
Отклонен*
опытных а
ний от ра
ных, %
+12,5
—9,0
+34,0
+1,3
—0,7
+27,0
+2,0
+56,0
+24,5
46

в полутуше содержится 75 % мяса и 25 %
кости, для свинины — соответственно 93 и 7 %.
Как видно из анализа данных табл. 1 и 2,
во всех случаях, когда скорость движения
воздуха близка к естественной конвекции или
не превышает 0,8 м/с у поверхности полутуш,
экспериментальные значения потерь с
достаточной точностью совпадают с расчитанными по
формуле D) [4]. Для режимов охлаждения
с большей скоростью движения воздуха
отклонения расчетных значений от опытных
значительны.
Если следовать зависимости A), то
получаются одинаковые потери мяса при его
охлаждении в условиях естественного и
принудительного движения воздуха, что противоречит
установленному факту: меньшему времени
холодильной обработки мяса соответствует меньшая
его усушка.
Для доказательства влияния скорости
движения воздуха в камерах охлаждения на потери
мяса была проведена обработка
экспериментальных данных методами регрессионного
анализа. В результате получено, что влияние
критерия Re на критерий Nu составляет порядка
70 %, в то время как влияние приведенной
температуры воздуха в камере — всего 30%.
При этом доля явного и скрытого тепла в
процессе холодильной обработки непрерывно
меняется и зависит не только от температуры,
но и от скорости движения воздуха. Поэтому
предлагаемая теория определения потерь от
усушки [4] по конечным параметрам среды и
продукта лишь приближенно отражает
нестационарность процесса переноса влаги от
продукта в воздух при охлаждении и замораживании.
Имеется ряд замечаний частного порядка.
В камерах охлаждения или замораживания
мяса с принудительным движением воздуха
через воздухоохладитель и у продукта
циркулирует разное количество воздуха, что
объясняется байпасированием части его через
незагруженный объем камеры. В этой связи
понятие «вентилирующий воздух», которое является
одним из важных в теории [4], необходимо
уточнить.
Принятая для объяснения закона ф = const
физическая модель процесса в штабеле по схеме
калорифер — увлажнитель не соответствует
действительной картине, по крайней мере, для
процессов охлаждения и замораживания мяса
и недышащих неупакованных грузов.
Представленный на рис. 2 [4] замкнутый цикл
изменения состояния воздуха в камерах
описывает стационарный процесс, в то время как
по классификации [4] реальные прямой,
компенсирующий и координирующий процессы в
камерах протекают не-одновременно, а с
некоторым запаздыванием во времени, что связано
не только со специфическими особенностями
охлаждаемого сырья, но и с различными
скоростями протекания тепловых и массообменных
процессов. Не отражено на рис. 2 и байпасиро-
вание части воздуха, не соприкасающегося с
продуктом.
Практические рекомендации, вытекающие из
теории [4] необходимо формулировать после
выполнения термоэкономического анализа, ибо
в противном случае можно неверно
ориентировать проектировщиков. Например, не всегда
выгодно применять минимально возможную
температуру воздуха (особенно в режимах
замораживания), поскольку минимальное время
холодильной обработки продуктов может быть
достигнуто путем варьирования не только
температуры, но и скорости движения воздуха.
При холодильном хранении, особенно в
низкотемпературных камерах, внешние и
внутренние теплопритоки могут быть одинаковыми,
и вследствие этого рекомендации [4] являются
неполными. В частности, коэффициент
технологической эффективности воздушного охлаждения
может быть повышен путем применения
специальных систем воздухораспределения
настолько, что воздушное охлаждение будет
конкурентоспособно обычным системам «тихого»
охлаждения.
Дискуссия, организованная журналом
«Холодильная техника» по статье В. 3. Жадана,
очень полезна. Она заставила многих научных
работников еще раз вернуться к рассмотрению
сложных процессов тепломассообмена между
продуктом и воздухом камер холодильной
обработки и хранения.
Хотелось бы высказать некоторые замечания
по опубликованным в порядке дискуссии
статьям.
Авторы [2, 5] подвергают критике отдельные
допущения, принятые в теории, но не
рассматривают ее как универсальный метод оценки
потерь влаги продуктов по изменению
термодинамических характеристик влажного воздуха
в камере, отвлекаясь от специфических свойств
продукта.
Существенным, на наш взгляд, является
суждение [2] о необходимости экспериментальных
исследований потерь продуктов при более
точной фиксации эксперимента, в частности,
точном измерении температур* воздуха и ее
колебаний, массы и поверхности продукта, более
полном учете случайных возмущающих
факторов. Именно эти причины являются главными
в неопределенности постановок задач
аналитического определения потерь продуктов.
Замечания, сделанные в статье [1], по сути
возвращают теорию на старые позиции, к опре-
47

делению основных характеристик продукта, к
преодолению тех трудностей, которые остались
неразрешенными в более ранних теориях.
В статье М. 3. Хелемского, в критике
психрометрической теории, не учитывается, что
Е. С. Курылев и Г. Б. Чижов, как и Д. Г. Рю-
тов, понимали, что температура поверхности
продукта может быть отличной от температуры
воздуха по мокрому термометру tM. Это была
первая теория процесса усушки в наиболее
простой форме, базирующейся на законе
Дальтона, а потенциал переноса создается в
результате устанавливающейся
психрометрической разности температур. И в этом плане
она (теория) ничего «не запутывала».
Ссылки на наличие AG при ср = 100 % также
неправомерны, так как теория в силу
принятых в ней допущений не может быть
распространена на этот случай. По теории С. Г. Чуклина
он удовлетворительно рассчитывается.
Специалисты также понимали, что на потери
продуктов влияют колебания температуры воздуха в
камерах хранения, в связи с чем предлагался
(в работах С. Г. Чуклина, А. С. Розенберга,
Г. К. Мнацаканова) и специальный метод учета
их влияния на AG.
Непонятно, в чем видит парадокс М. 3. Хе-
лемский в объяснении Г. Б. Чижовым фактов
независимости абсолютной усушки от
загруженности камеры, а именно, что «доминирующую
роль в явлении усушки продукции при
постоянстве теплопритоков по их форме и количеству
тепла играет осушающее действие
охлаждающих приборов, а не площадь испаряющейся
поверхности продуктов». Это абсолютно верное
и всем понятное объяснение, базирующееся
на известном факте, что усушка продукта
пропорциональна количеству тепла, проникающего
в камеру и поступающего к продукту. Именно
этот факт и подчеркнут в цитате.
В дискуссии поднимался вопрос, является ли
теория В. 3. Жадана термодинамической. С
точки зрения методологии термодинамики, теория
всегда относится к конкретному объекту,
взаимодействующему с окружающей средой в
соответствии с первым и вторым законами
термодинамики. Всем этим требованиям соответствует
рассматриваемая теория: объект — это штабель,
окружающая среда — вентилирующий воздух
теплообмен в штабеле — балансовые уравнения,
соответствующие первому закону
термодинамики, и, наконец, направление процесса
массообмена выражается величиной ги которая
соответствует второму закону термодинамики, так
как процесс протекает не произвольно, а с
затратой тепловой энергии.
Термодинамическая теория, разработанная
В. 3. Жаданом, в целом описывает сложные
процессы массообмена в камерах холодильников
простыми зависимостями. Она может быть
использована при проектировании камер и их
охлаждающих систем, оценке естественных
потерь продуктов при их холодильной обработке.
Возможности этой теории могут быть
расширены, если отдельные ее положения будут
экспериментально проверены, а для ряда
коэффициентов зависимости A) получены более точные
эмпирические выражения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Алексеев А. В. Уточненная теория тепловлаж-
ностных процессов в камерах холодильников. —
Холодильная техника, 1980, № 1.
2. Бражников A.M., К а у х ч е ш в и л и Э. И.,
Малова Н.Д. О процессах тепло- и массообмена
в камерах холодильников. — Холодильная
техника, 1979, № 9.
3. Г о г о л и н А. А. Кондиционирование воздуха
в мясной промышленности. М., Пищевая
промышленность, 1966.
4. Ж а д а н В. 3. Термодинамическая теория тепло-
влажностных процессов в камерах
холодильников. — Холодильная техника, 1979, № 6.
5. К у р ы л е в Е. С. , Чижов Г. Б. К вопросу
о тепловлажностных процессах в камерах
холодильников. — Холодильная техника. 1979, № 8.
6. М н а ц а к а н о в Г. К-, Бушта И. В.,
Чумак Н. И. Процессы тепло- и массообмена в
камерах хранения мороженых грузов. —
Холодильная техника, 1978, № 12.
7. Роговая С. Н., Мнацаканов Г. К.,
Ч у м а к Н. И. К расчету усушки мяса при его
холодильной обработке. — Холодильная техника, а
1979, № 1.
8. Р ю т о в Д. Г. Потери мороженого мяса при
хранении и способы их уменьшения — Мясная
индустрия СССР, 1956, № 2.
9. Ч у к л и н С. Г., Мартыновский В. С,
Мельцер Л. 3. Холодильные установки. М.,
Госторгиздат, 1961.

СТАНДАРТЫ И КАЧЕСТВО
УДК 663.674@83.133)
Изменения к технологической
по производству мороженого
Канд. техн. наук Ю. А. ОЛЕНЕВ, Л. Н. СОЛОВЬЕВА,
Н. Н. ШПЯКИНА, Т. В. ПРОКОФЬЕВА
ВНИКТИхолодпром
В 1980 г. введены в действие новые отраслевые
стандарты ОСТ 49 156—80 «Мороженое» и ОСТ
49 152—80 «Вафли для мороженого». В
соответствии с этими стандартами специалистами
ВНИКТИхолодпрома доработана действующая
технологическая инструкция по производству
мороженого, что нашло отражение в
«Изменении № 3» к этой инструкции.
Подраздел «Сырье для производства
мороженого» дополнен новыми видами сырья для
мороженого и вафель: молоко коровье
пастеризованное с содержанием жира 2,5 %, сыворотка
сухая деминерализованная, сгущенные смеси для
мороженого, казеинат натрия пищевой влажный
творожный, масло «Крестьянское», смородина
красная, сухие вафельные отходы.
В подразделе «Подготовка основного сырья»
конкретизировано требование, предъявляемое к
зачистке монолитов масла. Приведена
технология подготовки и введения в смесь мороженого
вафельных отходов, указано максимально
допустимое количество отходов на 1 т мороженого.
Введены технологические параметры
обработки смеси для трубчатых пастеризаторов
ПТУ-5 и ПТУ-10, широко используемых на
предприятиях отрасли.
Более подробно изложен
подраздел-«Гомогенизация смесей». Указано давление для всех
видов смесей при работе как на одноступенчатом,
так и на двухступенчатом гомогенизаторе.
При условии снижения температуры
резервирования смеси до 4 °С срок ее хранения
увеличен до 48 ч.
Для определения минимально допустимой
взбитости при выработке мороженого на
автоматизированных линиях и автоматах совместно
с работниками Мосхладокомбината № 7 и Гос-
торгинспекции была проведена
экспериментальная работа, по результатам которой принята
минимально допустимая взбитость 63 %.
Значительны изменения в подразделе
«Рецептуры на молочное, слиЕочное мороженое
и пломбир».
Для улучшения качества мороженого, а
также рационального использования стабилизаторов
разработаны композиции стабилизаторов.
На основании результатов
научно-исследовательской работы в целях выяснения причин
появления и предотвращения пороков
структуры мороженого — мучнистости и песчанисто-
сти установлены максимально допустимые
количества сухого обезжиренного остатка молока
в мороженом на молочной основе.
Пересмотрены рецептуры на основные виды
мороженого, они дополнены новыми
рецептурами на кофейное мороженое, изменены
согласно ОСТ 49 156—80 нормы введения
стабилизаторов и вкусовых веществ.
В подразделе «Мороженое молочное,
сливочное, пломбир с различными вкусовыми и
ароматическими веществами и витамином С» указаны
новый наполнитель цикорий и норма его
введения. Изменены нормы для других
наполнителей, дополнены таблицы рецептур для
приготовления наполнителей, введены новые виды сырья
для плодово-ягодного наполнителя.
В подраздел «Производство мороженого
любительских видов» вошли все новые разновидности
мороженого,| включенные в отраслевой
стандарт. Приведены технология изготовления *.. и
рецептуры мороженого новых видов с
использованием вторичного молочного сырья:
«Снегурочка» — с использованием казеината натрия,
«Кисло-сладкое» — сгущенной подсырной
микробиологически сброженной сыворотки, «Зили-
те», «Лето» — молока нежирного; «Веема» —
обезжиренной творожной сыворотки, «Тихий
Дон» — пахты, полученной при выработке
сладкосливочного масла. Мороженое «Тихий
Дон» вырабатывается с использованием
растительного жира. Включены также новые виды
мороженого с уменьшенным содержанием
сахарозы — «Полюс», «Антарктида», «Мальвина».
На все новые разновидности мороженого
установлен общесоюзный уровень цен.
В связи с расширением применения в
производстве мороженого ароматической глазури, а
также глазури других видов в «Изменение № 3»
включены подразделы с описанием технологии
приготовления и рецептуры таких
разновидностей, как глазурь крем-брюле, молочно-шоко-
ладная, ореховая и плодово-ягодная, дана их
полная характеристика.
В последнее время при производстве
мороженого стали применять новые виды фасовки,
49

а также новые упаковочные материалы —
бумагу с полиэтиленовым покрытием типа «Ка-
сил», бумагу с однослойным поливинилиденхло-
ридным покрытием и др. Все эти изменения
внесены в подраздел «Производство фасованного
мороженого».
В подраздел «Пирожные из мороженого»
вошли новые виды пирожных «Каштан»,
«Щелкунчик» и «Чебурашка».
Почти полностью переработан раздел
«Производство вафельной продукции». Уточнено
сырье, применяемое для изготовления вафель.
Более подробно для каждого вида вафель
описана технология приготовления теста и выпечки
вафельной продукции. Включены новые
рецептуры.
При соблюдении санитарных и
противопожарных норм разрешается кратковременное (не
*i*i ¦^¦|-^-|-ж-|^-|-А-|-^|^|-*-.-^и-*-.-*-.^,-*-,-*-,-^^-*-^-у*-^-**'*~'*"^^'^*****^**^"'*-^*Ж*А,*Ж*^<*'
В январе 1981 г. исполнилось 75 лет со дня рождения
заслуженного работника торговли РСФСР,
персонального пенсионера союзного значения Хечо Вартановича
Айрапетова.
Трудовую деятельность X. В. Айрапетов начал в
двенадцатилетнем возрасте рабочим обувной мастерской
Туркестанского фронта. В 1919 г. вступил в комсомол.
Более 55 лет является членом КПСС.
В 20-е годы Хечо Вартанович принимает участие в
борьбе с кулачеством и бандитизмом в Туркестане и
Азербайджане.
После окончания в 1925 г. совпартшколы в г.
Степанакерте находится на руководящей комсомольской
работе. В 1927—1930 гг. — студент рабфака в г. Баку и
слушатель подготовительного отделения института
Красной профессуры.
В 1930 г. X. В. Айрапетов направляется на учебу в
Московский институт народного хозяйства им. Г. В.
Плеханова, который оканчивает в 1934 г. по специальности
экономист-плановик пищевой промышленности.
Еще в студенческие годы Хечо Вартанович
принимает активное участие в работе ЦК профсоюза рабочих
мясоконсервной промышленности. Окончив институт, в
течение пяти лет продолжает работать в центральных
органах профсоюзов на выборных должностях.
В 1939 г. X. В. Айрапетов назначается заместителем
начальника Главмороженое, затем работает
заместителем директора Холодильника № 2 им. 10-летия
Октября.
В начале Великой Отечественной войны X. В.
Айрапетов вступает в Московское ополчение. Будучи
комиссаром батальона принимает участие в разгроме
фашистских войск под Москвой. После ранения, несмот-
более 3 сут) хранение вафель непосредственно
в вафельном цехе.
Установлен допустимый срок хранения для
нового вида продукции — вафельной крошки.
При условии сохранения качества вафель по
окончании допустимого срока хранения
разрешено продлевать срок реализации в
установленном порядке.
В соответствии с инструкцией по хранению
пищевых продуктов переработан подраздел
«Складирование и хранение мороженого в
холодильных камерах». Партии мороженого
рекомендуется складировать с учетом его
ассортимента. Допускается продлевать срок реализации
мороженого в установленном порядке при
сохранении качества.
Введены уточнения на оформление
сопроводительных документов при местных и
иногородних поставках мороженого.
y^^V^^VW^WVWWWW^WV^WV^^WVMWMMMW'i
ря на инвалидность, продолжает службу до конца
войны в частях Закавказского фронта и Тбилисского
военного округа. Имеет четыре боевые награды.
В 1946 г. Хечо Вартанович назначается заместителем
начальника Главхладопрома, а в 1954 г. — директором
Московского хладокомбината № 3.
С 1959 г. X. В. Айрапетов более семнадцати лет
успешно руководит коллективом Московского
хладокомбината № 7, которому неоднократно присуждались
переходящие Красные знамена Министерства торговли
РСФСР и ЦК профсоюза работников госторговли и
потребкооперации, Совета Министров РСФСР и ВЦСПС.
Хладокомбинату на вечное хранение передано
отраслевое Красное знамя парткома Московской городской
конторы Росмясомолторга.
Хозяйственную деятельность Хечо Вартанович
сочетал с активной общественной работой. Он дважды
избирался депутатом Краснопресненского районного
совета, а также депутатом Моссовета.
В настоящее время Хечо Вартанович работает
старшим методистом учебно-методического кабинета Мин-
мясомолпрома СССР, является наставником молодых
специалистов, политинформатором.
X. В. Айрапетов имеет 14 правительственных наград.
За многолетнюю плодотворную работу в
мясо-молочной промышленности и торговле он награжден
Почетной грамотой Президиума Верховного Совета РСФСР.
В 1976 г. ему присвоено звание «Заслуженный
работник торговли РСФСР».
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника», товарищи по работе поздравляют
Хечо Вартановича со славным юбилем и желают ему
крепкого здоровья и дальнейших успехов в трудовой
деятельности.
К 75-летию Хечо Вартановича Айрапетова
50

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 628.84:66.047
Система кондиционирования
с реверсированием
потока воздуха в камере
сушки колбас
Клайпедского мясокомбината
Канд. техн. наук Е. М. ЛГАРЕВГ
8. Н. КРАСИЛЬНИКОВ, В. В. МАЙОРОВ
ВНИКТИхолодпром
К. К. ВИЗБАРАС, А. И. ШВЯДАС
Клайпедский мясокомбинат
Колебания параметров воздуха оказывают
большое влияние на процесс сушки сырокопченых
колбас [1].
При движении воздуха от приточных к
вытяжным отверстиям вследствие выделения
влаги из батонов колбасы и наличия в камере теп-
лопотерь и теплопоступлений изменяются его
относительная влажность и температура. В
результате этого в камере сушки образуются зоны
с различными термов л ажностными условиями,
что затягивает время сушки колбас и снижает
их качество.
Проведенные исследования [2] показывают,
что при чередовании параметров воздуха,
имеющих примерно одинаковые по абсолютной
величине и противоположные по знаку отклонения
от рекомендуемых значений, сушка проходит
так же, как и при условиях, требуемых
технологией.
Поток воздуха с чередующимися параметрами
можно получить при его периодическом
реверсировании (изменении направления движения
воздуха на противоположное). В этом случае
в камере сушки по всему объему достигаются
нормальные условия для сушки всех батонов
колбасы.
Для камеры сушки сырокопченых колбас
Клайпедского мясокомбината лабораторией
конструирования средств механизации и
автоматизации ВНИКТИхолодпрома в г. Клайпеде
разработана и в 1979 г. внедрена система
кондиционирования воздуха с реверсированием его
потока. Система кондиционирования включает
в себя два кондиционера КТА-16А [3],
работающих совместно на одну камеру, и двухмагист-
ральный воздуховод с двумя переключающими
устройствами, обеспечивающий периодическое
изменение направления воздушного потока на
противоположное по всему объему камеры.
До реконструкции в камере действовала
система кондиционирования воздуха, которая
состояла из одного кондиционера КД-20 и трех-
магистрального воздуховода (рис. 1).
Воздух подавался в камеру по двум крайним
магистралям / постоянного сечения,
расположенным в верхней части камеры, через
приточные отверстия прямоугольных опусков 2 и
забирался из камеры через прямоугольные
отверстия 4 средней магистрали 5.
/При таком способе воздухораспределения в
камере создавались зоны с неодинаковым
воздухообменом и различными термовлажностными
условиями. Это приводило к образованию на
батонах колбасы плесени в одних зонах и
пересыханию поверхностных слоев в других. Для
предотвращения этих явлений батоны
перевешивали из одной зоны в другую, что требовало
больших затрат ручного труда.
Разработанная система кондиционирования
воздуха с реверсированием воздушного потока
обеспечивает чередование термовлажностных
параметров по всему рабочему объему камеры.
Регулировкой параметров воздуха в
результате перенастройки пределов срабатывания
исполнительных устройств кондиционеров КТА-
16А достигается такое распределение
температуры и относительной влажности по
направлению его движения, при котором чередующиеся
параметры принимают примерно одинаковые по
абсолютной величине, но разные по знаку
отклонения от значений, рекомендуемых
технологией сушки колбас.
Схема системы кондиционирования с
реверсированием потока воздуха показана на рис. 2.
3
/ ?
!_В н/ В 1=1
3
\у3
5 4
l r-l/r-, M ~ ,-,
/ г
в в в в в
1
Рис. 1. Система кондиционирования воздуха в камере
сушки колбас Клайпедского мясокомбината до
реконструкции:
/ — нагнетательная магистраль; 2 — опуск; 3 — камера сушки;
4 — заборное отверстие; 5 — магистраль забора воздуха.
51

Рис. 2. Система кондиционирования с реверсированием
воздушного потока:
/ — переключающее устройство на линии забора воздуха;
2 — переключающее устройство на линии нагнетания; 3 —
левая магистраль; 4 — опуск; б — камера сушки; 6 — правая
магистраль.
Нагнетательные стороны кондиционеров №11
и 2 подключены к переключающему
устройству 2, а всасывающие стороны — к
переключающему устройству L Переключающее
устройство 2 периодически подключает левую 3 или
правую 6 магистрали на нагнетание,*
а±переключающее устройство 1 подключает незадейство-
ванную магистраль на забор воздуха из[
камеры сушки 5.
Управление устройствами 1 и 2
автоматическое, период переключения магистралей с
нагнетания на забор воздуха составляет 4 ч.
УДК 535.82:537.32
Н изкотемперату рн ы й
термоэлектрический
микроскопный столик
Ф. В. БЫРСА, С. А. СУПОСТАТ,
д-р техн. наук, проф. А. Г. ЧЕБАН
Молдавское отделение Всесоюзного
научно-исследовательского,
проектно-конструкторского и
технологического института
источников тока
Микроскопные столики используют для
исследования различных объектов в интервале
регулируемых температур от —25 до 60 0О*и
давлений от 1,3 до 2-105 Па [1, 2], а
столик/разработанный фирмой «Valvo» (ФРГ), обеспечивает
наблюдения при температуре до —35 °С [1].
В некоторых случаях, в частности, при
исследовании процесса замораживания пищевых
Конструктивно устройства 1 и 2 выполнены
на основе тройника. Переключающим органом
является гибкая шторка, перекинутая через
барабан, который сочленен с редуктором
электропривода.
Для обеспечения движения воздушного
потока по стрелке А гибкая шторка
переключающего устройства 2 должна находиться в
положении а, а шторка переключающего
устройства 1 — в положении б. Для направления
воздушного потока по стрелке Б шторки должны
изменить свои положения.
Каждая магистраль имеет по шесть опусков 4.
Как показала практика, такая организация
воздухообмена позволяет избежать
образования плесени и пересыхания верхних слоев
батонов колбасы в различных зонах камеры.
Для равномерного распределения воздуха по
опускам магистрали выполнены с переменным
поперечным сечением и перед каждым опуском
предусмотрена заслонка.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гоголин А. А. Кондиционирование воздуха
в мясной промышленности. М., Пищевая
промышленность, 1966.
2. Кондиционирование воздуха в лроцес-
сах сушки колбас/А. М. Левин, А. К. Родии.
Г. М. Слепых и др. — Холодильная техника, 1975^
№ 4.
3. Технологическое кондиционирование воз»
духа в мясной и молочной промышленности. —
Труды ВНИХИ, 1973.
продуктов, появляется необходимость
расширить интервал рабочих температур. Кроме того,
известные термоэлектрические столики имеют
относительно малое сквозное отверстие, что
затрудняет исследование некоторых объектов.
Авторами разработан, изготовлен и испытан
термоэлектрический микроскопный столик с
диаметром сквозного отверстия 20 мм,
позволяющий проводить наблюдения в интервале
температур от —60 до +60 °С при температуре
охлаждающей воды 18 °С, давлении от 1,3 до
1,3-105 Па.
Разработанная конструкция состоит из
вакуумного корпуса 14 (рис. 1), к которому
припаяны четыре двухкаскадных
термоэлектрических модуля 13, образующих
термоэлектрическую батарею; защитно-декоративной шайбы 3;
вакуумной крышки 4 и гайки 2. К холодным
спаям термобатареи припаяна шайба 5, в
которой устанавливается предметное стекло 6 с
исследуемым объектом 7. Теплосъем с горячих
спаев термобатареи осуществляется проточной
водой, протекающей по фигурному каналу 12.
52

14 5 6 7
1 П 13
Рис. 1. Схема микроскопного столика:
/ — вакуумный вывод; 2 — гайка; 3 — защитно-декоративная
шайба; 4 — вакуумная крышка; 5 — шайба; 6 — предметное
стекло; 7 — исследуемый объект; 8 — стеклянные окна; 9 —
резиновая прокладка; 10, 11 — штуцер; 12 — фигурный канал;
13 — термоэлектрические модули; 14 — вакуумный корпус.
Вода подается и сливается через два штуцера 11.
Крышку 4 устанавливают на резиновую
прокладку 9 и прижимают к корпусу гайкой 2.
В крышке и корпусе заклеены эпоксидной
смолой стеклянные окна 8. Вакуумирование и
создание избыточного давления осуществляется
через штуцер 10. В корпусе столика установлены
шесть вакуумных выводов 1 для термопар и
питания термобатареи.
Диаметр столика 100 и высота 36 мм, масса
600 г. Расход охлаждающей воды — 0,6 л/мин.
На рис. 2 представлены экспериментальная
зависимость температуры шайбы с предметным
стеклом при атмосферном и остаточном
давлении 1,33 Пэ A0ммрт. ст.), а также
потребляемой термобатареей мощности от рабочего
тока термобатареи.
Зависимость температур шайбы и предметного
стекла при рабочем токе 4 А и начальной
температуре 20 °С от продолжительности
охлаждения приведена на рис. 3.
Испытания столика в режиме нагрева
показали, что максимальная температура 60 °С при
атмосферном давлении и температуре
окружающей среды 20 °С устанавливается при рабочем
токе 0,9 А и потребляемой мощности 3 Вт.
Время достижения этой температуры в
форсированном режиме при токе 4 А составляет 40 с
для предметного стекла и 20 с для шайбы.
Изменение во времени температуры предметного
стекла сильно отличается от изменения
температуры шайбы из-за больших тепловых
сопротивлений, которые можно уменьшить,
применяя различные масла и пасты (например, пасты
КПТ-8).
Разработанный микроскопный столик
используется для исследования процессов
замораживания и сублимации замороженных пищевых
продуктов и может быть применен также для
Ъ°С
-во
-4/7
-20
20
т
W
1 ^\~.—j
V
2 >
\
ЩВт
ВО
60
40
20
О
*¦ 1раб.? А
Рис. 2: Зависимость температуры шайбы Т и
потребляемой термобатарей мощности W от рабочего тока /раб
термобатареи:
1 — температура при атмосферном давлении; /' — температура
при остаточном давлении 1,33 ПаA0-2 мм рт. ст.); 2 — мощность.
i ?,MUH
Рис. 3. Зависимость температуры Т шайбы и
предметного стекла от продолжительности охлаждения т:
!*{n~Z атмосферное давление; 2, 2' — остаточное давление
1,33 ПаA0-2ММ рт. ст.);
— — шайба; — предметное стекло.
исследования различных биологических
объектов, нефтепродуктов и т. д.
Серийно столик не выпускается, его можно
заказать по адресу 277014, г. Кишинев,
ул. Пушкина, б, Молдавское отделение ВНИИТ.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А н а т ы ч у к Л. И. Термоэлементы и
термоэлектрические устройства. Киев, Наукова думка, 1979.
2. Б а н а г а М. П., Матасар И. Ф., М о -
в и л э А. И., Ч е б а н А. Г. Приспособление
для микроскопических исследований в вакууме
и под давлением. — Заводская лаборатория, 1973,
№ 12.
53

В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК 621.5.042.004.5@83.132)
Рекомендации по улучшению
работы
соленоидных вентилей
СВМ-25 и СВМ-40
Канд. техн. наук Л. Г. РОТЕНБЕРГ
ВНИИторгмаш
Соленоидные вентили непрямого действия для
аммиака, фреонов и воды СВМ-25 и СВМ-40
находятся в серийном производстве 20 лет.
Сейчас их выпускается ежегодно около 100 тыс.
Вентили СВМ-25 и СВМ-40 отличают высокая
работоспособность, простота их
конструктивного устройства (обе вентиля имеют одинаковую
конструкцию).
Мембрана (рис. 1) является нижней
подвижной стенкой вспомогательной гидравлической
полости, в которую через постоянно открытое
загрузочное отверстие поступает хладагент. Из
полости среда может выйти только через малый
клапан, который открывается сердечником
электромагнита. При открытом малом клапане из
вспомогательной гидравлической полости
уходит больше среды, чем поступает в нее через
загрузочное отверстие. Основной клапан,
связанный с мембраной, открывается за счет
возникающего перепада давления среды,
действующего на мембрану и направленного снизу вверх.
После выключения тока сердечник опускается
Рис. 1. Схема устройства соленоидных вентилей СВМ-25
и СВМ-40:
1 — катушка электромагнита; 2 — малый клапан; 3 —
отверстие в крышке, ведущее внутрь диамагнитной трубки; 4 —
пружина основного клапана; 5 — вспомогательная гидравлическая
полость; 6 — загрузочное отверстие; 7 — уплотнительная
резина основного клапана; 8 — стоп; 9 — пружина сердечника;
10 — сердечник; 11 — диамагнитная трубка; 12 —
уплотнительная резина малого клапана; 13 — корпус; 14 — мембрана
и закрывает малый клапан, давление во
вспомогательной гидравлической полости
восстанавливается, и пружина закрывает основной
клапан.
Соленоидные вентили СВМ-25 и СВМ-40
являются самым массовым автоматическим
устройством в холодильных установках. В случае
отказа любого из вентилей для востановления
его работоспособности необходимо удалить
хладагент из участка системы, границы которого
определяются исправностью запорных
вентилей. Таким образом, устранение неисправности
в соленоидном вентиле, на что обычно
затрачивается немного времени, в условиях
эксплуатации холодильной установки превращается в
трудоемкую и длительную операцию.
Практика эксплуатации показывает, что
отказы вентилей СВМ-25 и СВМ-40 —до сих пор
не такое уж редкое явление.
Рассмотрим основные причины возможных
отказов вентилей СВМ-25 и СВМ-40 и рекомендации
по их устранению.
Разрушение мембраны. Мембрана вентиля,
плоская, вырезается из морозо-, аммиако- и
фреоностойкого полотна М-47 серо-голубого
цвета толщиной 0,45 мм. Полотно М-47
трехслойное: прочную капроновую ткань толщиной 0,24 мм
пропитывают 3 %-ным раствором смолы в
дистиллированной воде и с двух сторон покрывают
тонкими @,1 мм) слоями клея ИРП-1024, а затем
вулканизируют.
Полотно М-47 выдерживает большие нагрузки
при перепаде давления, а при выключении
тока, при низкой температуре, остается достаточно
эластичным и не препятствует пружине
закрывать основной клапан.
Из-за недостаточного контроля процессов
пропитки капроновой ткани раствором смолы и
покрытия ее клеем ИРП-1024 в некоторых местах
получается плохая связь слоя резинового клея
с капроновой тканью (плохая адгезия). Клей
ИРП-1024 паропроницаем, в особенности при
таком тонком его слое. Хладагент, проникая в
места плохой адгезии под клеевой, резиновый
слой, расширяется, вследствие чего образуются
вздутия или даже прорывы на поверхности
мембраны. Мембрана перестает служить диафрагмой,
перегородкой, разделяющей полости высокого
давления и вспомогательную гидравлическую
полость. Среда поступает теперь во
вспомогательную гидравлическую полость не только
через загрузочное отверстие, но и через
неплотности в мембране. В результате вентиль не
открывается при включении тока.
Аналогичные последствия могут иметь место
вследствие разрушения резинового слоя
мембраны при соприкосновении с острыми кромками
и заусенцами смежных с ней деталей.
54

Чтобы предотвратить отказы вентилей по этим
причинам, рекомендуется:
соприкасающиеся с мембраной края и поверх-
ности деталей заполировать мелкой шкуркой;
под мембрану подложить полиэтиленовую плен"
ку толщиной 0,1 мм, вырезанную по форме
основной мембраны. Полиэтилен стоек к
аммиаку и фреону, поэтому пленка защитит
резиновый слой мембраны со стороны постоянно
действующего на нее давления.
Выход уплотнительной резины основного и
малого клапанов из своих гнезд. В
первоначально выпускавшихся вентилях (рис. 2, а) при
заделке уплотнительная резина малого клапана
надежно охватывалась коронкой, заплечики
которой не позволяли резине ни выйти, ни
выпучиться при примерзании резины к седлу
клапана или при ее набухании под действием
хладагента. В целях упрощения изготовления
это соединение стали выполнять вулканизацией
(рис. 2, б), что приносит теперь немало
неприятностей в эксплуатации: выпадение резины из
ее гнезда, выпучивание резины,
препятствующее открыванию малого клапана (ход
сердечника равен 2 мм).
Уплотнительная резина основного клапана
ранее вставлялась в обойму с закраиной, а по
центру резиновая уплотнительная шайба
удерживалась фланцем стебля (рис. 3, а). Такая
конструкция позволяла при необходимости
заменить уплотнительную шайбу (вместе с
вентилями поставлялись и запасные уплотнительные
шайбы для основного и малого клапанов). Для
прилегания седла основного клапана на
уплотнительной шайбе оставалось только узкое
кольцо на ее нижней поверхности. Введение же
впоследствии вулканизации уплотнительной
резины основного клапана привело к тому, что
она не всегда достаточно надежно удерживается
в гнезде (рис. 3, б).
В связи с ответственностью функций, которые
выполняют соленоидные вентили в
холодильных установках, невозможностью
контролировать качество вулканизации, а также
необходимостью обеспечения вентилей запасной
уплотнительной резиной целесообразнее вернуться
к первоначальному способу заделки
уплотнительной резины малого и основного клапанов
в вентилях СВМ-25 и СВМ-40.
Неправильное выполнение фильтрующей щели.
Фильтрующая щель предназначена для
предохранения от засорения загрузочного отверстия
малого клапана и от скопления грязи во
вспомогательной гидравлической полости.
Фильтрующая щель должна представлять собой как бы
прорезь высотой 0,3—0,4 мм на гладком
цилиндре. При такой форме выполнения фильтрующей
щели задержанные посторонние включения легко
Рис. 2. Заделка уплотнительной резины малого
клапана в сердечнике:
а — в вентилях первых лет выпуска; б — в вентилях последних
лет выпуска; / — сердечник; 2 — обойма; 3 — штифт; 4 —
вкладыш; 5 — уплотнительная резина.
Рис. 3. Заделка уплотнительной резины основного
клапана:
а — в вентилях первых лет выпуска; б — в вентилях последних
лет выпуска; / — загрузочное отверстие; 2 — фильтрующая
шайба; 3 — уплотнительная резина; 4 — обойма. :
смываются основным потоком среды. Теперь
фильтрующую щель образуют с помощью
штампованной фильтрующей шайбы, выполненной с
большим отклонением по диаметру и
установленной с перекосом. В результате образуется щель,
у которой высота с одной стороны близка к 0,
а с другой превышает 1 мм.
Чтобы предотвратить возможный отказ
вентиля, необходимы обязательная ревизия
фильтрующей щели и восстановление ее правильной
формы.
Несоответствие размеров загрузочного
отверстия и отверстия малого клапана конкретным
условиям работы вентилей. Как уже говорилось,
открытие основного клапана обеспечивается
отрицательным балансом расхода среды во
вспомогательной гидравлической полости после
открытия малого клапана. Выход среды через
отверстие малого клапана должен быть более
интенсивным, чем приток через постоянно
открытое загрузочное отверстие. Процесс этот
осложняется тем, что среда может находиться в
двухфазном состоянии (жидкость и пар в различных
соотношениях). Процесс перетекания
хладагентов из одной полости в другую через
отверстие заданного диаметра недостаточно
экспериментально изучен. Несоответствие размеров
загрузочного отверстия и отверстия малого
клапана конкретным условиям пеоетекания среды
может также явиться причиной отказа вентиля.
55

В свое время были подготовлены и проверены
в работе на водяном стенде шесть соленоидных
вентилей СВМ-40. Однако в эксплуатационных
условиях в холодильной установке на R12 все
шесть вентилей отказали в работе. На
специально собранном фреоновом стенде обнаружили, что
вентили не работают в диапазоне давлений
0,45—0,55 МПа D,5—5,5 кгс/см2) при
номинальных диаметрах загрузочного отверстия 1,3 мм
и внутреннем диаметре отверстия малого
клапана 2,2 мм. Пришлось для работы на
хладагенте R12 загрузочное отверстие уменьшить до
1,0 мм. Для работы на аммиаке оставлены
прежние размеры.
Уменьшение отверстий нежелательно, так как
увеличивается возможность их засорения и
ухудшаются временные характеристики работы
вентиля. Нельзя увеличивать отверстие малого
клапана, так как в квадрате отношения
диаметров отверстий растет нагрузка на
электромагнит.
Следует обратить внимание на форму седла
малого клапана в крышке вентиля.
Электромагнит, поднимая сердечник, преодолевает
силу, пропорциональную площади уплотнитель-
ной резины на седле, поэтому недопустимы
воронка на входе в отверстие малого клапана
или слишком большой диаметр седла (более
4 мм). Вместе с тем седло малого клапана
должно быть скруглено и отполировано, чтобы не
резало уплотнительную резину при длительной
эксплуатации.
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 763653 B1) 2580263/28-13 B2) 13.02.78 3E1)
F25 D 13/06 E3) 621.565.7 G2) Г. С. Апаев, М. П.
Кузьмин, А. А. Мусаев G1) Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной промышленности
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАМОРАЖИВАНИЯ
ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ, содержащее вертикальный
теплоизолированный цилиндрический корпус, охлаждающую
рубашку, механизм перемещения продукта в виде
винтового конвейера, загрузочный и разгрузочный
механизмы, кольцевой коллектор для подачи хладагента
и привод, отличающееся тем, что, с целью обеспечения
герметизации корпуса и интенсификации процесса
замораживания, загрузочный и разгрузочный
механизмы образованы каждый двумя цилиндрами с поршнями,
при этом цилиндры установлены под углом 30 — 45°
один к другому, а штоки поршней всех цилиндров
соединены с приводом посредством кривошипно-шатун-
ных механизмов.
A1) 763655 B1) 2640870/28-13 B2) 06.07.78 3E1)
F 25 D 17/06 E3) 621.565.3 G2) Е. А. Похиленко,
Е. С. Левин ев
E4) КАМЕРА ДЛЯ ХРАНЕНИЯ СОЧНОГО
РАСТИТЕЛЬНОГО СЫРЬЯ, содержащая ограждение,
устройства для подогрева и охлаждения воздуха, напорный
воздуховод и вентилируемые продухи для сообщения
с объемом камеры, отличающаяся тем, что, с целью
снижения энергозатрат при обеспечении высокой
относительной влажности в камере, она снабжена
воздухонепроницаемой оболочкой, установленной снаружи
ограждений с образованием между ними канала,
перфорированным трубопроводом для смачивания
оболочки и расположенными в канале сетками для
удержания «снеговой шубы», образующейся на
воздухонепроницаемой оболочке, при этом напорный воздуховод и
продух соединены с каналом.
A1) 763654 B1) 2597990/28-13 B2) 31.03.78 3E1)
F 25 D 17/02 E3) 621.565 G2) Г. В. Луков, М. Ш. Пи-
липовский, Г. М. Герцык, Н. А. Якшин, Ю. П. Плеш-
кановский, А. И. Фабричев G1) Центральное
конструкторское бюро «Ленинская кузница»
E4) МОРОЗИЛЬНЫЙ АППАРАТ, содержащий
теплоизолированный корпус, установленные в нем с
возможностью вертикального перемещения теплооб-
менные плиты, механизм разведения плит,
включающий смонтированные на вертикальных направляющих
каретки со стержневыми захватами и систему
автоматического управления механизмом разведения плит,
отличающийся тем, что, с целью повышения
надежности рабэты аппарата, стержневые захваты выполнены
подпружиненными, каретки снабжены фиксаторами
крайнего положения стержневых захватов, при этом
две противоположные боковые стороны нижней тепло-
обменной плиты и стержневые захваты имеют скосы,
обращенные навстречу один другому, а стержневые
захваты электрически связаны с системой
автоматического управления механизмом разведения плит.
(И) 765606 B1) 2342125/23-06 B2) 22.03.76 3E1)
F 25 В 21/02; Н 01 L 35/28 E3) 537.32 G2) Л. И. Ана-
тычук, Н. С. Кирпач, С. И. Нагорный, Г. М. Щеголев
G1) Институт технической теплофизики АН
Украинской ССР
E4) СПОСОБ НЕСТАЦИОНАРНОГО
ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ОБЪЕКТА путем
пропускания импульсов электрического тока через
термоэлемент с горячими и холодными спаями, имеющими
тепловой контакт с объектом, отличающийся тем, что,
с целью повышения степени охлаждения, после подачи
импульса электрического тока при достижении
холодными спаями температуры, превышающей
температуру объекта, производят тепловой разрыв между
термоэлементом и объектом с одновременным
прекращением подачи импульса и тепловой контакт между
термоэлементом и объектом восстанавливают после
достижения горячими спаями температуры, равной
температуре окружающей среды, после чего импульс подают
вновь.
56

A1) 765602 B1) 2664729/29-С6 B2) 01.09.78 3E1)
F 24 F 3/06 E3I697.94 G2) Л. Л. Грудзинский,
М. Я. Поз, В. И. Сенатова G1) Московский научно-
исследовательский и проектный институт типового и
экспериментального проектирования
E4). 1. УСТАНОВКА ДЛЯ УТИЛИЗАЦИИ ТЕПЛА
В СИСТЕМЕ КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА,
содержащая приточный и вытяжной каналы,
установленные в них теплообменники, соединенные
циркуляционным жидкостным контуром по противоточной
схеме, отличающаяся тем, что, с целью
интенсификации теплообмена и повышения эксплуатационной
надежности, в вытяжном канале установлен датчик
перепада давлений на теплообменнике, а теплообменник
приточного канала выполнен трехсекционным,
причем секции соединены последовательно по воздуху и
жидкости, а две первые из них по ходу воздуха имеют
свободную линию с регулирующим клапаном,
соединенным с датчиком перепада давлений, средняя
секция снабжена системой орошения, имеющей вентиль.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что она
дополнительно содержит датчики температуры,
размещенные после второй и третьей секции по ходу
воздуха, жидкостную перемычку со своим регулирующим
клапаном у третьей секции теплообменника и
нагреватель с регулятором расхода теплоносителя,
установленный в контуре на входе в третью секцию после
перемычки, причем регулятор расхода соединен с
датчиком температуры, размещенным после третьей
секции, а датчик температуры, размещенный после
второй секции, соединен ci регулирующим клапаном,
установленным на перемычке, и вентилем системы
орошения.
A1) 761793 B1) 2612176/23-06 B2) 04.05.78 3E1)
F 25 В 11/00 E3) 621.573 G2) Л. Ф. Бондаренко,
Е. В. Семенюк, Ю. Д. Хаютин G1) Одесский
технологический институт холодильной промышленности
E4) ТУРБО ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА,
содержащая переключающиеся регенераторы, имеющие двух-
стенный корпус, межстенное пространство которого
заполнено телоизоляцией, и заправочную воздушную
магистраль с фильтром и ресивером, отличающаяся
тем, что, с целью повышения экономичности путем
уменьшения энергозатрат на дозарядку машины,
теплоизоляция регенераторов выполнена пористой, а
заправочная магистраль после фильтра подсоединена
непосредственно к межстеночному пространству обоих
регенераторов, служащему ресивером.
(И) 763652 B1) 2470084/28-13 B2) 29.03.77 3E1)
F 25 D 13/06; F 25 D 3/10 E3) 621.56 G2) Л. Д. Голь-
берг, К. И. Безбородько, В. А. Козлов, Е. Г. Кротов,
А. А. Чуркин G1) Киевский проектно-конструкторский
^технологический институт
'E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАМОРАЖИВАНИЯ
ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ, содержащее
теплоизолированный корпус, перфорированный лоток для продукта,
расположенный под ним коллектор с форсунками для
распылений хладагента и приспособления для загрузки
и выгрузки продукта, отличающееся тем, что, с целью
расширения ассортимента замороженных продуктов
и улучшения их качества, оно снабжено
дополнительными перфорированными лотками, все лотки
установлены ярусно с образованием зигзагообразного пути
для прохождения продукта, при этом одна сторона
каждого лотка закреплена жестко, другая — на
регулируемой опоре, а разгрузочное приспособление
содержит встряхивающую решетку' и закрепленный над
ней отбойный козырек.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что оно
содержит дополнительный коллектор для распыления
хладагента, расположенный над одним из
последующих лотков.
(И) 765603 B1) 2530799/29-06 B2) 10.10.77 3E1)
F 24 F 3/14 E3) 697.973 G2) В. Н. Вигуржинский,
В. А. Таран, А. В. Дорошенко G1) Специальный
проектно-конструкторский институт Управления
капитального строительства
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ
КОСВЕННО-ИСПАРИТЕЛЬНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХА, содержащее
корпус с поддоном и патрубками для входа общего и
выхода вспомогательного и основного потоков воздуха,
размещенные в корпусе теплообменные элементы,
образующие сухие каналы для общего потока и
орошаемые каналы, заполненные адсорбентом, для
вспомогательного потока и разделительную камеру с клапаном,
отличающееся тем, что, с целью интенсификации
тепломассообмена при одновременном снижении
аэродинамического сопротивления, в корпусе под теплооб-
менными элементами дополнительно размещена тепло-
массообменная насадка, образующая с поддоном отсек,
соединенный с разделительной камерой.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что на
поверхности теплообменных элементов выполнены вы-
штамповки.
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что теп-
ломассообменная насадка выполнена в виде пакета
ребристых листов мипласта с чередующимся
вертикальным и горизонтальным расположением ребер на
смежных листах.
A1) 761796 B1) 2714131/28-13 B2) 11.12.78 3E1)
F 25 D 3/12 E3) 621.565.56 G2) М. М. Поварчук,
И. Д. Барулина, А. А. Грызунов, Н. Э. Каухчешвили,
Л. С. Перель, Е. П. Каляпух, Ю. П. Морозюк G1)
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности и Луцкий автомобильный
завод
E4) СПОСОБ ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХА В КУЗОВЕ
АВТОРЕФРИЖЕРАТОРА И УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЕГО
ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ.
1. Способ охлаждения воздуха в кузове
авторефрижератора, включающий его контакт с твердой
углекислотой и последующий отвод сублимированной
углекислоты, отличающийся тем, что, с целью
интенсификации охлаждения, перед контактом воздуха с твердой
углекислотой его предварительно охлаждают
отводимой сублимированной углекислотой.
2. Устройство для осуществления способа по п. 1,
содержащее емкость для твердой углекислоты,
установленную в кожухе с образованием канала для
циркуляции воздуха, и трубопровод отвода
сублимированной углекислоты, отличающееся тем, что трубопровод
отвода сублимированной углекислоты установлен в
канале для циркуляции воздуха, а емкость снабжена
трубками для прохода воздуха, расположенными с
переменным шагом, уменьшающимся в направлении к
кузову авторефрижератора.
A1) 761794 B1) 2614288/23-06 B2) 03.05.78 3 E1) F 25
В 39/04 // F 25 D 11/02 E3) 621.574 G2) А. И. Лавочник,
Л. Е. Левит G1) Ташкентский политехнический
институт им. А. Р. Бируни
E4) 1. КОНДЕНСАТОР ХОЛОДИЛЬНОГО
АГРЕГАТА ПРЕИМУЩЕСТВЕННО ДЛЯ ДОМАШНИХ
ХОЛОДИЛЬНИКОВ, содержащий теплообменную
поверхность с входным и выходным патрубками,
отличающийся тем, что, с целью повышения эффективности
охлаждения конденсатора, теплообменная поверхность
заключена в кожух, выполненный из диэлектрического
материала и открытый с двух сторон, а в нижней части
кожуха установлены высоковольтные электроды,
подключенные к источнику высокого напряжения.
2. Конденсатор по п. 1, отличающийся тем, что,
с целью использования его теплообменнои поверхности
в качестве одного из высоковольтных электродов,
входной и выходной патрубки снабжены[изоляторами.
S7

новости
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК 658.387.53:725.355
Механизация
погрузочно-разгрузочных
работ на
зарубежных холодильниках
За рубежом для хранения замороженных продуктов
строят преимущественно одноэтажные холодильники,
в которых предусматривают температуру —28-г-—-30 °С.
Срок службы зданий таких холодильников
значительно больше, чем срок службы оборудования и
средств механизации, которые со временем
совершенствуются и заменяются более эффективными. Необходимо
поэтому при проектировании стремиться к возможно
большей гибкости зданий холодильников, чтобы такая
замена всегда могла быть осуществлена.
Основными условиями максимальной гибкости
зданий холодильников являются: минимальное количество
колонн в холодильных камерах и на путях
транспортировки грузов; крупнопролетная сетка колонн;
сборные перекрытия.
Наиболее отвечают этим условиям одноэтажные
здания холодильников, которые, как правило, возводятся
из сборных конструкций с пролетами колонн 20—30,
а иногда и 40 м. При этом шаг несущих колонн вдоль
стен от 5 до 6,5 м.
Увеличение высоты одноэтажного холодильника
существенно снижает удельные затраты, стоимость же
системы механизации возрастает незначительно. Так,
например, стоимость 1 м3 охлаждаемого объема при
высоте камер 9 м на 20 % дешевле, чем при 6 м, а при
высоте 12 м — на 32 %. Стоимость механизации
возрастает соответственно всего на 3,6 и 7,2 %.
На холодильниках стран континентальной Европы
используют стандартные поддоны 1200X800 мм с
высотой грузового пакета 1760 мм, которая позволяет
хорошо использовать средства холодильного
транспорта. Эта высота соответствует рекомендациям ИСО
(Международная организация стандартов), нагрузка
поддона при этом — в пределах его механической
прочности.
При установке на углах поддонов разгрузочных
металлических стоек возможно формирование штабеля
из 5 ярусов поддонов.
Степень использования охлаждаемого объема
холодильника зависит от количества и размеров проездов
между штабелями. Чем тяжелее поддон /с грузом, тем
больше должна быть грузоподъемность погрузчика,
его длина и ширина проездов. Ведомые
(сопровождаемые водителем) погрузчики могут работать в более узких
проездах, однако два вилочных погрузчика с
противовесом практически заменяют трех ведомых погрузчиков,
менее гибких в эксплуатации.
Размещение в камерах поддонов ИСО A200X800 мм)
выполняют на основе модуля 850X1350 мм. Поддоны
устанавливают длинной стороной в направлении
проезда.
На рис. 1 показано размещение поддонов в сплошном
грузовом штабеле. В этом случае отсутствует доступ к
каждому поддону и не выполняется важный принцип
оборота груженых поддонов: «первым вошел —
первым вышел», — обеспечивающий лучшее качество
выпускаемых с холодильника продуктов. При высоте
такого холодильника 9,2 м и установке поддонов в 5
ярусов удельный охлаждаемый объем (приходящийся на
1 поддон) составляет около 3 м3.
На холодильниках Гсо стационарными
пятиярусными стеллажами принимают высоту камер 10,6 м.
При использовании ведомых погрузчиков удельный
охлаждаемый объем составляет около 6 м3, для
вилочных погрузчиков с противовесом — он несколько
больше. В обоих случаях возможен доступ к любому
поддону, т. е. соблюден принцип «первым вошел — первым
вышел». Поддоны располагают торцами в сторону
проездов. План такого холодильника приведен на рис. 2.
На холодильнике со стеллажами без полок, но с
опорными элементами для плоских поддонов,
устанавливаемых в 5 ярусов (модуль поддона 1450X850 мм),
удельный охлаждаемый объем составляет 3,6 м3. На
таких холодильниках применяют вилочные погрузчики с
противовесами, которые въезжают внутрь стеллажей
и устанавливают на ярусы или снимают с них
груженые поддоны. Штабеля получаются сплошными без
доступа к каждому поддону.
На некоторых стеллажных холодильниках за
рубежом используют компактные погрузчики, работающие
в узких проездах шириной до 1,6 м. Они имеют
поворотные вилы, которыми можно устанавливать или
снимать поддоны с двух сторон проездов. Погрузчик
же остается неподвижным. Поддоны^располагают
длинной или короткой стороной к проезду.
На рис. 3 показан принцип системы механизации с
передвижными стеллажами, которые устанавливают на
опорные тележки, перемещающиеся по направляющим
в полу холодильника. В процессе хранения стеллажи
S
7
х
N
^
Ё г >
¦г
У
;z
""
Рис. 1. Размещение поддонов в сплошном штабеле:
/ — ограждения холодильника; 2 — проезд; 3 — штабель
поддонов.
И И 1111
У*
?
ли
Рис. 2. Холодильник со стационарными стеллажами:
/ — ограждения холодильника; 2 — поддоны; 3 — проезды
между стеллажами; 4 — стационарные стеллажи.
58

Рис. 3. Принципиальная схема передвижных
стеллажей:
/ — передвижные стеллажи; 2 — проходы между стеллажами;
3 — стеллажи в сдвинутом положении; 4 — проезд между
блоками стеллажей.
сдвигают и создают стационарную систему с одним
проездом вместо нескольких фиксированных.
Благодаря этому достигается большая экономия площади.
Положение мобильного проезда может быть определено
в течение 0,5 мин. Его можно контролировать со щита
на платформе холодильника.
Передвижная стеллажная система позволяет
использовать до 85 % площади холодильника. При
установке поддонов в 5 ярусов удельный охлаждаемый
объем равен —3,7 м3. Система обеспечивает свободный
доступ ко всем груженым поддонам.
Погрузочно-разгрузочные работы на стеллажных
холодильниках механизируют с помощью мостовых или
напольных кранов-штабелеров. Первые — с
поворотным вилочным механизмом, вторые — с
телескопическим. Напольные краны-штабелеры перемещаются по
укрепленным на полу рельсам.
В высотном автоматизированном холодильнике со
стационарными стеллажными конструкциями работой
крана-штабелера — перемещением его из одного
проезда в другой, приемом с конвейера и подачей на конвейер
груженых поддонов управляет автоматическое
устройство.
На рис. 4 показан план автоматизированного
холодильника со стеллажной конструкцией длиной 75 м,
высотой 12 ярусов. Ширина здания 12 м. Для
перемещения крана отведена полоса шириной 6,0 м, а для
конвейера — 4,0 м. ** Ш*Ыл
Часовая производительность крана-штабелера на
этом холодильнике 20—30 поддонов при ординарном
ii
и
га
*п
41
,.к 6000 »
1 / Г
A Ч^
V Ч
4-*
т^т
1
1 _L
/
75000 „ | « 4Щ, г
\ ¦ 1 ¦ 1 тяг
\ —й-1
1
Ш\
Mill
г =*Ш11
1
/
Ш
1911-
Р+—-1
| I// ебихн
/
7 ?
п п И
1 Л
U
II и м i if
1т
J
Рис. 4. Автоматизированный стеллажный
холодильник:
/ — автоматическое устройство; 2 — кран-штабелер; 3 —
конвейер подачи — выдачи поддонов; 4 — стеллажи с поддонами;
5 — ограждения холодильника.
цикле работы и 40—50 поддонов при двойном. Перевод
крана из одного проезда в другой занимает 1 мин.
Холодильник вмещает 4950 поддонов. Удельный
охлаждаемый объем — около 4 м3.
Снижения стоимости строительства высотного
холодильника достигают использованием металлического
каркаса стеллажей в качестве несущей конструкции
для покрытия и стен здания, а также увеличением его
высоты (более чем в 2 раза выше обычного
одноэтажного холодильника).
Средства механизации, применяемые на зарубежных
холодильниках, характеризуются следующей часовой
производительностью по обработке поддонов: кран-
штабелер — 24, вилочный погрузчик для узких
проездов— 20, вилочный погрузчик с противовесом — 41,
| Тип холодильника и способ штабелирования
Одноэтажный холодильник
Сплошной штабель поддонов с
угловыми стойками
То же
Стационарные ['стеллажи без полок
с внутренней загрузкой
Стационарные стеллажи с доступом
ко всем поддонам
Передвижные стеллажи
Стационарные стеллажи с узкими
проездами
Высотный автоматизированный
стеллажный холодильник
=*я
ОХО
о 5«
« ч
ноа>
О С\о
2 в н
5 © а
ч as и
t< ЧХ
7
7
7
1
1
1
1
>>
а
к m
©8
S о
в) 5"
1§
t^u
5
4
5
5
5
5
11
s
о,
о
S
ев
Я
Н
О
и
S3
И
9,2
7,6
10,6
10,6
10,6
10,6
23,0
fi о
«2
3 2-
Я QJ>
>>ч S
3,0
3,7
3,6
6,0
3,7
5,0
4,0
H
я о
а> о
He
О n
6600
5400
5500
3300
5400
4000
5000
я
§3°.
3 и -
5»so
ет л я g
л ч « ч
н s g о
тоим<
ХОЛС
бору;
Уб/1
и я о о.
156,0
188,5
195,0
325,0
195,0
265,0
182,0
ев
X
О X
: 1
н .о
ojge
Я ев "^
О тУр
н я ^»
U я а
28,6
29,9
37,7
40,3
48,1
65,0
78,0
59

ведомый вилочный погрузчик — 28, ручная тележка с
подъемной платформой — 3,2. Эти цифры учитывают
транспортировку груженого поддона на расстояние
60 м и подъем его на 2,5 м. Грузовой пакет поддона
состоит из 120 упаковок, уложенных в 10 рядов по
высоте. При ручной работе упаковки загружаются и
выгружаются без поддонов. Часовая производительность
указана для одноцикличной работы. При двухциклич-
ной работе количество обрабатываемых поддонов
увеличивается, а продолжительность обработки каждого
поддона сокращается.
В таблице даны стоимости строительных
конструкций и холодильного оборудования, а также
подъемно-транспортного оборудования для холодильника
емкостью 5 тыс. т B0 тыс. м3) с различными системами
механизации погрузочно-разгрузочных работ.
При проектировании современного холодильника
необходимо добиваться оптимума приведенных затрат
(включая затраты на устройство и эксплуатацию системы
механизации погрузочно-разгрузочных работ).
Основным критерием в достижении этого должна быть
гибкость здания холодильника, а определяющим
фактором — перспективная стоимость механизации с
учетом современных тенденций ее развития. В будущем
холодильник будет рассматриваться в качестве
изолированного охлаждаемого чехла вокруг системы
механизации погрузочно-разгрузочных работ.
F г о m the paper «Trends in the refrigerated warehouse
industry». Nils W. Pettersen-Hagh, Olav Skjeggedal
(Norway). XV congress of IIR, comission Dl, Venezia,
1979.
Обзор подготовил И. М. ГИНДЛИК|
ВНИКТИхолодпром
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 621.564-533.65-543.2
Новые дроссельные
регуляторы температуры
для фреонов и аммиака
С. Н. САПРЫКИНА
ВНИИхолодмаш
С. Н. ФОМИН
СКБприбор (г. Орел)
А. Р. КАЛЬВИ
Тартуский приборостроительный завод
Разработаны, испытаны и переданы в серийное
производство дроссельные регуляторы температуры
диаметром условного прохода от 15 до 65 мм.
Регуляторы предназначены для поддержания
заданной температуры теплохладоносителя,
охлаждаемого в холодильной установке, в результате изменения
расхода хладагента на всасывании в компрессор. В
качестве теплохладоносителя могут быть использованы
вода, воздух, рассолы NaCl, NaN03 и СаС12; хладагент
R30; низкозамерзающие жидкости 40 и 65.
Регуляторы с диаметром условного прохода 15 мм —
статические прямого действия (рис. 1), остальные —
статические непрямого действия без подвода
вспомогательной энергии извне.
Регуляторы непрямого действия состоят из
управляющего (пилотного) устройства (рис. 2) с диаметром
условного прохода Dy 10 мм и исполнительного
механизма (рис. 3).
^Регуляторы прямого действия и управляющее
устройство — проходного типа, с нижним расположением
винта задатчика.
Рис. 1. Рерулятор прямого
действия РТ-ДЗХ-15.
Рис. 2. Управляющее
устройство РТ-ДЗ-10.
60
Рис. 3. Исполнительный механизм*
ИМ-ДЗХ-25.

Термосистема заполнена адсорбционным
наполнителем — смесью активированного угля и диоксидом
углерода. В качестве упругого элемента использован
сильфон. Влияние давления на выходе на работу
регуляторов сведено к минимуму благодаря введению в
конструкцию компенсационного сильфона.
Исполнительные механизмы — с поршневым
приводом. В дне поршня имеется дроссельное отверстие
постоянного сечения, которое обеспечивает требуемый
перепад давлений на поршень. Расход рабочей среды
на управление приводом клапана исполнительного
механизма регулируется пилотным устройством в
зависимости от отклонения температуры от заданного
значения. Настройка регулятора осуществляется
пружиной настройки управляющего устройства. На входе
i линии управления в исполнительный механизм
установлен фильтр, предохраняющий поршневой привод от
загрязнений. Исполнительный механизм имеет винт
ручного отжима клапана, что позволяет
принудительно открывать регулятор в аварийной ситуации.
Схема установки регулятора непрямого действия
представлена на рис. 4.
Подсоединение регуляторов прямого действия —
штуцерно-ниппельное, исполнительных механизмов
и управляющего устройства — фланцевое.
Термобаллон закрепляют на трубе с помощью хомутов или
устанавливают в гильзе. Дистанционность (длина
капиллярной трубки) регуляторов 3±0,3 м.
Конструктивные элементы регуляторов с
диаметром Dy 15 унифицированы с серийно выпускаемым
дроссельным регулятором давления типа АДДК-15; с
диаметром Dy 25 (для фреона) — с серийно
выпускаемым дроссельным регулятором давления АДД-40М.
Корпусы исполнительных механизмов регуляторов
(для аммиака) с Dy 40, 50, 65 мм унифицированы с
корпусами трубопроводной арматуры
соответствующих условных проходов, условного давления ру =
=4 МП А D0 кгс/см?).
Рис. 4. Схема монтажа
регулятора непрямого
действия:
/ —исполнительное устройство;
2 — регулятор температуры.
Регуляторы предназначены для эксплуатации в
условиях, соответствующих по ГОСТ 15150—69 следующим
исполнениям и категориям размещения:
У2; Т2; ОМ5; ОМ5-ТМ5, но для работы при температуре
окружающего воздуха от —20 до +50 °С;
относительной влажности до 100 % при температуре 35 °С с
конденсацией влаги и выпадением инея на корпусе.
Регуляторы исполнения ОМ5 и ТМ5-ОМ5 устойчивы к воз-
Показатели
Марка
РТ-ДЗ-15 | РТ-ДЗ-ИМ-ДЗХ-25 | РТ-ДЗ-ИМ-ДЗХ-А-40|РТ-ДЗ-ИМ-ДЗХ-А-50 | РТ-ДЗ-ИМ-ДЗХ-А-65
Диаметр условного
прохода, мм
Рабочая среда
хладагент
температура, °С
максимальное
давление,
т МПа(кгс/см2)
Диапазон настройки,
°С
Неравномерность
(зона
пропорциональности), °С
Коэффициент
гидравлического
сопротивления, не более
Масса, кг
Габаритные размеры,
мм
Дистанционность, м
Размеры термобалло-
на
длина, мм
диаметр, мм
15
25
40
50
65
R12 и 1
3±1
3,5
65X70X175
R22 с маслами
6,0*
146X91X174
R12,
—40-Г+50
R22 и аммиак с маслами
2,1B1)
—Ю-г+20
Не более 2
12
18,5*
295x145x263
3±0,3
135
15
21,1*
325x160x271
36,5*
396X180X332
* В том числе масса управляющего устройства 2,5 кг
et-
6i

действию морского тумана, а исполнения Т2 и ТМ5-
ОМ5 — к воздействию плесневых грибов.
Регуляторы могут быть использованы в
стационарных, передвижных и судовых холодильных установках,
отвечают требованиям Регистра СССР и требованиям к
приборам, применяемым на автомобильном и
железнодорожном транспорте. Регуляторы в экспортном
исполнении отвечают требованиям, предъявляемым к
продукции, поставляемой на экспорт.
Регуляторы работоспособны при качке и наклонах
на угол до 45 °С в любую сторону с периодом качки от
7 до 19 с; вибрации с частотой от 3 до 10 Гц с
амплитудой не более 5 мм, а также с частотой 10—150 Гц и
ускорением 15 м/с2; ударах (тряске) с частотой от 40
до 80 в минуту при ускорении до 50 м/с2.
Регуляторы выдерживают воздействие вибрации с
частотой 50 Гц и максимальным ускорением до 70 м/с2,
ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 765605 B1) 2662207/23-06 B2) 04.09.78 3E1)
F 25 В 1/00; F 25 В 7/00 E3) 621.57.011 G2) Г. С. Ан-
тоненко, А. С. Бурлак, Ф. И. Давыдов, Ф. В. Дрей-
ман G1) Специальное конструкторско-технологическое
бюро компрессорного и холодильного машиностроения
E4) СПОСОБ ПУСКА ВОДООХЛАДИТЕЛЯ
ОРОСИТЕЛЬНОГО ТИПА с охлаждением воды при помощи
. испарителя компрессорно-конденсаторного агрегата,
отличающийся тем, что, с целью повышения
эксплуатационной надежности, в период пуска уменьшают
интенсивность орошения теплопередающей
поверхности испарителя путем уменьшения расхода воды,
подаваемой на охлаждение, из условия, что давление
кипения или конденсации не должно превышать
величину, соответствующую предельному значению
потребляемой компрессором мощности.
A1) 765607 B1) 2649911/28-26 B2) 31.07.78 3E1)
F 25 D 3/10 E3) 621.59 G2) В. П. Беляков, В. Д.
Коваленко, И. М. Морковкин, В. А. Передельский,
Ю. И. Духанин, В. В. Крылов, А. А. Конов
E4) КРИОСТАТ, содержащий изоляционный кожух
и рабочую емкость для охлаждаемого объекта с
теплообменником, соединенным с блоком охлаждения,
отличающийся тем, что, с целью повышения надежности
работы криостата путем стабилизации уровня крио-
агента в рабочей емкости, рабочая емкость снабжена
вертикальной перегородкой, верхний край которой
расположен на расстоянии от крышки емкости, а
теплообменник размещен* между перегородкой и одной из
боковых стенок емкости.
A1) 767469 B1) 2653532/23-06 B2) 31.07.78 3 E1)
F 25 В 1/00 E3) 621.56 G2) Г. Е. Достанко
E4) КОМПРЕССИОННАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ
УСТАНОВКА, содержащая * последовательно установленные
в циркуляционном контуре для хладагента
компрессор, конденсатор, ресивер и испаритель, отличающаяся
тем, что, с целью повышения экономичности, установка
содержит дополнительный водяной контур, в который
включены параллельно соединенные теплообменники,
циркуляционный насос и сливная емкость с уровнедер-
жателем, причем теплообменники последовательно
установлены в нагнетательной линии компрессора и первый
из них по ходу хладагента снабжен маслоотделителем.
а также ударные нагрузки с частотой от 40 до 80
ударов в минуту при ускорении до 70 м/с2 и отдельные
удары с ускорением до 80 м/с2.
Техническая характеристика регуляторов
приведена в таблице.
Габаритные и присоединительные размеры
управляющего устройства составляют:
диаметр условного прохода, мм 10
габаритные размеры, мм 140x70x186
размеры термобаллона, мм 15x135
Первая промышленная партия регуляторов с
диаметром условного прохода Dy 15 и 25 мм будет
выпущена в 1981 г.
A1O65609 B1) 2647960/28-13 B2) 21.07.78 3E1)
F 25 D 13/06; F 25 D 17/06 ( 53) 621.565.3 G2) А. Г. Ро-
тенберг, А. М. Слащева G1) Всесоюзный научно-
исследовательский институт холодильной
промышленности
E4) 1. АППАРАТ ДЛЯ ЗАМОРАЖИВАНИЯ
ПРОДУКТОВ, содержащий термоизолированную камеру,
охлаждающие батареи, вентиляторную установку и
транспортер, выполненный в виде гибкой бесконечной
ленты, установленной ребром на приводимых во
вращение валиках, отличающийся тем, что, с целью
обеспечения возможности замораживания как
упакованных, так и неупакованных продуктов, транспортер
дополнительно снабжен лентами, аналогичными и
эквидистантными основной, при этом ленты
сгруппированы в секции, а между секциями на валиках
размещены стенки из гибкого материала.
2. Аппарат по пп. 1, отличающийся тем, что
транспортер расположен ярусами.
3. Аппарат по п. 1 и 2, отличающийся тем, то
верхние кромки части гибких бесконечных лент имеют
зигзагообразную форму.
(И) 767470 B1) 2677470/23-06 B2) 24.10.78 3E1)
F 25 В 1/06 E3) 621.694:621.57.01 G2) В. А. Петренко,
С. 3. Жадан, Н. А. Щетинина, Д. И. Буяджи, И. Д. Бу-
яджи, И. К. Кипер, Я. А. Рутгайзер, А. Я. Танчук
G1) Одесский завод сельскохозяйственных машин
им. Октябрьской революции а
E4) СПОСОБ РАБОТЫ ПАРОЭЖЕКТОРНО Й
ФРЕОНОВОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ путем
получения пара высокого давления в паровом котле,
разделения его на два потока, один из которых возвращают в
паровой котел посредством инжектирования жидкого
фреона, а другой используют на проведение
холодильного цикла, включающего эжектирование и сжатие
паров низкого давления, конденсацию образующейся
паровой смеси среднего давления, переохлаждение
полученного жидкого фреона до температуры
окружающей среды и дросселирование части жидкого
фреона, отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности и эксплуатационной надежности, весь
поток жидкого фреона после переохлаждения до
температуры окружающей среды дополнительно
переохлаждают парами низкого давления перед их эжекти-
рованием и сжатием в холодильном цикле, после чего
этот поток разделяют и одну часть его направляют на
дросселирование, а другую?— на инжектирование для
возврата в паровой котел.
62
43

A1) 765608 B1J747801/28-13 B2) 09.04.79 3E1)
F25 D 3/10; F 25 D 13/00 E3) 621. 565. 58 G2)
H. А. Александрова, А. М. Бражников, Г. А. Винокуров,
А. Т. Иванов, Э. И. Каухчешвили, В. В. Макаров
G1) Харьковский ордена Трудового Красного Знамени
мясокомбинат и Московский технологический институт
мясной и молочной промышленности
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАМОРАЖИВАНИЯ ЭНДО-
КРИННО-ФЕРМЕНТНОГО СЫРЬЯ ЖИДКИМ
АЗОТОМ, содержащее теплоизолированный барабан,
установленный с возможностью вращения и имеющий на
торцовых сторонах окна для загрузки и выгрузки
сырья, отличающееся тем, что, с целью снижения
утечек азота и снижения его расхода, в каждом окне
неподвижно установлен кожух с перегородкой,
разделяющей его на отсеки для загрузки и выгрузки сырья,
при этом яоследние снабжены поворотными
заслонками, а на внешней поверхности каждого кожуха
установлен с возможностью вращения кольцевой уплотни-
тельный элемент.
A1) 765611 B1) 2362531/24-06 B2) 21.05.76 3E1)
F 26 В 5/06 E3) 66.047.554.25 G2) Л. С. Мал ков,
Э. И. Гуйго, Н. Н. Держунин G1) Ленинградский
технологический институт холодильной промышленности
E4) УСТАНОВКА ДЛЯ СУБЛИМАЦИОННОЙ
СУШКИ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ, содержащая субли-
мационнукГ~камеру и размещенные внутри нее в два
РЕФЕРАТЫ
УДК 658.386-057.4:621.56/.5Э
Подготовка инженерных кадров холодильщиков. МИ-
ТИН В. В., АВЕРИН Г. Д., МАЛОВА Н. Д.
«Холодильная техника», 1981, № 3.
Описан опыт работы факультета «Холодильная
техника» МТИММП в совершенствовании учебного и
воспитательного процесса при подготовке инженерных
кадров холодильщиков для мясной и молочной
промышленности. Рассмотрены пути укрепления связей с
производством.
Иллюстрация 2
УДК 664.8/.9.037.59.07
Исследование фазовых переходов при замораживании
и размораживании модельных растворов и
биологических материалов. СИНЦОВ Н. А., ЛАКОВСКАЯ
.И. А. «Холодильная техника», 1981, № 3.
'Представлены результаты исследования влияния
скорости охлаждения, количества циклов
замораживания — размораживания на эвтектические
температурные зоны модельных растворов. Приведены результаты
исследования эвтектических температурных зон ряда
биологических материалов. На примере модельных
растворов исследовано влияние некоторых факторов
на образование стеклообразной структуры и фазовые
переходы при ее нагревании.
Иллюстраций — 5. Список литературы — 5 названий.
УДК 628.84.001.5
Экспериментальное исследование автономных бытовых
кондиционеров типа БК. ЛАВОЧНИК А. И.,
ИБРАГИМОВА Л. Р. «Холодильная техника», 1981,! № 3.
Описаны конструктивные особенности кондиционеров.
Приведены результаты экспериментального испытания
их калориметрическим методом в диапазоне
температур, характерных для республик Средней Азии.
Иллюстраций 2,
вертикальных ряда противни для высушиваемого
материала, нагреватели и конденсаторы для
намораживания льда, отличающаяся тем, что, с целью
повышения производительности, противни выполнены
ребристыми с выступами на днище для фиксации зазора
между противнями, нагреватели — в виде общей
вертикальной панели, установленной в промежутке
между рядами противней, а конденсаторы установлены по
другую от панели сторону противней.
A1) 765633 B1) 2582084/24-С6 B2) 20.02.78 3E1)
F 28 D 11/02; F 24 F 3/14 E3) 621.565.94 G2) В. П.
Алексеев, А. В. Дорошенко, В. В. Дрогаль G1) Одесский
технологический институт холодильной
промышленности
E4) 1. РОТОРНЫЙ ТЕПЛООБМЕННЫЙ АППАРАТ,
содержащий ротор, разделенный на секторы,
заполненные насадкой, выполненной в виде пакета,
состоящего из чередующихся плоских и гофрированных
листов, отличающийся тем, что, с целью интенсификации
процесса теплообмена при испарительном охлаждении
воздуха, плоские листы снабжены шипами,
размещенными в каждой впадине гофрированного листа.
2. Аппарат по п. 1, отличающийся тем, что плоские
листы выполнены из мипласта, гофрированные листы —
из металлической фольги, а в одном из секторов
установлен увлажнитель, а в другом — диаметрально
противоположном — перепускное устройство.
УДК 535.82:537.32
Низкотемпературный термоэлектрический
микроскопный столик. БЫРСА Ф. В., СУПОСТАТ С. А., ЧЕ-
БАН А. Г. «Холодильная техника», 1981, № 3.
Описана конструкция термоэлектрического
микроскопного столика, предназначенного для
микроскопических исследований различных объектов в широком
интервале температур и давлений. Приведены
результаты испытаний.
Иллюстраций 3. Список литературы — 2 названия.
УДК [725.355:69.025.3].001.24
Расчет величины сопротивления паропроницанию
обогреваемых полов зданий холодильников. ДУРА-
НОВ Е. Ф., ГИНДОЯН А. Г. «Холодильная техника»,
1981, № 3.
Формируются два условия расчета величины
требуемого сопротивления паропроницанию слоя пароизоля-
ции обогреваемых полов зданий холодильников.
Приводятся расчетные формулы и методика расчета
сопротивления паропроницанию.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы —
3 названия.
УДК 628.84-52
Метод автоматического управления системой
кондиционирования воздуха как объектом с переменной
структурой. МУРАТОВ В. Г. «Холодильная техника»,
1981, № 3.
На основе выбранной целевой функции управления
предложен обобщенный критерий оптимальности
системы кондиционирования воздуха (СКВ). Разработан
метод автоматического регулирования объектами с
управляемой структурой. На примере промышленной
СКВ рассмотрена методика*синтеза оптимальной
системы автоматического регулирования (САР)
микроклимата. Дана таблица синтезированных оптимальных
структур САР, используемых при различных
значениях вектора начальных условий системы.
Таблиц 1. Иллюстраций 3. Список литературы —
9 названий.
63

УДК 637.352.037.056
Исследование изменения качества замороженного
творога при хранении. МАМУЛОВА Н. А., ОВЧАРО-
ВА Г. П., СЕМЕНОВА Р. П. «Холодильная техника»,
1981, № 3.
Рассмотрены результаты исследования качества
творога, замороженного в блоках, упакованных в
полиэтиленовую пленку, в скороморозильном аппарате до
среднеконечных температур —18 и —25 °С, в процессе
хранения при этих же температурах. Показано, что
качество творога после 8 мес хранения не ухудшилось,
при —25 °С творог в блоках можно хранить более
8 мес, при этом сортность его не меняется.
Таблиц 3. Список литературы — 3 названия.
УДК 536.24-982.001.5
Теплообмен при выпаривании пленки водного
раствора бромистого лития в вакууме. ДОРОХОВ А. Р.,
БОЧАГОВ В. Н. «Холодильная техника», 1981, № 3.
Экспериментально исследована теплоотдача к
стекающим по горизонтальному пучку труб пленкам воды и
водного раствора бромистого лития. Опыты проведены
при давлении водяного пара р =10 кПа, в диапазоне
изменения плотностей орошения Г=0,054-0,25 кг/(м-с)
и удельных тепловых потоков <7=Eч-50)-103 Вт/м2.
Предложены формулы для расчета тепло- и массоотда-
чи при десорбции. Результаты опытов обобщены в
безразмерных координатах и сопоставлены с расчетом и
экспериментальными данными других авторов.
Иллюстраций 4. Список литературы — 6 названий.
УДК 517.9:[621.564:536].001.24
Система уравнений для расчета термодинамических
свойств рабочих веществ. ПЕРЕЛЬШТЕЙН И. И.,
ПАРУШИН Е. Б. «Холодильная техника» , 1981, № 3.
Предложена исходная система уравнений состояния,
теплоемкости в идеально-газовом состоянии, давления
насыщенных паров и плотности кипящей жидкости.
Для 44 хладагентов приведены значения входящих в
систему коэффициентов. С ее помощью легко вычислить
термодинамические функции хладагентов в
практически важном для холодильной техники диапазоне
температур и давлений. Указанная система уравнений
используется для расчета таблиц термодинамических
свойств важнейших хладагентов, а также расчета и
оптимизации термодинамических циклов с
применением ЭВМ.
Таблиц 2. Список литературы — 3 названия.
УДК 662.998.001.24:643.353.97
О выборе толщины изоляции для бытового
холодильника. ДМИТРИЕВ В. И., ПРИСАКАРЬ В. М.
«Холодильная техника», 1981, №3.
Дан анализ зависимости различных статей стоимости
изготовления бытового холодильника и
эксплуатационных затрат от толщины примененного
изоляционного материала. Определен диапазон оптимальных
толщин изоляции из пенополистирола и
пенополиуретана. Показаны экономическая целесообразность
применения в качестве изоляционного материала
пенополиуретана в области практически применяемых
толщин изоляции, а также решающее влияние
эксплуатационных затрат на величину общей стоимости.
Иллюстраций 7. Список литературы — 5 названий.
УДК 66.045.5:536.24.001.24
Испарительное охлаждение воды в аппаратах с
плотными насадочными слоями. ДОРОШЕНКО А. В.,
ЛИПА А. И. «Холодильная техника», 1981, № 3.
Изложены особенности течения двухфазной системы
газ — жидкость в плотных насадочных слоях
многоканальной структуры, определены предельные
нагрузки. Выявлены закономерности кинетики
процессов совместного тепломассопереноса при
испарительном охлаждении воды в компактных вентиляторных
градирнях. Предложен метод анализа, основанный на
частных коэффициентах обмена. Получены основные
расчетные зависимости.
Иллюстраций 6. Список литературы — 11 названий.
УДК 628.84:66.047
Система кондиционирования с реверсированием потока
воздуха в камере сушки колбас Клайпедского
мясокомбината. АГАРЕВ Е. М., КРАСИЛЬНИКОВ В. Н.,
МАЙОРОВ В. В., ВИЗБАРАС К. К., ШВЯДАС А. И.
«Холодильная техника», 1981, № 3.
В целях достижения однородности термовлажностных
полей в камерах сушки колбас на Клайпедском
мясокомбинате установлена система кондиционирования,
обеспечивающая периодическое реверсирование
воздушного потока. В результате в камере по всему
рабочему объему получены условия, близкие к
рекомендуемым технологией сушки колбас.
Иллюстраций 2. Список литературы — 3 названия.
<
На первой странице обложки. Московский технологический институт мясной и молочной
промышленности.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редаътор), Л. Д. Акимова (зам. главного
редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук, проф. В. М. Бродян-
ский, А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук. проф. А. А. Гоголин, А. П. Еркин, И. М. Кал-
нинь, 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 22.01.81. Подписано в печать 25.02.81. Т-01081
Формат 84X108/Vie- Высокая печать. Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72. Усл. л. кр. отт. 7,35.
Уч.-изд. л. 8,04. Тираж 13200 экз. Заказ 84
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12. Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома
Государственного комитета СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
142,300, г. Чехов Московской области