влияние рециркуляции крепкого раствора
на эффективность работы оросительного генератора
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины
Проф., доктор техн. наук Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД
Институт теплофизики СО АН СССР
В. И. ДОГОЛЯЦКИЙ
Большой концертный зал «Октябрьский», г. Ленинград
621.575
Экспериментальное исследование
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины
АБХМ-0,35, входящей в систему
кондиционирования воздуха Большого концертного зала
«Октябрьский», показало, что при работе ее
с обогревом низкотемпературным источником
тепла целесообразно применять оросительный
генератор. Холодопроизводительность .машины
с оросительным генератором на 10—15% выше,
чем машины с затопленным генератором [1 ].
В оросительном генераторе происходит
выпаривание водного раствора бромистого лития,
стекающего тонкой пленкой по наружной
поверхности горизонтально расположенных
мельхиоровых трубок.
Эффективность работы оросительного
генератора существенно зависит от плотности орошения
трубок раствором. Последняя определяется
общим количеством раствора, подаваемого в
генератор: слабого из абсорбера и крепкого из
генератора (рециркулируемого).
Настоящая работа посвящена исследованию
влияния рециркуляции крепкого раствора на
процессы, происходящие в оросительном
генераторе.
Материальный баланс генератора (по
бромистому литию)
Grlr+Dlu=G^ A)
где Gr — количество выходящего из генератора
крепкого раствора, кг/ч;
?г — весовая концентрация крепкого
раствора, кг/кг;
D — количество выходящего из генератора
пара, кг/ч;
?п — весовая концентрация пара по
бромистому литию, кг/кг;
Ga — количество слабого раствора,
поступающего в генератор, кг/ч;
?а — весовая концентрация слабого
раствора, кг/кг.
В интервале температур 0—120° С ?п = 0.
Следовательно,
Из общего материального баланса генератора
Gr + D = Ga
находим
Gr = Ga
D.
C)
Подставив значение Gr в уравнение B) и
решив его относительно Ga, получим
Ga= 5т-6а • W
Из выражения D) следует, что для увеличения
количества слабого раствора Ga необходимо
повысить часовое количество пара D или
весовую концентрацию крепкого раствора 1Г. Но D
определяется холодопроизводительностью
машины, а ?г внешними условиями:
температурами греющей воды, подаваемой в генератор,
и охлаждающей воды, поступающей в
конденсатор. Вследствие этого менять D и ?г
произвольно нельзя.
Для увеличения Ga можно понизить разность
концентраций ?г — ga = А ? (зону дегазации).
Однако уменьшение зоны дегазации менее 3%
приводит к ухудшению степени обратимости
цикла холодильной машины и уменьшению
теплового коэффициента машины. Обычно зону
дегазации выбирают от 3,5 до 4,5% [2].
На рис. 1 представлена зависимость теплового
коэффициента ?, полученного из расчета
действительных процессов холодильной машины в
диаграмме концентрация — энтальпия |, i для
водного раствора бромистого лития, от разности
концентраций А ? в холодильной машине
АБХМ-0,35. В опытах поддерживались
постоянными температура и расходы греющей,
охлаждающей и охлаждаемой воды.
0,85
О !
Grlr = Ga L
B)
5 4|,%
Рис. 1. Влияние зоны дегазации Л? на действительный
тепловой коэффициент ? холодильной машины АБХМ-0,35 .
Из рис. 1 видно, что уменьшать зону дегазации
ниже 4% нецелесообразно.
Поскольку количество подаваемого в
генератор слабого раствора Ga определяется внеш-
6

ними условиями работы машины, необходимой
холодопроизводительностью и оптимальной
зоной дегазации, для увеличения плотности
орошения трубчатки генератора необходимо
вводить рециркуляцию крепкого раствора.
Влияние рециркуляции крепкого раствора
на работу оросительного генератора можно
выяснить на примере изменения действительного
процесса выпаривания раствора в генераторе
абсорбционной бромистолитиевой холодильной
машины.
На рис. 2 изображены действительные
процессы в оросительном генераторе холодильной
машины в диаграмме концентрация —
энтальпия ?, i для водного раствора бромистого лития
при различной кратности рециркуляции
крепкого раствора я|э
срец
где бРец— количество рециркулируемого
крепкого раствора, кг/ч.
ph
г
?*х ~~
v-*-
и*\
1
^ 5 J
Ч, 6 %
Рис. 2. Действительные процессы в оросительном
генераторе холодильной машины в диаграмме концентрация —
энтальпия ?, i для водного раствора бромистого лития:
а — без рециркуляции крепкого раствора, г|)=0;
б—\|)=0,5; в — 1|з=2,5.
Процесс выпаривания раствора в генераторе
характеризуется отрезком 5—4. Увеличение
рециркуляции крепкого раствора приводит к
росту начальной температуры выпаривания
раствора te, в результате чего уменьшается средняя
рабочая разность температур в генераторе
G =
(tht — td — (th2—tb)
In
hi ¦
hn
где thl— температура греющей воды,
поступающей в генератор, °С;
/4 —температура раствора, выходящего
из генератора, °С;
th2 — температура греющей воды,
выходящей из генератора, °С;
tb — температура раствора, поступающего
в генератор, °С.
Вместе с тем увеличение рециркуляции
крепкого раствора приводит к возрастанию
плотности орошения трубчатки и коэффициента
теплоотдачи со стороны стекающей пленки.
Соответственно возрастает средний коэффициент
теплопередачи генератора &ср.
При выборе количества рециркулирующего
крепкого раствора следует учитывать оба эти
фактора, исходя из формулы
<7F=?cp0-
v'5)
Увеличение рециркуляции крепкого раствора
приводит к повышению температуры раствора,
подаваемого в генератор, что уменьшает или
совсем ликвидирует участок 5—6 (см. рис. 2, а, б)
подогрева жидкости перед кипением.
Уменьшается (или ликвидируется) подача на кипятильные
трубки недогретой жидкости, что приводит
к увеличению среднего по всей поверхности
генератора коэффициента теплопередачи.
Следует также учитывать, что увеличение
рециркуляции раствора требует повышения
мощности насоса.
Для определения оптимального режима
работы оросительного генератора были проведены
испытания холодильной машины с изменением
кратности рециркуляции крепкого раствора в
генераторе.
^Испытания проводились на стенде,
оборудованном на базе работающей в системе
кондиционирования воздуха Большого концертного зала
«Октябрьский» холодильной машины АБХМ-0,35.
Схема стенда, и описание методики измерений
приведены в работе [1].
При испытаниях температуру и расходы
греющей, охлаждающей и охлаждаемой воды
поддерживали постоянными. Кратность
рециркуляции крепкого раствора изменялась от 0,3
до 2,5. Зона дегазации поддерживалась в
пределах 4,1—4,3%. Концентрация крепкого раствора
изменялась от 53,0 до 53,2%.
Результаты испытаний представлены на рис. 3
в виде зависимости средней разности
температур 9, среднего коэффициента теплопередачи
&ср и среднего теплового потока qF от кратности
рециркуляции крепкого раствора я|) в
оросительном генераторе холодильной машины
АБХМ-0,35.
Средний коэффициент теплопередачи
генератора находили по формуле
^СР =
^нетто
Qh
QFh '
rjxeQh —тепловая нагрузка генератора,
определяемая по внешнему и внутреннему
тепловому и материальному
балансам, Вт;
0 — средняя разность температур в
генераторе, ° С;
7

7
S
5
4
О
в
Кср^>
•
а
LqJ^
i
>—
i 1
|
WOO
900 &
700 4
600 1
1
r
Рис. З. Зависимость средней разности температур О,
среднего коэффициента теплопередачи &ср и среднего
теплового потока qp от кратности рециркуляции крепкого
раствора if> в оросительном генераторе холодильной машины
АБХМ-0,35.
Fh — теплопередающая поверхность
генератора, м2.
В результате испытаний установлено, что
увеличение количества рециркуляционного
крепкого раствора с 3000 до 26000 кг/ч (плотность
орошения 1 м верхнего ряда трубок генератора
возросла от 100 до 250 кг/(м«ч) снижает среднюю
разность температур с 7,5 до 4,7° С и повышает
средний коэффициент теплопередачи от 600 до
1000 Вт/(м2-°С). При этом тепловой поток
генератора увеличивается незначительно — от 4500
до 4700 Вт/м2.
Для обеспечения экономичного режима работы
генератора можно подавать незначительное
количество рециркулирующего крепкого
раствора, однако общее количество раствора (Ga +
+ С?ец), проходящего в генератор, должно
обеспечить плотность орошения трубчатки,
соответствующую полному смачиванию всей тепло-
передающей поверхности.
Температура раствора, поступающего в
генератор, должна быть не ниже температуры начала
выпаривания (t5^/6).
Обобщение опытных данных показывает, что
для выполнения этого условия в испытываемом
генераторе следует осуществить кратность
рециркуляции крепкого раствора в пределах 1—2.
Для правильного выбора кратности
рециркуляции крепкого раствора при расчете
оросительных генераторов различных конструкций
необходимо знать минимальную плотность
орошения трубок, при которой полностью
смачивается вся теплопередающая поверхность
аппарата.
Вопросу определения минимальной плотности
орошения трубок водой посвящена работа [3],
в которой исследовалось семь типов оросителей,
изменялись расстояние между трубками и
диаметр трубок. Исследования показали, что мини-
мальнаялтлотность орошения не зависит от типа
оросительного устройства и расстояния между
трубками. Для определения минимальной
плотности орошения водой обычных стальных трубок
выведена формула
rmln=30d°.3734_o,5;+5, F)
где Гт1п— минимальная плотность орошения,
обеспечивающая смачивание всей
поверхности трубки (на одну сторону
метра трубы), кг/(м-ч);
- диаметр трубки, мм;
- температура воды, °С.
Для определения минимальной плотности
орошения мельхиоровых трубок водным
раствором бромистого лития был создан стенд (рис. 4).
d
t
Рис. 4. Стенд для определения минимальной плотности
орошения мельхиоровых трубок водным раствором
бромистого лития: 1—мерный бак; 2 — орошаемые трубки;
3 — ороситель.
На мерном баке емкостью 45 л размещены два
ряда по четыре трубки диаметром 25 мм из мед-
ноникелевого сплава МНЖМц-30-1-1
-(мельхиора). Шаг трубок установлен такой же, как
в генераторе холодильной машины АБХМ-0,35,
Т-2.2.
где
— расстояние между осями двух
соседних трубок, мм;
d — диаметр трубок, мм.
Ороситель представляет собой верхнюю
трубку с расположенными вверх отверстиями
диаметром 2,5 мм. Жидкость насосом подавалась
в ороситель и равномерно стекала по всем
трубкам в мерный бак.
В процессе испытаний измеряли удельный
вес, температуру и общий расход раствора,
орошающего два ряда трубок. Расход определяли
объемным методом.
Для проверки стенда устанавливали
минимальную плотность орошения стальных
корродированных трубок диаметром 25 мм при орошении
их водой с температурой 8° С. Результаты испы-
8

таний совпали с величиной Гт1п, найденной по
формуле F)
Гт1п= 200 кг/(м-ч) на 1 пог. м.
Затем проводили испытания по определению
минимальной плотности орошения
мельхиоровых трубок раствором бромистого лития при
различных концентрациях и температурах
раствора.
Опыты показали, что минимальная плотность
орошения мельхиоровых трубок диаметром 25 мм
водным раствором бромистого лития
концентрацией от 45 до 54% при температуре
соответственно от 20 до 60° С, обеспечивающая смачиваемость
всей поверхности трубок, составляет от 100
до 120 кг/(м*ч) на 1 пог. м трубки.
Уменьшение минимальной плотности
орошения мельхиоровых трубок водным раствором
бромистого лития по сравнению с орошением
водой стальных трубок объясняется лучшей
смачиваемостью мельхиора раствором бромистого
лития и увеличением коэффициента
динамической вязкости и коэффициента поверхностного
натяжения раствора.
Таким образом, при выборе режима работы
Характеристики бессальникового
компрессора при работе
на фреоне-13В1
Канд. техн. наук А. В. БЫКОВ, В. И. САПРОНОВ
ВНИИхолодмаш
621.57.041.001.4
По совокупности важнейших показателей
наиболее предпочтительным холодильным агентом
для низкотемпературных одноступенчатых
холодильных машин является фреон-502 [1—3].
До умеренных температур конденсации (/к=
= 30—35° С) в этих машинах может успешно
пр именяться также фреон-1ЗВ1, обладающий
по сравнению с другими холодильными
агентами (фреонами-502, 143, 22) наибольшей объемной
холодопроизводительностью, низкими
температурами конца адиабатического сжатия и малыми
отношениями давлении — в сочетании с до-
Ро
пустимыми давлениями конденсации.
Для работы на фреоне-13В1 перспективно
применение компрессоров нового ряда, в том числе
оросительного генератора бромистолитиевой
машины в зависимости от конструкции аппарата
необходимо принимать кратность рециркуляции
крепкого раствора, обеспечивающую
экономичный режим работы холодильной машины, т. е.
наибольший тепловой поток в генераторе при
наименьших затратах энергии на создание
рециркуляции раствора. При этом плотность
орошения 1 пог. м верхнего ряда трубок должна
быть не менее 100—120 кг/(м-ч) при выполнении
теплопередающей поверхности из мельхиоровых
трубок диаметром 25 мм.
ЛИТЕРАТУРА
1. Розен фельд Л. М., Доголяцкий В. И.
Влияние характера процесса в генераторе на
эффективность абсорбционной бромистолитиевой машины с
низкотемпературным источником обогрева. «Холодильная
техника», 1971, № 3.
2. Карнаух М. С. Исследование бромистолитиевой
холодильной и теплонасосной машины. Диссертация
на соискание ученой степени кандидата технических
наук. Ленинград, 1963.
3. Tadeusz Hobler, Jerzy Synowiec.
Badania urz^dzen zraszaj^cych rury poziome. Warszawa,
Chemia Stosowana, 1, № 2, 1957.
со встроенными электродвигателями, в связи
с увеличением расчетной разности давлений
на поршень до 17—21 кгс/см2.
Очередным этапом проводимой во ВНИИхо-
лодмаше работы по изучению характеристик
и определению оптимального диапазона работы
низкотемпературных одноступенчатых
холодильных поршневых компрессоров явилось
исследование на фреоне-13В1
низкотемпературного бессальникового компрессора [4].
Оценка характеристик бессальникового
компрессора при интенсивном охлаждении
встроенного электродвигателя зависит от величины
подогрева на всасывании, которая должна быть
меньше у рабочих веществ с высоким ОТНОШе-
нием -^-.
Уве
Количество выделенного во встроенном
электродвигателе тепла в значительной степени
определяется работой адиабатического сжатия /ад:
Овыд = 860 A — ц9) Л^э = 860A — Т]Э) X
Nt _/ад^ Vhk J—Tie
где т]э — к. п. д. встроенного
электродвигателя;
NQ — потребляемая электродвигателем
мощность, кВт;
Nt — индикаторная мощность, кВт;
2 Холодильная техника № 11
9

т)м — механический к. п. д. компрессора;
vBC — удельный объем при условиях
всасывания, м3/кг;
г]j — индикаторный к. п. д. компрессора.
При полном отведении паром выделенного
в электродвигателе тепла должно выполняться
равенство
Vh JSL. -А- .ЬЗа = -^- УлШ. B)
*>вс Л^м г\э увс
Отсюда величина подогрева пара в
электродвигателе
*Р ЛЛм Лэ 1 '
Из выражения C) следует, что подогрев пара
во встроенном электродвигателе зависит
главным образом от величины -^-, и при полном
Ср
отводе выделенного в электродвигателе тепла
меньший подогрев пара должен быть у рабочих
веществ с низкими значениями —.
ср
Величины —, —, — для режима tQ = —40,
увс увс СР
/к = 40, /ВС=15°С приведены ниже:
Фреон- Фреон-502 Фреон-22
1ЧВ1
-^-, ккал/(м».°С) 1,7 1,0 0,60
-Ьа, ккал/мя 134 90 78
-^, °С 80 90 129
ср
Из этих данных следует, что
термодинамические свойства фреона-13В1 способствуют
хорошему теплоотводу от встроенного
электродвигателя при небольшом подогреве пара.
Величина — убывает с понижением нор-
СР 4
мальнои температуры кипения ts и возрастает
с понижением t0 при одинаковых значениях
L и /вс. Отношение -^ увеличивается с ПОНИ-
жением t8 и уменьшается при понижении t0. На
фреонах-13В1 и 502 при понижении t0
соотношение -^ изменяется в пользу фреона-13В1.
Ср
На калориметрическом стенде в диапазоне
температур кипения от —30 до —65° С при
температуре конденсации от 25 до 40° С и
температуре всасывания от —30 до 15° С исследовался
с индицированием процессов бессальниковый
компрессор ФУБСС-12 с относительным мертвым
пространством 1,5% и воздушным охлаждением
цилиндров. Номинальная мощность
электродвигателя 10 кВт, синхронная частота вращения
1500 об/мин. Холодильный агент проходил
через зазор между статором и ротором и по пазам
в статоре. Применяли синтетическое масло ХФ-
-22с-16 по ГОСТ 5546—66.
Температуру масла и фреона определяли
термопарами. Температуру обмоток
электродвигателя измеряли термопарами и по
электрическому сопротивлению, определяемому без
отключения от сети.
Основное преимущество применения
фреона-13В1 — значительное увеличение
холодопроизводительности, которая для компрессора
ФУБСС-12 больше, чем при использовании
фреона-502 в 1,5—1,7 раза и фреона-22 — в 1,8—
2,2 раза (рис. 1, а). В соответствии с меньшим
Рк
отношением давлении
Ро
это создает
возможность расширить диапазон работы
одноступенчатого бессальникового компрессора до
температур кипения — 60ч—65° С при tK = 30° С.
При этом удельная электрическая холодопроизво-
дительность в среднем на 8% выше, чем на фрео-
не-502. Энергетический выигрыш
увеличивается с понижением t0 и при t0 = —55° С, tK =
= 30° С достигает 15% (рис. 1, б).
10
18
16
^П
Iff
^ 10
-С»
S
k
7
J5N
\
^"
i
30\
к=ЭТ
<V'
^"
^0
А
///
I
i
/i
/ \
i
-65 -60 -55
-50 -4-5
а
-W
-35 tQ/C
~^\ь
%п
^
^
0,6
'
\
Т~" i I
55\
^-^
iH-LJb,
: \!
50 LA\
N
^г^Г
^ I
|
Ч40 |
i
у^ I
urf*^^ v*2
А^
\
-65
-60
-55
-50 -45
О
4tf -35i0,eC
Рис. 1. Зависимость холодопроизводительности Q0
компрессора (а) и удельной электрической
холодопроизводительности Kq (б) от температуры кипения /0.
(Здесь и на остальных рисунках прямая линия — фреон-
13В1, пунктирная—фреон-502).
to

В области высоких температур кипения тепло-
ритоки к крышке электродвигателя и
всасывающему вентилю, определяемые температурой
электродвигателя, на фреоне- 13В1 выше и
подогрев пара на этом участке больше, чем на
фреоне-502 (рис. 2). В области низких температур
кипения уменьшение подогрева на фреоне-13В1
на этом участке обусловливается снижением
температуры электродвигателя по сравнению
с фреоном-502.
При меньшей величине -^ на фреоне-13В1
ср
подогрев пара в электродвигателе практически
одинаков с подогревом на фреоне-502 (см. рис. 2),
I Л Ш Ж
Рис. 2. Изменение температуры фреона во всасывающем
тракте компрессора:
1 — /о=—55° С, /к=40° С; 2 — /0=— 40° С, /к=40° С;
I—всасывающий патрубок; II—перед
электродвигателем; III—после электродвигателя; IV — вход в
цилиндр.
поскольку влияние теплопритоков от более
горячих частей компрессора, зависящих от
разности tH— /об, на фреоне-13В1 существеннее,
особенно в области низких температур кипения.
Так, при t0 = —55 и tK= 40° С величина tu— tQ6
составила 80° С на фреоне- 13В1 и 40° С на
фреоне-502, при t0 = —40 и tK = 40° С
соответственно 70 и 65° С. Влияние теплопритоков наиболее
заметно на участке от электродвигателя до
входа в цилиндр.
При практически равных теплопритоках при
t0 = —40° С, tK = 40° С подогрев на этом
участке благодаря значительно большей величине —?•
увс
на фреоне-13В1 ниже, чем на фреоне-502 (см.
рис. 2).
Температура обмоток электродвигателя /0б
при работе на фреоне-13В1 не снижается
монотонно с повышением температуры кипения t0,
как это наблюдается при работе с другими
холодильными агентами, в том числе с фреоном-502
(рис. 3, а). При температурах кипения выше
—50° С она снова возрастает по следующим
причинам.
Значительный рост выделенного в
электродвигателе тепла BВЫЯ= 860 A — т]э) N9 и увели-
W
-65 -60 -55 -50 -45 -ч0 -35 t0°C
6
Рис. 3. Зависимость температуры обмоток t0Q
встроенного электродвигателя (а) и действительной температуры
конца сжатия tn (б) от температуры кипения t0 при tBC=
= 15° С.
чение теплопритоков к нему вследствие
повышения температурного уровня компрессора в целом
на фреоне-13В1, по сравнению с фреоном-502,
не компенсируется соответствующим
увеличением количества отведенного тепла при высоких
температурах кипения. Лучшие тепловоспри-
нимающие свойства фреона-13В1,
характеризуемые величиной -?-, при повышенном массо-
увс
вом расходе вещества используются
недостаточно, главным образом из-за малой
теплоемкости ср.
Разность между температурой сбмоток
электродвигателя /об и средней температурой фреона
/ср, определенной по измеренным температурам
на входе и выходе каналов электродвигателя
, _ ^Дв. вых + ^дв- вх
при работе на фреонах-13В1 и Е02 приведена
ниже (°С):
Фреон-13В1 Фреон-502
г0=—30, /К=40°С 63 43
/0=—50, *К=40°С 41 38
*о=—60, tK=40°C 37 —
2*
и

Значительное увеличение разности
температур ^об—^ср за счет повышения температуры
обмоток электродвигателя при работе на фрео-
не-13В1 в режимах с высокими температурами
кипения обусловливается недостаточно развитой
теплообменной поверхностью встроенного
электродвигателя.
Допустимые температуры обмоток,
полученные в испытаниях, позволяют считать, что
ограничений работы бессальникового компрессора
на фреоне-13В1 по температуре
электродвигателя при умеренных температурах конденсации
до 40° С и температуре воздуха до 30° С не
имеется.
Увеличение количества выделяемого в
цилиндрах при сжатии тепла, связанное с большим
расходом рабочего вещества, привело при работе
на фреоне-13В1 по сравнению с фреоном-502
к повышению температуры конца сжатия ta
(рис. 3, б), поскольку снизилось влияние тепло-
отвода от блока цилиндра.
Как следствие некоторого повышения
температурного уровня блоков цилиндров и
увеличения количества тепла трения, температура
масла в картере при одинаковых значениях
^о> ^к> 4с на фреоне-13В1 на 3—5° С выше, чем
на фреоне-502.
Наиболее высокие температуры масла и конца
сжатия при работе бессальникового компрессора
на фреоне-13В1 так же, как и на фреоне-502,
были при отношениях давлений — = 15-1-20,
но вследствие меньших отношений давлений
на фреоне-13В1 область максимальных
температур масла и конца сжатия приблизилась к
—50ч—55° С вместо —45° С на фреоне-502.
Коэффициент подачи компрессора X при работе
на фреоне- 13В1 на 2—7% ниже, чем на
фреоне-502 (рис. 4).
Дроссельные потери А,др увеличиваются
вследствие большой молекулярной массы фреона-1ЗВ1.
Коэффициент подогрева Xw, оценивающий
суммарные объемные потери во всасывающем
тракте, на фреоне-13В1 практически такой же, как
и на фреоне-502.
Как следует из рис. 3, б, температура стенок
цилиндров при работе на фреоне-13В1 выше,
чем на^фреоне-502, однако вследствие
значительно большей величины -^ на этом рабочем ве-
ществе влияние теплопритоков на подогрев
заключенного в мертвом объеме пара при
обратном расширении незначительное. Одновременно
с этим возрастает роль самоохлаждения пара
при расширении. В результате снижение
объемного коэффициента по отношению к фреону-502
составило не более 6% (см. рис. 4).
Как показал анализ индикаторных диаграмм,
10 15 20 25 30 Рк
6 Ро
Рис. 4. Зависимость рабочих коэффициентов компрессора
„ Рк
от отношения давлении —-:
"о
а — коэффициент подачи X, объемный коэффициент Ас,
коэффициент подогрева Xw, дроссельный коэффициент
Хдр; б — индикаторный к.п.д. т)?, коэффициент
расширения Ррш.
выигрыш в энергетических показателях
компрессора при работе на фреоне-13В1 объясняется
главным образом выгодным прохождением
процесса обратного расширения.
Анализ коэффициента ррш [5], оценивающего
влияние процесса обратного расширения на
энергетические данные компрессора (см. рис. 4),
показывает, что при больших отношениях
давлений при работе на фреоне-13В1 возвращаемая
в процессе обратного расширения работа
преобладает над объемными потерями (Ррш>1). На
фреоне-502 величина ррш во всем диапазоне
испытаний ниже. Разница становится больше с
понижением t0 и ростом tK и достигает 10% при— =
Ро
= 25. Это определяет высокие значения
индикаторного к. п. д. при работе на фреоне-13В1
(см. рис. 4). При больших отношениях давлений
увеличение т)? на фреоне- 13В1 по сравнению
с т]г на фреоне-502 достигает 12%.
Экспериментальное исследование показало, что
в соответствии с теоретическими предпосылками
выигрыш в холодопроизводительности, который
может быть получен при использовании цикла
с регенеративным теплообменником, на
фреоне-13В1 больше, чем на фреоне-502. В режиме
t0 = —40, tK = 40° С холодопроизводительность
12

на фреоне-13В1 с повышением температуры
всасывания (степени регенерации) на 50° С
увеличивается на 18%, на фреоне-502— на 14%
(рис. 5). Выигрыш в величине Кь нафреоне-13В1
составляет 16%.
Рис. 5. Зависимость холодопроизводительности Qо,
удельной электрической холодопроизводительности /Сэ,
температуры конца сжатия /н и температуры обмоток
электродвигателя t0Q от степени регенерации tBC в режиме t0=
= —40° С, гк=40°С.
Исследования показали, что и при потере
холодопроизводительности, связанной с
использованием цикла без регенеративного
теплообменника, применение фреона-13В1 дает
значительный выигрыш в холодопроизводительности
по сравнению с фреоном-502 при работе с
большой степенью регенерации. В режиме t0 =
= —40° С, /„ = 40° С он составляет 35—40%.
Понижение температуры всасывания при
работе на фреоне-13В1 дает возможность
значительно снизить температурный уровень
компрессора. При снижении /вс на 1°С температура
конца сжатия понижается в среднем на такую
же величину, температура обмоток
электродвигателя—на 1,4°С, а температура масла в
картере—на 0,6° С. Характер изменения
температурных характеристик компрессора при изменении
степени регенерации на фреонах-13В1 и 502
аналогичен (см. рис. 5).
С учетом данных об испытаниях
бессальникового компрессора ФУБСС-12 и компрессора
с открытым приводом ФУС-12 на фреонах-22
и 502 можно сделать вывод, что температурные
характеристики сальникового компрессора при
работе на фреоне-13В1 будут в среднем на 15° С
ниже по сравнению с бессальниковым.
Таким образом, применение фреона-13В1 при
температуре конденсации не выше 30° С
обеспечивает в режиме одноступенчатого сжатия
получение температур кипения от —40 до —60° С
при достаточно высоких объемных и
энергетических показателях холодильной машины и
удовлетворительных температурных условиях
работы компрессора.
ЛИТЕРАТУРА
1. Быков А. В. Новые рабочие вещества
низкотемпературных поршневых холодильных машин.
«Холодильная техника», 1969, № 3.
2. Быков А. В., Сапронов В. И. Исследование
характеристик бессальникового компрессора при
работе на фреоне-502. «Холодильная техника», 1971, № 6.
3. Обобщенный анализ рабочих процессов
низкотемпературного одноступенчатого компрессора при работе
на фреоне-22 и 502. Часть I. Отчет ВНИИхолодмаша,
1970.
4. Исследование характеристик низкотемпературного
бессальникового компрессора при работе на фреоне-13В1.
Отчет ВНИИхолодмаша, 1971.
5. Цырлин Б. Л. Методика анализа энергетических
характеристик процессов в поршневом компрессоре.
«Холодильная техника», 1967, № 11.
Исследование теплового насоса,
работающего на смесях фреонов
В. Н. БОНДАРЕВ
Министерство химического и нефтяного машиностроения
621.577:621.564.25
Серийно выпускаемые промышленностью
тепловые насосы работают на фреоне-12 и
обеспечивают получение горячей воды с температурой
от 318 до 331 К. Верхний предел температуры
связан с использованием в тепловых насосах
поршневых компрессоров, рассчитанных на
разность давлений кипения и конденсации 1180 кПа,
при этом наибольшая величина давления
нагнетания допускается 1570 кПа, а максимальная
температура конденсации 334 К [1].
Для широкого внедрения тепловых насосов
первоочередной задачей следует считать
получение горячей воды с температурой 343 К,
удовлетворяющей санитарно-техническим
требованиям теплоснабжения. В соответствии с этим
тепловые насосы должны работать при температуре
конденсации свыше 343 К. Чтобы обеспечить
13

их работу в таком режиме, можно использовать
неазеотропные смеси фреонов-142 и 143, а также
фреонов-11 и 12, отвечающие условиям
идеальных растворов [2—4].
Поточное охлаждение может быть наиболее
удачно реализовано, если в качестве рабочего
вещества компрессионной холодильной машины
применить неазеотропную смесь
взаиморастворимых холодильных агентов с различными
нормальными температурами кипения [5].
Энергетические затраты на осуществление цикла с
переменными температурами в процессах
конденсации и кипения будут значительно ниже, чем
при обычном цикле с изотермическими
процессами конденсации и кипения [6].
Для исследования работы холодильной
машины в режиме теплового насоса на неазеотропных
смесях фреонов-142 и 143, а также фреонов-11
и 12 был создан специальный стенд (рис. 1).
^5Г
L& '
/S
2_
Рис. 1. Схема стенда:
1, 16 — насос водяной; 2 — вентиль водяной; 3 — бак
для воды; 4, 12 — ротаметры; 5 — конденсатор; 6 —
смотровое стекло; 7 — ресивер; 8 — компрессор; 9 —
вентили фреоновые; 10 — теплообменник; 11 —
испаритель; 13 — ручной регулирующий вентиль; 14 — бак
для воды; 15 — электрогрелки.
Собственно тепловой насос НТ1,8 состоит
из герметичного компрессора К928АК с
электродвигателем ДГХМ-41-4, конденсатора кожухо-
змеевикового типа поверхностью теплообмена
0,7 м2, испарителя кожухозмеевикового типа
поверхностью теплообмена 0,8 м2, ресивера РЛ-7
емкостью 7,8 кг, теплообменника ТФ-0,2
поверхностью теплообмена 0,2 м2 и ручного
регулирующего вентиля.
В составе стенда тепловой насос НТ1,8
работает по обычному циклу одноступенчатого
сжатия. Для осуществления цикла с переменными
температурами в процессах фазовых
превращений при использовании неазеотропных смесей
фреонов необходимо соблюдение в аппаратах
противотока воды и холодильного агента.
Поэтому в конденсатор вода подается снизу, а в
испаритель сверху.
Температуру в узловых точках измеряли
лабораторными термометрами с ценой деления 0,1° С,
давления нагнетания, всасывания и после
регулирующего вентиля — образцовыми
манометрами класса 0,4, потребляемую
электродвигателем компрессора мощность — прибором К-50
(класс точности 0,5), расход воды, подаваемой
на конденсатор и испаритель,— ротаметрами
РС-5 и РС-7.
В процессе испытаний тепловой насос НТ1, 8
работал на фреоне-12, смеси фреонов-11 и 12
с 90% мае. фреона-12, фреоне-142 и смесях
фреонов-142 и 143 с 25,30 и 35% мае. фреона-143.
Во всех случаях применялось масло ХФ-12.
Растворимость масла со смесями фреонов была
удовлетвор ител ьной.
Тепловой насос работал устойчиво с
сохранением заданных параметров.
В опытах определяли тепло- и холодопроиз-
водительность QK и Q0, эффективную
потребляемую мощность Ne, эффективный коэффициент
преобразования \хе и удельную эффективную
холодопроизводительность Ке при температуре
после регулирующего вентиля (для чистых
холодильных агентов равна температуре кипения,
для смесей — температуре начала кипения) 283,
288, 293 и 298 К и при температуре выходящей
из конденсатора воды 331 и 341 К, что для чистых
холодильных агентов соответствует
температурам конденсации 334 и 344К.
Максимальная относительная погрешность
полученных характеристик не превышала ±3%.
В результате проведенных испытаний
теплового насоса НТ1,8 на смесях фреонов-11 и 12
и фреонов-142 и 143 при температуре
выходящей из конденсатора воды 331К получены
характеристики (рис. 2), сравнение которых с
данными, найденными при работе на фреоне-12
(в процентах), проведено в табл. 1.
Давление конденсации при получении
выходящей из конденсатора воды с температурой
331К составляет на фреоне-12—1570 кПа, на
смеси фреон-11 + фреон-12 — 1350 кПа, что
дает возможность получать на указанной смеси
фреонов температуру выходящей из
конденсатора воды до 339-^341 К при давлении
конденсации около 1570 кПа.
Дальнейшее увеличение количества фреона-11
в смеси фреонов-11 и 12 (более 10% мае.) позво-
14

зо tpB:c
303ГфИ
Рис. 2. Зависимость теплопроизводительности QK,
эффективной потребляемой мощности Ne и эффективного
коэффициента преобразования jie от температуры после
регулирующего вентиля ТРв при 7^2=331 К:
1 —фреон-12; 2— смесь фреонов-11 и 12 при 5=90%;
S — фреон-142; 4 — смесь фреонов-142 и 143 при |=25%;
5—тоже, при ?=30%; 6—то. же, при |=35%.
Рис. 3. Зависимость теплопроизводительности QK,
эффективной потребляемой мощности Ne и эффективного
коэффициента преобразования |ie от температуры после
^.регулирующего вентиля Грв при Гн>2=341К:
/—фреон-12; 2 — смесь фреонов-11 и 12 при 5=90%;
3 — фреон-142; 4 — смесь фреонов-142 и 143 при |=25% .
лит работать при более высоких температурах
конденсации, но приведет к понижению
теплопроизводительности по сравнению с работой
машины на фреоне-12. Поэтому испытания на
смеси фреонов-11 и 12, содержащей большое
количество фреона-11, не проводили.
Давление конденсации в опытах на смеси
фреонов-142 и 143 с 35% мае. фреона-143
составляет, как и при работе на фреоне-12, 1570 кПа,
а на смесях фреонов-142 и 143 с 25 и 30% мае.
фреона-143 соответственно 1320 и 1430 кПа,
что позволяет при работе на последних получать
более горячую воду.
Таблица 1
1 ?*
J5 s
X О.
Qo
Qk
We
Це
Ke
-12
EC
О
Фре
100
100
100
100
100
§2 *
Й 5 о
О О к ?3»
s о,— а II
и*&— е«*
92—95
91—94
89—91
103-105
104—106
Смесь фреонов-142 и 143
•
5=25%
95—98
90-92
80—83
112—114
116-121
? = 30%
103—106
98—99
87—89
113-114
118—122
? = 35%
110—115
104—105
92—93
113—115
120—124
Дальнейшее увеличение содержания
фреона-143 в смеси фреонов-142 и 143 (более 35%
мае.) приведет к большему увеличению тепло-
и холодопроизводительности по сравнению с фре-
оном-12, однако при этом возрастет давление
конденсации смеси и при получении выходящей
из конденсатора воды с температурой 331К оно
окажется больше допустимого — 1570 кПа.
Поэтому испытания с большим содержанием
фреона-143 в смеси не проводили.
Работа холодильной машины по циклу с
переменными температурами в процессах
конденсации и кипения на неазеотропных смесях фрео-
нов показала, что за счет сокращения
энергетических затрат на осуществление цикла
увеличилась холодопроизводительность и
уменьшилась теплопроизводительность по сравнению
с работой на чистом фреоне-12 при одинаковой
температуре воды, подаваемой на конденсатор
и испаритель. Поэтому, например, при работе
на смеси фреонов-142 и 143 с 35% мае. фреона-143
холодопроизводительность возросла на 10—15%,
а теплопроизводительность только на 4—5%.
В связи с этим по сравнению с работой машины
на фреоне-12 наблюдается больший рост
удельной эффективной холодопроизводительности
15

B0—24%), чем эффективного коэффициента
преобразования A3—15%).
В результате испытаний теплового насоса
НТ1,8 на смесях фреонов-11 и 12 с 90% мае.
фреона-12 и фреонов-142 и 143 с 25% мае.
фреона-143 при температуре выходящей из
конденсатора воды 341К получены характеристики
(рис. 3), сравнение которых с данными,
найденными при работе на фреоне-12 (в процентах),
проведено в табл. 2.
В этом случае давление конденсации для
смеси фреонов-11 и 12 с 90% мае. фреона-12
составляет 1640 кПа, для смеси фреонов-142
и 143 с 25% мае. фреона-143 1570 кПа, а для
фреона-12 — 1860 кПа, что намного превышает
допустимое для поршневых компрессоров.
Применение неазеотропной смеси фреонов-142
и 143 с 25% мае. фреона-143 дает возможность
получить выходящую из конденсатора горячую
воду с температурой до 343К без превышения
допустимого давления конденсации 1570 кПа,
тогда как при использовании фреона-12 вода
указанной температуры получается при
давлении конденсации более 1860 кПа. При этом
эффективный коэффициент преобразования на
7—10%, а удельная эффективная холодопроиз-
водительность на 4—6% меньше, чем при работе
теплового насоса на фреоне-12, когда
температура горячей воды не превышает 331 К.*
Таким образом, проведенные исследования
показали, что неазеотропные смеси фреонов-142
и 143 с 25,30 и 35% мае. фреона-143, а также
фреонов-11 и 12 с 90% мае. фреона-12 имеют
следующие преимущества по сравнению с фрео-
Надежная и долговечная работа компрессора
во многом зависит от напряженности
температурного поля. В герметичном компрессоре она
определяется старением изоляции статора,
которое зависит от нагрева встроенного
электродвигателя.
Температурный уровень компрессора
регламентируется допустимым нагревом изоляции
электродвигателя. С освоением новых
электроизоляционных материалов, допускающих более
высокий нагрев, определяющей становится тем-
Таблица 2
Характеристики
Qk
Фреон-12
о ооо о
о оооо
Смесь фрео-
нов-11 и 12
при ?=90%
89—93
89—94
86—87
103—104
103—105
Смесь фрео-
нов-142 и 143
при ? = 25%
92—97
85—90
75—78
112—115
116—119
ном-12: улучшенные энергетические
характеристики и возможность получения выходящей
из конденсатора горячей воды более высокой
температуры.
Эти преимущества дают основание
рекомендовать указанные смеси фреонов для применения
в тепловых насосах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бондарев В. Н. и др. Испытание тепловых
насосов НТ25, НТ40 и НТ80. «Холодильная техника»,
1969, № 3.
2. Б а д ы л ь к е с И. С. Применение метода подобия
для определения термодинамических свойств растворов.
Труды конференции по перспективам развития хладо-
техники в СССР. М., Госторгиздат, 1963.
3. Латышев В. ГГ. Давление насыщенного пара смеси
фреона-143 и фреона-142. «Холодильная техника»,.
1966, № 7.
4. Nagaoka I., Tokagi S. «The Refrigeration»,
1959, Vol. 34, No 378.
5. Кузнецов А. П. Применение неазеотропных
смесей агентов в компрессионных холодильных машинах.
Кандидатская диссертация. Одесса, 1964.
6. Мартыновский B.C. Термодинамические
характеристики циклов тепловых и холодильных машин.
Л., Госэнергоиздат, 1952.
621.57.041:536.24
пература конца сжатия, при которой возможно
разложение фреона и масла.
Температурное поле в герметичном
компрессоре зависит от способа охлаждения
электродвигателя. В средне- и высокотемпературных
компрессорах широко применяется обдув статора
всасываемым фреоном, в низкотемпературных —
охлаждение потоком фреона, проходящим по
каналу между ротором и статором
электродвигателя.
Известен ряд работ по изучению теплообмена
Исследование процессов теплообмена в холодильном герметичном компрессоре
Л. Я. ПЕТРУШАНСКАЯ, А. Л. ЧЕРНЯК
Харьковское опытно-конструкторское бюро холодильных машин
Доктор техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной
промышленности
№

в герметичном компрессоре: исследовалось
температурное поле бессальникового компрессора
ФУБС12М на фреонах-12 и 22 [1], проведены
расчет температурного поля электродвигателей
герметичных компрессоров методом
эквивалентных схем [2] и опыты по выбору схемы
охлаждения герметичных компрессоров [3].
Процесс теплообмена в кольцевых щелевых
каналах между коаксиальными цилиндрами при
вращении внутреннего цилиндра исследовался
многими авторами [4—7]. Обычно охладителем
служил воздух, реже кислород. Ширина
кольцевого канала между статором и ротором
изменялась (от 1 до 20 мм).
Опыты показали, что для двухатомных газов
с числом Прандтля Pr^l можно для расчета
теплоотдачи в кольцевых каналах
электродвигателей использовать критериальные
зависимости
Nu = с Re«, A)
где Re2 = /Re* + Re*;
Rez = / (Vf) при и = 0;
Rett = / (и) при vf = 0;
Vf — осевая скорость потока газа вдоль зазора;
и — окружная скорость ротора.
Для узких кольцевых щелей между двумя
цилиндрами (в нашем случае для канала между
статором и ротором), когда —^1, турбулент-
ность потока наступает при Res>ReKP
ReKp
..у*
26 '
B)
где с — постоянная;
Dcv— средний диаметр канала;
б — односторонний радиальный зазор
между статором и ротором.
На рис. 1 приведена зависимость Nu = f (Re2),
рассчитанная по формулам [4—6], для случая
протекания фреона-12 в канале встроенного
электродвигателя, размеры которого (?>ср~
^ 100 мм, б = 0,2 мм) типичны для герметичного
компрессора.
Как видно из рис. 1, полученные результаты
противоречивы. Исследований этого случая
теплообмена при охлаждении фреонами ранее не
проводилось.
В связи с изложенным, ХОКБ и ВНИХИ
была изучена теплоотдача в канале между
статором и ротором встроенных электродвигателей
герметичных компрессоров с частотой вращения
3000 и 1500 в минуту.
Техническая характеристика испытанных
компрессоров и электродвигателей
Марка компрессора . . . ФГ 0,7~3B) ФГ 0,7 3
Число цилиндров, шт . . 1 2
Диаметр цилиндра, мм 36 36
Nu
70
1
Z
3
7000 ?OUO 3000 WOO 5000 6000 Rez
Рис. 1. Зависимость Nu=/ (Res), рассчитанная по
формулам [4—6]:
1- [5]; 2- [6]; 3- [4].
19
18
3,3 3,16
АВК2-1,1 АГК2-0,37 ДГХ-0,35
Трехфазный переменный
0,55
3000
135
64,7
64,3
0,35
3000
145
84,0
83,5
0,35
1500
161,5
93,9
93,5
0,2
0,25
0,25
0,0230 0,0328
Ход поршня мм ... .
Часовой объем,
описываемый поршнями,
м3/ч
Марка электродвигателя
Род тока
Мощность, кВт ....
Частота вращения
(синхронная), об/мин . .
Диаметр железа статора,
мм
Внутренний диаметр
статора, мм
Диаметр ротора, мм . .
Односторонний
радиальный зазор между
статором и ротором, мм
Поверхность теплосъема
в зазоре
электродвигателя, ма 0,0308
Площадь поперечного
сечения канала между
статором и ротором,
м2 0,149.10-3 0,160.10-3 0,074.10-3
Для направления в канал между ротором и
статором потока фреона в компрессор встраивали
специальную направляющую (рис. 2). Отверстия
в роторе и пазы в железе статора были
заглушены, чтобы всасываемый компрессором пар
направлялся через кольцевой канал между
статором и ротором электродвигателя. Температуру
измеряли хромель-копелевыми термопарами с
помощью потенциометра ПП-63 класса 0,05.
Термопары, измеряющие температуру фреона
в канале электродвигателя, устанавливали так,
чтобы спай находился непосредственно в потоке
фреона. Для этого в изоляционной гребенке
статора часть зубьев удалили, а на их место
установили термопары, изолированные от
поверхности статора фторопластовой лентой. В местах
установки термопар зазор между статором и
ротором контролировался. Схема установки термо-
3 Холодильная техника № 11
17

Рис. 2. Схема установки термопар в опытном компрессоре:
1 — статор; 2 — направляющая; 3 — ротор; 4 — цилиндр;
х — термопара.
пар показана на рис. 2. Тепловые испытания
компрессоров проводили по ГОСТГД0613—63.
Количество циркулирующего фреона Ga
определяли с погрешностью не более 3%.
Физические параметры холодильного агента
(А,, [х, с, у) находили по средней температуре
пара в канале между статором и ротором
(среднеарифметическую из температур на входе в
канал и выходе из него).
30
^ 20
/О
13 РПМ2
PfiMl
Рис. 3. Зависимость отношения количества тепла,
отведенного фреоном до поступления в канал и в канале
электродвигателя, к потребляемой мощности от параметров
рабочего режима: 1 — тепло, отводимое фреоном-22 от
узлов компрессора до поступления в канал; 2 — тепло,
отводимое фреоном-22 в канале электродвигателя;
ФГ 0,7—3, я=1500 об/мин;
ФГ 0,7—3B), я=3000 об/мин.
—
•V
"^¦v*
"""^^¦^
^tA
•
"••v
•
• <
<
•
•
•
^^"Ч
"~---*
/
3
'2
600
500
"i^
чоо
300\
I
200\
то
•
2
1 /\
10
20
30
40 G0,кг/я
Рис. 4. Зависимость среднего коэффициента теплоотдаче
а в канале между ротором и статором встроенных
электродвигателей от расхода фреона Ga:
1 — л=3000 об/мин; 2 — п=1500 об/мин; о — фреон-12;
• — фреон-22.
Всасываемый фреон до поступления в канал
электродвигателя охлаждает верхние лобовые
части статора, крыльчатку ротора, внутреннюю
поверхность диафрагмы и верхнего кожуха.
Общая теплопередающая поверхность этих
узлов в компрессоре ФГ0,7~3 (п=
= 1500 об/мин) составляла 0,124 м2, в
компрессоре ФГ0,7~3 B) (п = 3000 об/мин) — 0,067 м2,
т. е. почти вдвое меньше. Это привело к тому,
что температура фреона, всасываемого в канал
высокооборотного электродвигателя, была на
5—10° С ниже, чем в компрессорах с частотой
вращения 1500 об/мин. При этом фреоном
отводилось значительно большее количество
тепла от узлов компрессора и электродвигателя
перед поступлением в канал, чем в самом
канале.
Зависимость отношения количества тепла,,
отведенного фреоном до поступления в канал QlL
и в канале электродвигателя Q2, к потребляемой
РкМ2
Pkmi
мощности от параметров рабочего режима
представлена на рис. 3. В канале
электродвигателя высокооборотного компрессора (п =
= 3000 об/мин) отводится от 4 до 15% тепла,,
а до поступления в канал от 12 до 25%,.в канале
электродвигателя (п = 1500 об/мин) отводится
от 1 до 7%, а до поступления в канал от 20
до 30% теплового эквивалента мощности
электродвигателя.
На рис. 4 приведена зависимость среднего
коэффициента теплоотдачи а в канале между
ротором и статором встроенных
электродвигателей от расхода фреона Ga.
18


Электродвигатель
АГК2-
1 0,37
АВК2-
1 1,1
дгх-
0,35
Холодильный
агент
Фреон-22
Фреон-22
Фреон-12
Фреон-22
Скорость, м/с
окружная и
12,2^-12,6
9,1-7-9,9
7,05-^7,2
7,05^-7,2
осевая Ve
1,5^-4,5
1,54-4,5
64-8
54-7
ReW
15004-7000
16004-6000
15004-5600
1000-^3500
*evf
i
4004-2500
2504-2600
15004-5800
700-44000
Re2= |
+K*lf 1
155047500
175046550
210048000
18004 5300
В таблице приведен диапазон скоростей и
чисел Рейнольдса, в котором проводились опыты.
С увеличением скорости вращения в 2 раза
(до 3000 об/мин) коэффициент теплоотдачи
в зазоре оказался примерно в 4 раза больше,
чем при частоте вращения 1500 об/мин.
Коэффициент теплоотдачи с ростом
холодопроизводительности также увеличивается.
Испытания компрессора ФГ0,7~3 на фрео-
нах-12 и 22 показали, что коэффициент
теплоотдачи одинаково изменяется для обоих фреонов.
На рис. 5 приведена зависимость lgNu=
= / (lgRes) в канале между ротором и статором
испытуемых электродвигателей. Наклон обеих
кривых tga = 1,5, что указывает на быстрый
рост теплоотдачи при увеличении осевой
скорости, так как окружная скорость для каждого
типа электродвигателей практически постоянна.
Зависимость теплоотдачи в канале
электродвигателей может быть представлена в
критериальном виде
Nu - cRe^5;
для компрессоров с частотой вращения
1500 об/мин с = 1,14-10~5; для компрессоров
с частотой вращения 3000 об/мин с =2,10х
X 10.
Полученные значения коэффициентов
теплоотдачи в канале встроенного электродвигателя
совпадают с найденными в работе [4 ] (см. рис.1)
только для компрессоров с 1500 об/мин в области
Re2 = 30004-3500 и с найденными в работе [5]
для компрессоров с 3000 об/мин в области Res^
= 2000-^3000.
Проведенное исследование показало, что
относительное влияние скорости вращения ротора
(и связанной с ней окружной скоростью потока
и) и расхода холодильного агента, проходящего
через канал электродвигателя (и связанной с ним
1дЫи
1,5
1,0
05
•
• / f
/ • Р°
т% /
/•
/ °
/ •
• / /
/
°/°
C^z
3,0
3,5
4,0 lgffez
Рис. 5. Зависимость lg Nu = / (lg Res ):
/—АГК2-0,37 и АВК2-1,1 я=3000 об/мин; 2 —
ДГХ-0,35 п= 1500 об/мин.
осевой скоростью потока зазора vf)y на процесс
теплообмена зависит от режима работы
компрессора.
В низкотемпературных режимах, когда холо-
допроизводительнссть компрессора
относительно мала, основное значение имеет окружная
скорость. С ростом холодопроизводительности
увеличивается влияние осевой скорости.
В высокотемпературных режимах (режимах
максимальной холодопроизводительности)
эффективность теплообмена практически зависит
только от осевой сксрости.
ЛИТЕРАТУРА
1. Г. И. Шевчук, Л. Е. Me до в а р,
В.Б.Якобсон. Исследсвание температурных полей встроенных
электродвигателей хемдильных компрессоров.
«Холодильная техника», 1969, № 10.
3*
19

2. Г. И. Шевчук. Исследование и расчет тепловых
режимов встроенного электродвигателя герметичного
компрессора. Холодильная техника и технология, вып. 6
«Техника», 1968.
3. Л. Г. Мельниченко, Е. Д. К р и ц к и й,
Б. Д. Редкозуб, Ю. В. Г л у в к о. Исследование
различных систем охлаждения герметичных
компрессоров. «Холодильная техника», 1964, № 3.
4. А. И. Б о р и с е н к о, Е. И. Я н т о в с к и й.
Тепловое сопротивление воздушного зазора электромашин.
Вестник электропромышленности, 1957, № 3.
5. В. В. Мальцев. Исследование движения газа в
теплоотдаче во вращающихся роторах. Вестник
электропромышленности, 1962, № 11.
6. М. А. Михеев. Основы теплопередачи. М., Гос-
энергоиздат, 1956.
7. Ю. А. Кошмаров. Гидродинамика и теплообмен
турбулентного потока несжимаемой жидкости в зазоре
между вращающимися коаксиальными цилиндрами.
Сб. «Тепломассоперенос», т. 3, 1963.
К определению числа ступеней центробежного
компрессора паровой холодильной машины
Доктор техн. наук Г. Н. ДЕН
Невский машиностроительный завод им. В. И. Ленина
621.57.041:621.574.9
В технической литературе отсутствуют
удобные аналитические соотношения, связывающие
параметры центробежного компрессора с
термодинамическими критериями рабочего вещества
и температурами кипения и конденсации
паровой холодильной машины.
В работах [1] и [2] даны формулы и графики,
позволяющие определить число ступеней
центробежного компрессора при работе на различных
рабочих веществах. Однако, они не могут быть
непосредственно использованы в общем случае,
так как некоторые определяющие переменные
величины приняты неизменными.
К ним относятся:
и»
фактор сжимаемости Ми =
Ян '
•^ад
адиабатический коэффициент напора ^ад= —<г
и др.,
где и2 — окружная скорость рабочего колеса;
ак — скорость звука в паре перед
всасывающим патрубком компрессора;
LaA— адиабатическая работа сжатия.
Представляется целесообразным вывести
соотношение, которое позволит непосредственно
определять число ступеней х в зависимости от
величин Ми, К 'Фад* То и ^к-
Пусть турбокомпрессор паровой холодильной
машины должен обеспечить изменение давления
пара от величины /?0, соответствующей
температуре кипения Т0, до величины /?к,
соответствующей температуре конденсации Тк. Депрессии
в трубопроводах между турбокомпрессором и теп-
лообменной аппаратурой не учитываются.
Адиабатическую работу сжатия определим по
формуле
k
-ад :
Ш -]•
A)
Для перехода от давлений рк и р0 к
температурам Тк и Т0 воспользуемся приближенным
соотношением [1], точность которого в
рассматриваемом случае вполне достаточна:
0,50356 / т
1пр =
1- —
B)
где /?кр — давление в критической точке;
6 — число Трутона.
Пренебрегая малой величиной — по срав-
Ркр г
нению с единицей и вводя холодильный
коэффициент цикла Карно, получим
-ад
4 (
ет,
1
C)
Действительная удельная работа компрес
сора L связана с окружными скоростями и тео
ретическими коэффициентами напора сри2 из
вестным соотношением [3 ]
г *
ьад
/=1
"Лад
D)
где / — номер ступени;
РтриРпр—относительные потери на дисковое
трение и протечки через уплотнения
покрывающих дисков.
Если все рабочие колеса имеют одинаковый
наружный диаметр D2 и одинаковые
треугольники скоростей на выходе, то
LaA = хи22г\^Ц)и2A + ртр + Рпр)ср- E)
20

Теоретический коэффициент напора cptt2
зависит от угла выхода, числа лопаток рабочего
колеса и коэффициента расхода и может быть
определен, например, по методике, изложенной
в работе [3].
Из уравнений C) и E) следует:
в г.
(k — 1) М*Т|адфИ2 A+ Ртр + Р„р)сР
F)
ми и кинематическими параметрами и
величиной Ми.
Пренебрегая различием в скоростях звука
перед компрессором и при входе в каналы
первого колеса, можно написать
Показатель степени в формуле F) во всех
представляющих практический интерес случаях
оказывается меньше единицы. Кроме того,
результаты расчета числа колес всегда должны
быть округлены до целого числа, поэтому
экспоненту целесообразно разложить в ряд и
ограничиться только его двумя первыми членами.
Тогда формула F) примет более простой вид:
х== б Ts jk-t0
2Ш2т|адфмA + Ртр + Рпр) #Г° # Г«
Из полученного соотношения следует, что для
рабочих веществ с близкими значениями числа
Трутона и нормальных температур кипения Т$
при одних и тех же температурах Т0 и Тк число
ступеней центробежного компрессора х зависит
только от адиабатического коэффициента напора
ступениtpa„= ЛадФигО + РтР+ РпР) и комплекса
ЫА*.
Для грубых оценочных расчетов при
умеренных значениях Ми можно пользоваться еще
более простой формулой, получающейся из
формулы G), если принять TS^T0, я|?ад^0,5, Ткж
«310К, kM^ttl и учесть, что числа Трутона
у различных рабочих веществ близки и в
среднем Э = 20. Тогда
^к — ^о /оч
*~ 15— • (8)
Для выяснения вопроса о наименьшем
возможном числе ступеней х при заданных значениях
Гк и Т0 необходимо оценить предельно
допустимую величину фактора сжимаемости Ми пр в
ступени центробежного компрессора, которая
определяется газодинамическими и прочностными
условиями. Во избежание существенного
возрастания потерь энергии числа Маха М в
проточной части не должны превосходить некоторого
критического значения, близкого к 0,85—0,90.
В стационарных центробежных компрессорах
с рабочими колесами без вращающегося входного
направляющего аппарата (предкрылка) на
расчетном режиме, как правило, критические
значения числа М достигаются при входе в
межлопаточные каналы колеса первой ступени.
Поэтому необходимо установить связь числа Маха
при входе в каналы колеса Mwl с
геометрическими
(9)
где w1 — относительная скорость потока,
откуда
и2
МипР = — Mwl max-
Размеры входных элементов колеса
определяют из условия обеспечения минимального
значения скорости при входе в межлопаточные
каналы wx mln на расчетном режиме [3].
Условию W\ min соответствует оптимальная
величина коэффициента расхода на входе в
колесо (p00pt, которая не может быть выбрана
произвольно, так как зависит от коэффициента
расхода на выходе из колеса фг2 и относительной
ширины колеса на выходе ^г-:
'/
Фо
и 1 / 2 ** , KD
A0)
где т2 — относительное загромождение
выходного сечения колеса лопатками;
kV2 — изменение удельного объема пара в
колесе, зависящее от Ми, k, i|)aA и C2;
kc = 1,05—1,15; ?2,= 1,01—1,04; &фо=
=0,93—0,96 — конструктивные и
опытные коэффициенты.
Оптимальный коэффициент расхода cp00Pt
оказывается тем выше, чем больше фг2 и ур.
Как показывают опытные данные,
коэффициент расхода фг2 на режиме максимального
к. п. д. возрастает с увеличением угла выхода
лопаток колеса |32 (рис. 1).
Расчеты*, выполненные для фреонов-11, 12,
21, 22, 114 и 142, различных величин
относительной ширины колеса и углов выхода лопаток
(рис. 1), показали, что значение Мипр
практически не зависит от свойств рабочего вещества.
Для колес без предкрылка при большой
относила
тельной ширине -~- = 0,07 даже при малых
2
углах р2 (малые значения фг2) предельно
допустимая величина фактора сжимаемости не
превосходит 1,75; прир2 = 45°Mwnp=: 1,45.
Уменьшение относительной ширины колеса до 0,05
* Расчеты были произведены дипломанткой
Ленинградского технологического института холодильной
промышленности Л. В. Мазур. Связь между фы2 и фГ2
принималась по формуле Стодолы.
21

Ми
1,5
у\
/
4
J
г?
. /\
У Г 2 Opt
0,3
0,2
0,1
10
30
50
70 А/
Рис. 1. Зависимость предельно допустимых величин
фактора сжимаемости Ми пР от угла выхода лопаток колеса
a b2 d
р2 и относительной ширины колеса тт~ ПРИ ТГ~~0'25,
т2=0,92, MW1=0,9:
l—-j?;=0,07; 2 — 0,05; 5 — 0,03; 4 — qv2opf(P2).
позволяет увеличить Мипр примерно на 0,15.
На рис. 2 приведена зависимость
следующего из уравнения G) комплекса
Ts *X&K -2Мипр^ад
от угла выхода лопаток колеса |32, подсчитанная
для предельных значений Ми пр в первой ступени,
показанных на рис. 1.
Изменение угла выхода лопаток колеса |32
в пределах от 20 до 60° мало влияет на величину
т
комплекса -~kx&v . При заданных значени-
ях Тк и Т0, а также k и Ts минимальное
число ступеней компрессора xmin оказывается
практически независящим от |32> так как
увеличение р2, ведущее к росту коэффициента напора,
вызывает снижение Munv. Уменьшение
относительной ширины первого колеса несколько
уменьши
шает величину ^- kx&v
однако при значениях
_-2-=:0,07 и 0,05 минимальное число ступеней
Тк
-г- кхЕк
12
10
7
2
1
10
30
50 70 J32,L
Рис. 2. Влияние типа колеса и его относительной ширины
Тк
на величину комплекса 7р— kx&^ при Ми = Мипр'-
Ь2
1— тг=0,07; 2 — 0,05; 5 — 0,03.
и2
при округлении до ближайшего большего целого
получается практически одинаковым. Вывод
о независимости числа ступеней компрессора
от угла р2 справедлив только для предельных
значений Ми пр. При Ми<^Ми пр увеличение Р2,
т. е. повышение коэффициента напора, может
позволить несколько снизить количество
рабочих колес в многоступенчатом компрессоре.
Современные конструкционные материалы
обеспечивают надежную работу стационарных
центробежных компрессоров при окружных
скоростях и2 = 280—320 м/с. Окружные
скорости, получающиеся из условия Ми = Ми пр,
для высокомолекулярных рабочих веществ
значительно ниже и, следовательно, вполне
приемлемы по условиям прочности. В случае
проектирования компрессора для легкого рабочего
вещества, например аммиака, число ступеней х
определяют, исходя из условий прочности, а не
газовой динамики.
Сопоставление результатов подсчета числа
ступеней центробежного компрессора при Ми<^
<7WU пр по формулам G) и (8) показывает, что
для легких рабочих веществ, исходя из условий
прочности, число х, полученное по
приближенной формуле (8), следует округлять в большую
сторону, а для высокомолекулярных рабочих
веществ — в меньшую.
Выводы
Число ступеней х центробежного компрессора
паровой холодильной машины зависит от
газодинамических и термодинамических критериев
подобия: фактора сжимаемости МиУ показателя
адиабаты k, числа Трутона 6, холодильного
коэффициента цикла Карно ек, отношения
температуры конденсации к нормальной температуре
т
кипения ¦—- и адиабатического коэффициен-
1 s
та напора ступени компрессора г|)ад.
Число ступеней х приближенно может быть
определено по простой формуле
Тк-Т0
л - 15 .
Предельно допустимые значения фактора
сжимаемости Мипр при работе на
высокомолекулярном рабочем веществе определяются
газодинамическими условиями и могут быть оценены
с помощью рис. 1 в зависимости от типа и
относительной ширины первого рабочего колеса.
ЛИТЕРАТУРА
1. Б а д ы л ь к е с И. С. Рабочие вещества холодильных
машин. М., Пищепромиздат, 1952.
2. Ч и с т я к о в Ф. М. Холодильные турбоагрегаты.
М., «Машиностроение», 1967.
3. Рис В. Ф. Центробежные компрессорные машины.
М.-Л., «Машиностроение», 1964.
22

Температура конденсации при цикличной работе холодильной машины
Канд. техн. наук Б. С. ВЕЙНБЕРГ
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной
промышленности
621.572:66.095.3/.4
В конденсаторе циклично работающей
холодильной машины давление, температура
конденсации и температуры в различных точках
конденсатора циклично колеблются, повышаясь
при работе компрессора и снижаясь при его
стоянке. Температуры повышаются, когда
тепловая нагрузка, приносимая нагнетаемым паром
(за вычетом тепла, уносимого жидким
холодильным агентом), больше теплоотдачи в
окружающую среду и тепло накапливается в
конденсаторе. Понижение температуры при стоянке
обусловлено продолжающейся теплоотдачей вплоть
до момента следующего пуска компрессора
(рис. 1, а).
Пределом, к которому стремится
возрастающая температура конденсации tK, является
температура баланса ^аЛ — температура
конденсации в непрерывно работающей машине с такой
же интенсивностью тепловой нагрузки
конденсатора.
Пределом понижения температуры при
стоянке является температура окружающей среды ^0Кр-
Циклично работающая холодильная машина
является сложной колебательной системой1,
состоящей из ряда связанных друг с другом
подсистем (рис. 1, б).
Основной является автоколебательная
подсистема испаритель — компрессор с обратной
связью. Частота колебаний (число циклов в час),
их форма и амплитуда определяются
параметрами колебательного контура.
В остальных подсистемах колебания
являются вынужденными.
Своеобразие режима конденсатора при
цикличной работе и заключается в том, что
колебания температуры конденсации и связанных
с ней величин являются вынужденными, а
моменты начала и конца поступления пара в
конденсатор (рабочей части цикла) определяются
не режимом конденсатора, а независящими от
него (в первом приближении) колебаниями в
автоколебательной подсистеме испаритель —
компрессор.
Вторым отличием колебательных явлений в
конденсаторе является то, что характер
(интенсивность) его тепловой нагрузки также
диктуется извне и практически не зависит от
температуры конденсации. Количество
поступающего пара и его энтальпия определяются
колебаниями в подсистеме испаритель —
компрессор, а также приращением энтальпии в компре-
соре и теплообменом трубопроводов с
окружающей средой. Только энтальпия жидкости, от-
1
И
|_
ТР
1
км
_J
1
кд
1 Вейнберг Б. С. Температура камеры при
цикличной работе холодильной машины. «Холодильная
техника», 1971, № 8.
Рис. 1. Колебательные явления в циклично работающей
холодильной машине:
а — изменение температур конденсации и кипения; б —
колебательные контуры в холодильной машине.
водимой от конденсатора, непосредственно
связана с температурой ко'нденсации.
Между конденсатором и компрессором также
имеется обратная связь (влияние давления
конденсации на производительность компрессора
и приращение энтальпии пара в нем), однако
она не является определяющей и может оказать
лишь незначительное корректирующее влияние
на характер автоколебаний.
Расчет колебаний в системе холодильной
машины очень сложен. Он еще более усложняется,
если задается зависимость между
рассматриваемой колебательной системой и ее связями
с окружающей средой на холодной и теплой
сторонах (теплоприток к охлаждаемому объекту,
системы теплоносителя и холодоносителя,
обратное охлаждение воды в градирне и т. п.).
Поэтому для первоначального рассмотрения
необходимо упростить задачу, абстрагируясь от
второстепенных факторов и связей, которые,
не изменяя качественного характера решения,
вносят незначительные коррективы в
количественные зависимости.
23

Рассмотрим, например, малую холодильную
установку со следующей характеристикой:
— в подсистеме испаритель — компрессор
происходят колебательные процессы с
длительностью цикла Ат и его частей рабочей Атр и
нерабочей Атн;
— колебания температуры конденсатора не
влияют на колебательные процессы в
подсистеме испаритель — компрессор;
— конденсатор охлаждается окружающей
средой с постоянной температурой /окр:
поверхность конденсатора F, коэффициент
теплопередачи k, водяной эквивалент конденсатора В
неизменны и одинаковы в обеих частях цикла;
температура всех частей конденсатора равна
температуре конденсации /к;
— интенсивность тепловой нагрузки
конденсатора в рабочей части цикла BКД ккал/ч
неизменна, а в нерабочей части цикла равна нулю.
Правомерность предположения о постоянстве
нагрузки конденсатора иллюстрируется на рис. 2
кривыми изменения температур кипения t0
и конденсации tK после пуска отепленной
холодильной машины и длительной непрерывной
работы. По мере понижения температуры кипения
уменьшается весовая производительность
компрессора, но растет энтальпия нагнетаемого пара.
В результате нагрузка конденсатора проходит
через максимум, снижается в течение
некоторого времени и в конце концов становится
стабильной. При температурах кипения ниже /0А в
узких пределах изменения t0 вполне допустимо
считать тепловую нагрузку конденсатора
постоянной.
Задача о колебаниях температуры
конденсации при цикличной работе легко решается, если
использовать понятие температуры баланса
/баЛ — предела, к которому стремится tK (рис. 3)
Н
аЛ"
• /окр = ?р~ = 0 °С.
A)
t;ci
t
Loxp
I
^-~^Л__
A
\^^_
Рис. 2. Изменение температур конденсации и кипения
после пуска отепленной холодильной машины.
• t;c\
*бал
\
*?
~т
Т
А
с§
«3
I
^>>^^
1
SNXX^NXNXVNX
^ Ш
i
\
* $
? г
ДГр
:
г
$
у
%
А
V г-^*"
\ ^
I
ДГН
АТ
'"ЪуЪ
>п'\
*
4
\ k
^
/^
/-
>
<^>
/ '
/ оЙ
^
<3ь
' * t
г, у
ЧНр
Рис. 3. Колебания температуры конденсации при
цикличной работе холодильной машины.
При заданной интенсивности нагрузки <2КД
и цикличной работе компрессора колебания
температуры конденсации будут находиться в
диапазоне между /баЛ и /окр, каковы бы ни были
длительность цикла Ат и коэффициент рабочего
времени Ь0.
Тепловой баланс конденсатора в рабочей части
цикла
Qk^p = kF (/р — /окр) d%v + Bdtp ккал, B)
где /р — текущая температура конденсации в
рабочей части цикла.
После ряда преобразований определяется
длительность этой части цикла
А 1 1 /бал — /щ.
Атр = — In -г т- *,
а Гбал—'кг
C)
где /К1 соответствует началу, a /К2 — концу
рабочей части цикла, их значения определяются
ниже.
Величина а — постоянная, включающая
параметры конденсатора В и kF, а для рабочей
части цикла еще и параметры, определяющие
взаимосвязь тепловой нагрузки с температурой
конденсации. В рассматриваемой задаче QK? не
зависит от /к и значения а одинаковы в обеих
kF
частях цикла и равны -к- 1/ч.
Тепловой баланс в нерабочей части цикла
kF (tK— /окр) + BdtH = 0 ккал, D)
где dtK — величина отрицательная, a /н—
текущая температура конденсации в нерабочей
части цикла.
Отсюда
А * , ^К2 ^ОКР
-/,
окр
E)
В уравнениях C) и E) значения Атр и Атн
известны, так как диктуются цикличной работой
подсистемы компрессор — испаритель. Решая
24

совместно уравнения C) и E), находим /к1 и /К2,
а также их разность — амплитуду колебаний
температуры конденсации
tut —
^бад О — Ер) Еп + /окр О — ?н)
1 — E-qEb.
зс,
tu9.
/бал A — Яр) + W A — ?н) ?р
1-ЯюЯ
р?н
, , -о п С-?р)('-?н) сГ
Ы — Ы — Оц-0 1—?р?н ^
Здесь
Кроме того,
:р: ?н = е
—аЛт
ся; ?р?н = е-
аДт
енA-^н) = 0рA-?р)°с-
F)
G)
(8)
(9)
A0)
Характер изменения температуры
конденсации ,/к по времени также определяется через
известные величины Атр и Атн. Однако вместо
абсолютных значений удобнее отсчитывать
температуры в рабочей части цикла от /бал и в
нерабочей — ОТ /окр-
е-™ =0рв-ат °С A1)
/б ал
:8
1 — ?н?р
и
/н — /окр = 9
?р -б-ат
_.7Г=-К ^.не-аТоС. A2)
1 — ?н?р
В уравнениях A1) и A2), так же как и^в B)
и D), время отсчитывается от начала данной
части цикла.
Количество тепла, принесенного паром в
конденсатор в течение рабочей части цикла,
рассеивается в окружающую среду в течение обеих
частей цикла; оно равно, очевидно,
А№=<2кдАтр ккал. j A3)
Количества тепла, рассеиваемого по частям
цикла, пропорциональны нижним
заштрихованным площадкам I и II на рис. 3. Они могут быть
определены интегрированием, исходя из
приведенных выше уравнений, однако и без вывода
ясно, что в течение нерабочей части цикла
отдается окружающей среде количество тепла,
равное
д^н = 50ц ккал/цикл A4)
и в течение рабочей части цикла
Верхняя заштрихованная площадка III
пропорциональна теплу, накопленному в
конденсаторе в течение рабочей части цикла. Она равна
нижней правой площадке II под кривой 2—/,
что также легко доказать, если известны
уравнения кривых 1—2 и 2—1 A1) и A2).
Анализ приведенных выше выражений
показывает, что при неизменной /окр (рис. 4):
АГР- AW
AW*
Р.Ср
> tcp > /fl.
сР-
= <2кДАтр — ?9Ц ккал/цикл. A5)
Средняя температура конденсации в
нерабочей части цикла (при усреднении по площади
под кривой 2—1 на рис. 3) равна
/н. ср = /окр + kFArK °с* A6)
Соответственно определяется средняя
температура в рабочей части цикла /Р>СР и средняя за
цикл /ср. Эти три средних значения не равны
между собой:
Рис. 4. Колебания температуры конденсации в циклах
одинаковой длительности, но с разными коэффициентами
рабочего времени (а) и в циклах различной длительности
с одинаковыми коэффициентами рабочего времени (б).
— цикличный режим заданного конденсатора
полностью определяется значениями фкд, Атр
и Атн;
— при постоянных длительности цикла Ат
и интенсивности нагрузки <2КД с увеличением
коэффициента рабочего времени неизменными
остаются только /баЛ и 6; растут /к1 и /к2;
в пределе, при коэффициенте рабочего времени
Ь0, стремящемся к 1,0, обе температуры
стремятся к /бал и, обратно, при bo, стремящемся к 0,
обе температуры стремятся к /окр; наибольшее
значение амплитуды 6Ц = /к2 — /Ki
наблюдается при Ь0, равном 0,5, что доказывается
приравниванием нулю производной от 6Ц по Атр
(см. уравнение 8). В этом случае
1 — ?Р
0ч = е 1 + Ер »
следовательно, амплитуда колебаний тем
меньше, чем короче циклы и чем меньше a=-g-;
— при заданных фкд и коэффициенте рабочего
времени Ь0 с одновременным и
пропорциональным ростом Ат, Атр и Атн неизменными остаются
/бал, 9, /ср, часовые количества полученного
и отданного окружающей среде тепла;
снижаются /К1 (приближаясь к /0кР), *н.сР; возрастают
/к2 (приближаясь к /баЛ), Эр, 6Н, 6Ц, /рср;
в пределе /к2 и /р.ср стремятся к /бал; tK1 и /н#сР
стремятся к /окр.
Пределы применения предлагаемой методики
расчета определяются допустимым
расхождением расчетных и измеренных величин. Основная
предпосылка расчета — постоянство нагрузки
4 Холодильная техника № 11
2S

QKH приближается к реальным условиям при
малой амплитуде колебаний температуры
кипения, при коротких циклах, невысоких
значениях b0J при малой амплитуде колебаний
температуры конденсации.
Не следует недооценивать и влияния
вторичных процессов в холодильной машине, вносящих
возмущения в начальные периоды рабочей и
нерабочей частей циклов, например, выравнива-
Реле протока
Канд. техн. наук А. Г. РОТЕНБЕРГ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
621.318
Реле протока служит для автоматической
защиты компрессора от перегрева в случае
недопустимого уменьшения количества воды,
протекающей через охлаждающие рубашки
цилиндров, или прекращения ее протекания.
Промышленный выпуск реле протока РП-12
и РП-67 для холодильных установок освоен
около восьми лет назад. Однако и в настоящее
время потребность в них не удовлетворяется.
До выпуска реле этих типов на
холодильниках применяли струйные реле протока
собственного изготовления и реле протока типа РП
Казанского завода «Теплоконтроль». Струйное реле
представляет собой воронку, укрепленную на
рычаге, в которую сливается вода,
охлаждающая рубашки компрессора. При уменьшении
расхода воды воронка опорожняется и рычаг,
воздействуя на контакт, выключает компрессор.
Струйное реле по принципу действия
соответствует своему назначению, так как исключается
подача ложного сигнала при отсутствии воды.
Однако в исполнении, соответствующем
взрывоопасным помещениям класса В-16, такие реле
получаются громоздкими и поэтому
распространения в холодильной технике не получили.
Для контроля наличия струи воды в системе
охлаждения ртутных выпрямителей
применяется реле протока РП Казанского завода «Тепло-
контроль» (рис. 1). Однако, как это показано
дальше, представляя интерес по принципу
действия, оно по своей конструкции не
соответствует условиям работы на холодильных
установках.
Корпус J реле РП закрыт крышкой 2 с
прокладкой 3. Крышка крепится к корпусу резьбо-
ния давлений в машине с капиллярной трубкой,
затопления конденсатора или прорыва пара из
конденсатора в испаритель при
несбалансированной капиллярной трубке, усиленного
поглощения тепла нагнетательным трубопроводом в
начале рабочей части цикла, влияния воздуха
в системе и др. Эти процессы обычно не
поддаются расчету, поэтому на начальных стадиях
расчета ими пренебрегают.
выми шпильками. На крышке установлены
микропереключатели 4. С клапаном 5 связан
шток 6. Сильфон 7 прикреплен к штоку и к
крышке и герметизирует их подвижное соединение»
Рис. 1. Реле протока РП завода «Теплоконтроль».
Перемещение штока передается диску 8 и
микропереключателям. Подъему клапана и штока
противодействует пружина 9,
отрегулированная так, что при максимально допустимом
давлении воды в трубопроводе C,5 кгс/см2) и
отсутствии расхода воды она удерживает клапан
в закрытом положении. Таким образом, сила-
пружины больше произведения давления в
трубопроводе на эффективную площадь сильфона.
Это свойство реле РП является очень важным,,
так как, если за реле РП в трубопроводе
возникнет пробка или будет случайно перекрыт
трубопровод, реле закроется и будет подан сигнал
о прекращении струи воды. Недостатком реле
РП является его малая чувствительность —
минимальное давление, при котором открывается
клапан,
Лп1п = 3,5 —-рг— кгс/см2,.
26

где Рдф с — эффективная площадь сильфона;
^к — площадь уплотнения клапана.
Реле РП имеет также два существенных
конструктивных недостатка. Герметизирующий
сильфон выполнен из нескольких спаянных
оловом сильфонов. В местах спайки образуются
свищи, так как олово разрушается парами
аммиака, если прибор используется для защиты
аммиачных компрессоров. Ввод проводов не
герметизирован и реле РП непригодно для
взрывоопасных помещений класса В-16.
Ниже описываются реле протока,
получившие широкое применение на холодильниках.
Реле протока РП-12. Схема реле
предложена работниками Московского
холодильника № 12 П. С. Мамонтовым и М. Р. Ера-
стовым. Прибор разработан по ВНИХИ.
Мембранное реле протока для воды РП-12
(рис. 2) имеет точеный алюминиевый корпус 1,
\ Т-У-
Рис. 2. Мембранное реле протока для воды РП-12
состоящий из двух частей. В нижнюю часть
ввернуты два штуцера 2. Между верхней и
нижней частями корпуса, стянутыми шестью
винтами, зажата мембрана 3 из гладкой листовой
резины толщиной 1 мм. В верхнюю часть вставлена
капроновая обойма с микропереключателем 4
(марки Д-701) и присоединительными втулками.
Крышка 5 с прокладкой герметично закрывают
реле сверху, а букса герметизирует ввод
проводов. Над мембраной находится шток 6 с
пружиной. Регулировочный винт 7 позволяет
сузить проходное отверстие, по которому
протекает вода. Резьбовое гнездо в корпусе для
регулировочного винта закрыто заглушкой 8.
Мембрана является чувствительным
элементом реле. Над ней воздух находится при
атмосферном давлении. Давление воды под мембраной
определяется гидравлическим сопротивлением
проходного отверстия 9 при данном количестве
протекающей воды и определенном положении
винта 7. Разность давлений под и над мембраной,
умноженная на эффективную площадь мембраны,
является силой, которая при достаточном
количестве протекающей воды должна преодолеть
силу пружины штока и усилие внутренней
пружины микропереключателя. Минимальное
давление срабатывания 0,4 кгс/см2. Летом это
давление получают при большем расходе,
вывернув регулировочный винт, зимой — при
меньшем расходе воды, ввернув регулировочный винт.
Электрическая схема включения реле РП-12
в цепь компрессора показана на рис. 3. При
достаточном расходе воды нормально открытые
контакты микропереключателя замыкаются и
подготавливают электрическую цепь
магнитного пускателя к пуску компрессора. При
отсутствии протока воды или недостаточном ее
количестве мембрана со штоком опускаются в
крайнее нижнее положение и размыкаются нормально
открытые контакты микропереключателя.
Рис. 3. Электрическая схема включения реле РП-12
в цепь компрессора:
/ — автоматический выключатель АП-25-ЗМП; 2 —
кнопка магнитного пускателя; 3 — магнитный пускатель;
4 — микропереключатель; 5 — двигатель компрессора.
Реле протока РП-12 необходимо
устанавливать на сливном трубопроводе охлаждающей
воды, так как при засорении трубопровода оно
будет подавать ложный сигнал о достаточном
расходе воды, действуя как реле давления.
Опытным заводом ВНИХИ до 1967 г. включительно
выпущено несколько тысяч реле протока РП-12.
Техническая характеристика реле протока РП-12
Рабочая среда Вода
Количество протекающей воды при
давлении 3 кгс/см2, м3/ч 2,5
Минимальное давление срабатывания,
кгс/см2 0,4
Диаметр условного прохода, мм 9,0
4*
27

Температура среды, °С 1—60
Напряжение, подводимое к
микропереключателю, В 220
Габаритные размеры, мм 65x65x100
Масса, кг 0,8
Реле протока РП-6 7. В 1967 г.
во ВНИХИ разработано реле РП-67 (рис. 4),
допускающее большие пределы регулируемого
протока воды. Это простой в эксплуатации и
дешевый прибор.
Корпус /, крышка 2, насадка 3 и гайка 4
литые из капрона. Между верхней и нижней
частями корпуса, стянутых четырьмя винтами,
зажата мембрана 5 из гладкой листовой резины
толщиной 1 мм. В крышке находится
микропереключатель 6 типа Д-701, втулки и винты для
крепления проводов, герметизирующая ввод
проводов прокладка 7 и фигурная пружина 8. Реле
РП-67 устанавливается за вентилем, на сливном
трубопроводе охлаждающей воды. Включается
в электрическую схему так же, как реле РП-12.
Необходимый минимальный расход воды, при
котором реле включает компрессор, создается
путем регулировки вентиля, установленного до
реле, и регулировки положения насадки на
корпусе.
При установке РП-67 необходимо тщательно
уплотнить соединение обеих частей корпуса
и ввод двужильного провода круглого сечения,
чтобы удовлетворить условиям взрывобезопас-
ности помещений категории В-16 и исключить
Рис. 4. Реле протока РП-67.
проникновение влажного воздуха. Конденсация
влаги внутри реле недопустима, так как
вызывает коррозию и разрушение пружины
микропереключателя.
Техническая характеристика реле РП-67
Рабочая среда Вода
Рабочее давление, кгс/см2 10
Регулируемые пределы количества
протекающей воды, необходимого для
замыкания (и размыкания) контакта реле, при
давлении в трубопроводе 1—3 кгс/см2,
м3/ч от 0,05—3,7
до 0,03—2,3
Максимальное количество протекающей
воды через реле при давлении в
трубопроводе 3 кгс/см2, м3/ч 9,0
Минимальное давление срабатывания реле,
кгс/см2 0,4
Диаметр условного прохода, мм 19
Температура среды, °С 1—60
Напряжение, подводимое к
микропереключателю, В 220
Габаритные размеры, мм 50x59x126
Масса, кг 0,19
Реле РП-67 выпускается Опытным заводом
ВНИХИ.
Комбинированный прибор
С В Р П - 1 5 (рис. 5). Для экономии воды,
охлаждающей цилиндры компрессора,
устанавливают соленоидный вентиль, включенный в
электрическую цепь* параллельно с пусковым
устройством двигателя компрессора.
Универсальным соленоидным вентилем для
аммиака, фреона и воды является вентиль типа
СВМ — соленоидный мембранный вентиль
непрямого действия. В нем электромагнит
открывает и закрывает вспомогательный клапан.
Основной клапан соленоидного мембранного
вентиля непрямого действия закрывается под
действием своего веса и пружины. Этих сил в
соленоидном вентиле недостаточно, чтобы
преодолеть сопротивление штока в сальнике. Поэтому,
в частности, в соленоидных вентилях не делают
устройства, указывающего положение основного
клапана. Однако в соленоидных вентилях
общего назначения такой сальник должен был бы
работать на аммиаке или фреоне при перепаде
давлений до 16 кгс/см2. При установке
соленоидного вентиля на водяной трубе охлаждения
рубашек цилиндра компрессора к сальнику
будут предъявлены значительно более легко
выполнимые требования: он не должен
пропускать воду при перепаде давления, меньшем
1 кгс/см2, так как вода подается на клапан,
а сальник расположен за ним. Это
обстоятельство использовано при создании прибора
СВРП-15, в котором объединен мембранный
соленоидный вентиль непрямого действия и реле
протока. За счет увеличения необходимого
28

jra
C~3EZ_J
Bad A
для открывания основного клапана
перепада давления до 0,6 кгс/см2, была усилена
пружина основного клапана. Шток, проходящий
через сальник, сделан минимального диаметра
и это обеспечивает надежность закрывания
основного клапана вентиля с передачей движения
от него через сальник к микропереключателю.
Корпус вентиля проходного исполнения. Он
отлит из ковкого чугуна и подвергнут токарной
обработке. В корпус завальцовано седло из
нержавеющей стали.
В корпусе рассверлены отверстия для
крепления крышки.
Узел основного клапана состоит из обоймы
с уплотняющей резиной, фильтрующей шайбы
Рис. 5. Комбинированный прибор СВРП -15
мембраны, стянутых на стержне с помощью
тарелки. Стержень заканчивается штоком /,
который проходит через ;сальник 2, зажатый
в нижней части корпуса. Внутрь стержня
вставлена пружина 5, опускающая основной клапан.
По своему наружному краю мембрана зажата
между корпусом и крышкой.
На стальной крышке выточено седло малого
клапана и закреплена диамагнитная трубка,
внутри которой находится сердечник с уплотнитель-
ной резиной и пружиной. Из полости высокого
давления во вспомогательную полость над
мембраной вода проходит через «фильтрующую щель»
и загрузочное отверстие, а из вспомогательной
полости в диамагнитную трубку — через два
2»

отверстия в плоскости, перпендикулярной к
разрезу, показанному на рис. 5. На
диамагнитную трубку надеты катушка электромагнита
и стакан магнитопровода с вводом и креплением
для проводов. К фланцам трубопровода вентиль
крепится двумя продольными шпильками.
Рис. 6. Электрическая схема включения
комбинированного прибора СВРП-15 в неавтоматизированной
холодильной установке:
/ — автоматический выключатель АП-25-ЗМП; 2 —
катушка соленоидной части; 3—кнопка магнитного
пускателя; 4 — магнитный пускатель; 5 —
микропереключатель реле протока; 6 — двигатель компрессора.
Реле протока состоит из кронштейна 4,
указателя 5 и обоймы 6 микропереключателя 7.
Обойма пластмассовая, закрыта гибкой крышкой
8 из резины или лакоткани. Обойма крепится
к нижней резьбовой части корпуса с помощью
кронштейна 5, выполненного из полосы и двух
регулировочных гаек 9. Такое крепление
позволяет перемещать обойму по вертикали
относительно корпуса вентиля. Указатель позволяет
отмечать положение обоймы относительно
корпуса. Между концом штока и участком
лакоткани (резины) над кнопкой
микропереключателя находится нажимное устройство 10,
состоящее из стаканчика с колпачком, втулки
и пружины. Усилие предварительного натяжения
этой пружины болыиэ усилия пружины
микропереключателя.
В отличие от реле протока РП-12 и РП-67,
прибор СВРП-15 не обязательно устанавливать
на сливном трубопроводе охлаждающей воды.
Его можно мэнтировать в середине
трубопровода. Микропереключатель в СВРП-15 включен
в схему так, что при нажатии кнопки
электродвигатель компрессора выключается. Если в
электромагнит прибора СВРП-15 ток не
поступает, малый клапан закрыт, давление над
мембраной равно давлению под ней, основной клапан
закрыт и компрессор выключен.
При отсутствии воды, несмотря на наличие
тока в катушке электромагнита, основной
клапан опущен и двигатель компрессора
выключен.
Если за прибором закрыть трубопровод, то
даже при наличии тока в катушке электромагнита
основной клапан закроется, так как давление
над мембраной станет равным давлению под
ней, и двигатель компрессора выключится.
Высота подъема над седлом основного клапана
определяется расходом воды через него.
Нажимное устройство утапливает кнопку
микропереключателя при различных положениях
основного клапана в зависимости от положения
обоймы микропереключателя относительно корпуса
прибора. Если с помощью гаек кронштейн с
обоймой микропереключателя поднят
относительно корпуса, то при опускании основного
клапана шток нажимает на втулку, утапливает
кнопку микропереключателя и при дальнейшем
опускании основного клапана на его седло
втулка, сжимая пружину, опускается
относительно стаканчика. С появлением и
увеличением расхода воды через вентиль основной клапан
поднимается с седла, но компрессор включается
не сразу, а только после достижения заданного
расхода воды. При поднятой обойме
микропереключателя основной клапан должен полностью
подняться, чтобы освободить кнопку
микропереключателя. Таким образом, при верхнем
положении обоймы микропереключатель включает
компрессор только при очень большом расходе
воды.
;Если обойма опущена, то компрессор будет
включаться при малом расходе воды.
Электрическая схема включения
комбинированного прибора СВРП-15 в
неавтоматизированной холодильной установке показана на рис. 6.
При запуске компрессора кнопка должна быть
нажата в течение примерно 2 сек, так как за это
время должен открыться основной клапан, чтобы
микропереключатель замкнул цепь магнитного
пускателя компрессор а.
В автоматизированных холодильных
установках кнопка должна быть заменена контактом
реле времени.
Прибор СВРП-15 имеет пылебрызгозащищен-
ное исполнение и пригоден для установки во
взрывоопасных помещениях класса В-16. По
схеме устройства СВРП можно разработать прибор
с большим диаметром условного прохода, на-
30 .

пример на базе серийного соленоидного
мембранного вентиля СВМ-25.
Техническая характеристика СВРП-15
Рабочая среда Вода
Максимальное давление рабочей среды,
кгс/см2 8
Диаметр условного прохода, мм 15
Температура среды, СС 1—60
Напряжение, В 220
Потребляемая мощность, В-А 10
Габаритные размеры, мм 210X82X69
Масса, кг 1,76
Сравнивая описанные выше реле протока,
можно сделать следующие выводы.
Наиболее простым, надежным и
чувствительным прибором является реле РП-67, однако
устанавливать его можно только на сливном
трубопроводе охлаждающей воды.
Устройство типа СВРП является
перспективным, так как позволяет совместить реле протока
с соленоидным вентилем и работоспособно при
обеих схемах установки: на сливном
трубопроводе и в замкнутом трубопроводе.
Об улучшении теплотехнических характеристик
рефрижераторных вагонов производства ГДР
Канд. техн. наук В. И. ГАМИРОВ, А. П. ДЮБКО, Е. П. ГОРШКОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт железнодорожного
транспорта
629.1-444D30.2)
Удельный вес рефрижераторных вагонов в
общем изотермическом парке в 1961 г. составил
10%, а к концу 1970 г. превысил 30%.
Для поддержания рефрижераторных вагонов
в исправном состоянии создана широкая сеть
специализированных депо и вагоноремонтный
завод. Однако теплотехнические характеристики
рефрижераторных вагонов в ряде случаев не
•соответствуют предъявляемым требованиям, что
отрицательно влияет на качество перевозимых
грузов.
Холодильное и энергетическое оборудование,
установленное на рефрижераторном подвижном
составе, подбирается, исходя из максимальных
(нормативных) коэффициентов теплопередачи.
Если предположить, что производительность
холодильного оборудования в процессе
эксплуатации не выходит за пределы, учтенные при его
расчете, то "для обеспечения надлежащих
условий перевозки скоропортящихся грузов
необходимо, чтобы фактические коэффициенты
теплопередачи К и /Су не превышали максимальных
расчетных значений (/С и /Су — средний и
условный коэффициенты теплопередачи соответственно
при неработающих и работающих вентиляторах).
С 1953 г. на железных дорогах страны начали
эксплуатироваться 23-вагонные
рефрижераторные поезда. В настоящее время техническое
состояние вагонов этих поездов, по данным
вагонных депо, является неудовлетворительным. При
температуре наружного воздуха ниже —20° С
полы грузовых вагонов, как правило,
промерзают. Температуры воздуха около дверных
проемов и в других точках вагона значительно
различаются. У 60% вагонов, поступавших как
в первый, так и во второй заводской ремонты,
значения коэффициентов теплопередачи кузова
превосходят нормативные, учтенные при подборе
холодильного оборудования. За 1—3 года до
наступления срока заводского ремонта более
чем у половины парка вагонов не обеспечивается
поддержание заданных температур.
С 1957 г. эксплуатируются 12- и 5-вагонные
рефрижераторные секции производства ГДР.
В 1960 г. конструкция этих вагонов значительно
улучшена: в качестве гидроизоляционного
покрытия пола вместо оцинкованной стали
применена резиновая пластина, у вагонов 5-вагон-
ных секций выполнена частичная подшивка
потолка металлическими листами.
Теплотехнические характеристики
указанных вагонов представлены графически на
рисунке. Штрихпунктирные линии на графиках
соответствуют расчетным значениям
коэффициентов теплопередачи /Ср, которые учтены при под-
'боре холодильного оборудования.
У вагонов с металлическими
гидроизоляционными покрытиями пола 12-вагонных
рефрижераторных секций в период до первого заводского
ремонта, который проводился через 6 лет после
постройки, средний темп увеличения коэффициентов
теплопередачи составил в год 0,03 ккал/(м2 • ч • °С).
Если предположить, что темп
изменения этой величины сохранится и в
дальнейшем, то уже через четыре года после первого
заводского ремонта средний и условный коэф-
31

Продолжительность эксплуатации, годы
Продолжительность эксплуатации; годы
Зависимость коэффициентов теплопередачи К (/, 3)
и /Су B, 4) кузовов рефрижераторных секций от
продолжительности эксплуатации для вагонов с металлическим
(У, 2) и резиновым гидроизоляционными покрытиями пола
C, 4):
—— фактические изменения коэффициентов
теплопередачи;
расчетные изменения коэффициентов
теплопередачи;
а — 12-вагонные секции: ожидаемые изменения
коэффициентов теплопередачи; б — 5-вагонные секции:
ожидаемые изменения коэффициентов
теплопередачи при существующей технологии заводского ремонта
вагонов; —о— то же, при рекомендуемой технологии.
фициенты теплопередачи должны составить
соответственно 0,43—0,45 и 0,52—0,55 ккал/(м2 -ч. °С).
Однако фактические значения этих
коэффициентов превосходят ожидаемые почти в 1,4
раза, что соответствует темпу изменения
коэффициентов теплопередачи за год соответственно
0,075 и 0,11 ккал/(м2-ч-°С). Таким образом,
через 2,5—3 года после первого заводского
ремонта теплотехническое состояние вагонов таких
секций будет неудовлетворительным.
Коэффициенты теплопередачи вагонов с
металлическими гидроизоляционными покрытиями
пола 5-вагонных рефрижераторных секций на
протяжении 10-летнего периода эксплуатации
остаются ниже максимально допустимого
значения. Вместе с тем плотность кузова весьма низ- •
кая, так как перед вторым заводским ремонтом
условный коэффициент теплопередачи равен
0,68—0,78 при допустимом расчетном значении
7(рмт=0,62 ккал/(м2-ч-°С). Среднегодовые
темпы увеличения средних и условных
коэффициентов теплопередачи составляли соответственно
для первого межремонтного периода 0,02 и 0,03,
а для второго — 0,04 и 0,05 ккал/(м2-ч-°С).
Поскольку при первом заводском ремонте
теплотехнические свойства восстанавливались всего
на 12—17%, а интенсивность" их увеличения в
дальнейшем возросла почти в 2 раза, то уже
через 1,5 года после первого заводского ремонта
условные коэффициенты теплопередачи
превысили максимально допустимые значения.
Резкое ухудшение в процессе эксплуатации
теплоизоляционных свойств вагонов с
металлическими гидроизоляционными покрытиями пола
объясняется недостатками конструкции кузова
вагонов и несовершенством технологии
изготовления и заводского ремонта. Недостатки
заключаются главным образом в ненадежной
конструкции верхнего покрытия поля и вследствие этого
попадания в теплоизоляцию дезопромывочных
растворов, а также в отсутствии устройств для
отвода конденсата из подпольного
пространства *. В вагонах, проходивших обследование
перед вторым заводским ремонтом, весовая
влажность теплоизоляции в некоторых частях пола
превышала 3 000%. Подшивка потолка из дре-
весно-волокнистых плит вследствие небрежного
выполнения погрузочно-разгрузочных операций
у большинства вагонов оказалось поврежденной.
К сожалению, при заводском ремонте у таких
вагонов отмеченные конструктивные недостатки
не устраняются.
Выборочный анализ показал, что в вагонах
с резиновыми гидроизоляционными покрытиями
пола теплоизоляция пола и стен находилась
в удовлетворительном состоянии и коэффициенты
теплопередачи кузова имели допустимые
значения. Однако в стенах между пакетами изоляции
в некоторых вагонах появляются зазоры
шириной до 100—200 мм. У пакетов,
расположенных в зонах крепления внутренних панелей,
повреждена пленка. Часты случаи нарушения
уплотнительных соединений. Резиновые
гидроизоляционные покрытия пола находятся в
основном в хорошем состоянии. Мелкие
повреждения резинового настила — трещины,
пробоины — отмечены главным образом в зоне
дверных проемов. Как и в вагонах более старой
постройки, подшивка потолка, несмотря на
наличие металлических листов, как правило, была
повреждена.
При заводском ремонте у таких вагонов пол
не вскрывается. Теплоизоляцию стен
уплотняют лишь в случае, если при контрольных
вскрытиях одной или двух внутренних панелей
обнаруживаются зазоры между пакетами
шириной более 30 мм. Практически
теплоизоляционные свойства таких вагонов при заводском
ремонте полностью не восстанавливаются.
Условные коэффициенты теплопередачи вагонов, про-
* В а с и н Ж. В. и др. Защита от коррозии и
повышение срока службы рефрижераторных вагонов. Вестник
ЦНИИ МПС, 1969, № 1.
32

работавших 6 лет, находятся на уровне
предельно допустимого расчетного значения К* рз и если
темп увеличения коэффициентов теплопередачи,
наметившийся в первом межремонтном периоде,
сохранится таким в дальнейшем, то через 2,5—
3 года вагоны не будут удовлетворять
эксплуатационным требованиям.
Как видно, теплотехнические свойства
рефрижераторных вагонов, особенно имеющих
металлические гидроизоляционные покрытия пола,
не обеспечивают требуемых температурных
условий в наиболее тяжелых режимах перевозки.
Даже вагоны с резиновыми гидроизоляционными
покрытиями пола выпускаются из заводского
ремонта на верхнем пределе допускаемого
уровня значений коэффициентов теплопередачи.
Во Всесоюзном научно-исследовательском инш
ституте железнодорожного транспорта и в его
Уральском отделении разработаны предложения
по восстановлению и стабилизации
теплотехнических свойств вагонов при заводском ремонте.
Суть этих предложений сводится к необходимости
выполнения некоторых дополнительных работ
и применения более надежных материалов.
Осуществление этих предложений позволит также
уменьшить коррозию металлических частей
кузова вагона.
Представляются целесообразными
герметизация мест соединения элементов внутренней
поверхности кузова и обязательное покрытие пола
пластинчатой резиной с устройством дренажей
для стока конденсата из подпольного
пространства. По нашим данным, при неблагоприятных
условиях в теплоизоляционном слое пола из
инфильтрируемого воздуха выпадает до 1,8 кг
конденсата в час. Для изоляции пола и нижней
части стен следует использовать более
совершенные материалы (полистирол, полиуретан), а для
гидроизоляции мипоры в остальной части
кузова рекомендуется применять полиэтиленовую
пленку. Используемые для этой цели в настоящее
время полиамидные пленки, как показали
исследования, являются водо- и паропроницаемы-
ми материалами, вследствие чего, даже когда
пакеты из них не имеют повреждений, мипора
со временем увлажняется и ухудшает
теплоизоляционные свойства. Для подшивки потолка
следует применять более прочные материалы,
хорошо противостоящие действию
сосредоточенных случайных нагрузок. Таким материалом
могут быть, например, пропитанные
минеральным маслом древесно-волокнистые плиты (ГОСТ
9460—60), дополнительно гуммированные
резиной, или металлические листы. Одновременно
по линии грузоотправителей и грузополучателей
должны быть приняты меры, исключающие
повреждение вагонов при погрузке и выгрузке.
Необходим выборочный теплотехнический
контроль рефрижераторных вагонов. При этом
предельные значения коэффициентов
теплопередачи, с которыми вагоны могут выпускаться из
заводского ремонта, должны определяться по
формулам
где К' у Ку — предельные коэффициенты
теплопередачи, отнесенные к средней
геометрической поверхности кузова
(для вагонов после заводского
ремонта) , ккал/(м2 • ч • °С);
Т — межремонтный период, годы;
?, i7 — темп изменения коэффициентов
теплопередачи в процессе эксплуатации
вагонов.
При шестилетнем межремонтном периоде в
значениях i и 1У, найденных из графиков на
рисунке получены величины К' и Ку (табл. 1).
Из табл. 1 видно, что при существующей
технологии заводского ремонта рефрижераторных
вагонов требуется очень глубокое, практически
не осуществимое, восстановление
теплотехнических свойств. Если же выполнить мероприятия
по стабилизации теплотехнических свойств, то
значения К' и Ку могут быть увеличены и
превосходить указанные в табл. 1.
На Воронежском вагоноремонтном заводе
были отремонтированы два вагона 5-вагонной
рефрижераторной секции постройки 1959 г.
Технологические процессы ремонта каждого из этих
вагонов отличались тем, что в вагоне помимо
проведения плановых работ выполнена
герметизация кузова по внутреннему контуру;
металлическое гидроизоляционное покрытие пола за-
Таблица 1
Подвижной состав
12-вагонная секция вы-
! пуска до 1959 г. (вклю-
То же, выпуска после-
5-вагонная секция ГДР
! выпуска до 1959 г. (вклю-
То же, выпуска
последующих лет
Допустимые коэффициенты
теплопередачи вагонов
после заводского ремонта,
ккал/(м*.ч.°С) |
при
существующей
технологии
ремонта
К'
0,26
0,24
0,31
0,27
Ку
0,31
0,29
0,44
0,38
при
рекомендуемой
технологии
ремонта
К'
0,33
0,28
0,37
0,30
Ку
0,39
0,33
0,50
0,40
33

Номер вагона
872—7193
872—7197
Технология

Существующая

Рекомендуемая
Таблица 2
Коэффициенты
теплопередачи опытных вагонов,
отнесенные к
среднегеометрической поверхности кузова,
ккал/(м*.ч.°С)
до ремонта
К
0,54
0,58
Ку
0,77
0,79
после ремонта
К \ Ку
0,38
0,34
0,53
0,43
менено резиновым, стены и потолки (в местах
соединения металлических листов и
древесноволокнистых плит в панели, а также между
верхним обвязочным элементом и панелями)
проклеены пластинчатой резиной и тиоколовой лентой
на клее марки 88-Н.
Результаты теплотехнических испытаний этих
вагонов приведены в табл. 2.
Существующая технология, несмотря на
высокое качество ремонта, не позволила довести
коэффициенты теплопередачи до требуемого
уровня (К'=0,31, /С;=0,44 ккал/(м2.ч.°С).
Проведение же только одной герметизации кузова по
внутреннему контуру позволило получить
коэффициенты теплопередачи даже ниже допустимых
значений (#'=0,37, К'у=0,5 ккал/(м2.ч.°С).
Все предложенные мероприятия по улучшению
теплотехнических качеств рефрижераторных
вагонов должны быть отражены в Правилах
заводского ремонта вагонов на заводах МПС.
О нецелесообразности применения льда
при хранении подмороженной рыбы
Г. В. МАСЛОВА, И. Р. НОЗДРУНКОВА
Научно-исследовательский и конструкторский институт
механизации рыбной промышленности
664.951.037.5
В течение ряда лет в НИКИМРП
разрабатывалась технология хранения рыбы при
температурах, близких к криоскопической. На основе
теоретических исследований и
производственного опыта были определены оптимальные
режимы производства, хранения и
транспортировки подмороженной рыбы [1, 2].
В настоящее время вопрос о применении льда
при хранении подмороженной рыбы остается
дискуссионным. Некоторые исследователи
отмечают, что добавление льда при хранении
подмороженной рыбы жирных пород несколько
замедляет окислительные процессы в тканевом
жире и обеспечивает лучшее сохранение ее
качества [3].
За рубежом метод подмораживания чаще всего
используется на судах для доставки на берег
свежей рыбы от значительно удаленных мест
промысла. Рыба хранится и транспортируется
в охлаждаемых трюмах со льдом [4, 5].
Например, в Португалии рыба загружается в
трюмы в соотношении 0,3—0,4 кг льда на 1 кг рыбы;
температура в трюме поддерживается в пределах
—2,5^-3,5° С [5].
В ряде стран, например в Канаде, США [6,
7], проводилось сравнительное холодильное
хранение целой и филетированной рыбы,
преимущественно трески, при температурах, близких
к криоскопической, во льду и безо льда. При
хранении подмороженной рыбы безо льда
поверхность подсыхает, вследствие чего
уменьшается влагосодержание мышечной ткани рыбы и
при производстве филе отмечается трудность
отделения кожи. Биохимические показатели
(содержание свободных жирных кислот, общего
азота, тиобарбитуровой кислоты и др.)
существенно не различались.
Бактериальная обсемененность
подмороженной рыбы при хранении со льдом значительно
выше.
Исследователи отмечают высокое качество
подмороженной рыбы, но указывают на
затруднения, связанные с выгрузкой ее из трюмов,
вследствие образования сплошной смерзшейся
массы льда и рыбы.
Исследование вопроса о необходимости
применения льда при хранении рыбы проводилось
в лабораторных и производственных условиях,
34

«а морских и пресноводных породах рыб, при
использовании различных способов
подмораживания.
Основная задача лабораторных
исследований — выявить возможные различия в
мышечной ткани подмороженной рыбы при хранении
во льду и безо льда. Изучались изменения
структурных показателей мышечной ткани методом
измерения ее электрических характеристик при
различных частотах переменного тока и
биохимических показателей путем определения во-
доудерживающей способности и рН ткани.
Пресноводная рыба (карп, щука)
подмораживалась в морозильной камере с интенсивной
циркуляцией воздуха при —25-^—30° С.
Хранилась подмороженная рыба в деревянных
ящиках с добавлением мелкодробленого льда B0—
100% к массе рыбы) и без него в течение 25—30
суток при —2±1° С до появления первых
признаков порчи. Контролем служили показатели,
полученные при хранении обычной охлажденной
рыбы во льду.
Было установлено, что при хранении
подмороженной рыбы выбранные показатели не
меняются при добавлении льда.
При хранении подмороженной рыбы во льду
и безо льда омическое сопротивление (рисунок а),
вызванное разрушением структуры ^ышечной
^ГО/Г
f
§
^
5
§
бона
f
^
*:
ЧЛ
^
п*
^
^
^
?
?>
!¦
?>
lo
1^
§
90
80
70
60
50
40
4
301
W
2
/ 3
г
\
о
6 8 10 12 /4 16
Продолжительность хранения, сутки
а
18 20 22 2*t 26
1
12
10
8
»
4
г\
/^
Y-
ы
ЯП
^С^
A h -
ч
о
"^v.
2
^
3
Э ^
Ъ
О
'"^Ъ
О
О
2 4 6 8 10 12 П 16 18 20 22 24 20
Продолжительность хранения, сутки
б
Изменение омического сопротивления (а) и влагоудерживающей способности
(б) мышечной ткани щуки при различных условиях хранения:
/ — при 0° С; 2 — при —2° С со льдом; 3 — при —2° С безо льда.
35

ткани, увеличением проницаемости мембран,
накоплением токопроводящих веществ,
уменьшается примерно одинаково. Водоудерживаю-
щая способность мышечной ткани, которая
характеризует ее состояние и изменяется в
зависимости от посмертных и автолитических
процессов (рисунок б), существенно не изменяется.
Другие структурные и биохимические
показатели мышечной ткани изменялись
идентично при обоих режимах хранения. Количество
добавляемого льда не отражалось на
посмертных процессах в мышечной ткани.
В производственных условиях изучалась
целесообразность применения льда при хранении
и транспортировке подмороженной рыбы. Эта
работа проводилась на Мурманском
рыбокомбинате, при транспортировке рыбы в Ленинград
и на холодильниках Ленинграда.
Подмороженную рыбу заготовляли на
Мурманском рыбокомбинате. Подмораживанию
подвергалась потрошеная и обезглавленная треска,
доставляемая рыболовными траулерами после
семисуточного хранения во льду.
Рыба подмораживалась воздушным или
контактным способами.
Воздушное подмораживание проводили в
воздушных скороморозильных аппаратах при
температуре воздуха —30ч—33° С, а контактное —
в рассольных морозильных аппаратах
конвейерного типа при температуре рассола —8-Ь
-.—10° С до получения среднеобъемной
температуры в теле рыбы —1,5, —2° С, которая
устанавливалась экспериментальным и расчетным
способами. Аналитический расчет
продолжительности подмораживания, толщины
подмороженного слоя и средней объемной температуры рыбы
проводили по методикам, изложенным в
работе [8].
После подмораживания рыбу укладывали в
деревянные ящики с мелко дробленым льдом
с пересыпкой по периметру B0%) и
равномерным распределением по всему объему ящика
D0 и 60%). Треска хранилась на Мурманском
рыбокомбинате или транспортировалась в
поездах с машинным охлаждением на
холодильники Ленинграда. Рыбу хранили и
транспортировали при температуре —2+1° С. Общий срок
хранения подмороженной рыбы составлял 10—
13 суток с момента ее производства.
Качество рыбы оценивалось по сравнению
с качеством подмороженной рыбы, хранившейся
безо льда.
Было установлено, что при хранении и
транспортировке подмороженной рыбы с добавлением
льда кожный покров травмируется льдом, в
результате чего появляются вмятины.
Травмирование почти незаметно при
добавлении 20% льда, но с увеличением процентного
36
содержания льда оно возрастает. Это явление
отмечалось в рыбе, подмороженной как
воздушным, так и контактным способами.
Отмечалось, что при подмораживании в
рассоле внешний вид рыбы хорошо сохраняется,
поверхность имеет естественную окраску,
вследствие чего нет необходимости в добавлении
льда. При подмораживании в воздушных
скороморозильных аппаратах поверхность рыбы
несколько тускнеет за счет образующегося
снежного налета. Добавление в этом случае льда
в количестве 20, 40 и особенно 60% способствует
увлажнению поверхности, которая становится
несколько ярче. Однако добавление льда к
рыбе, подмороженной. воздушным способом, едва
лицелесообразно,таккак при оттаивании окраска
кожного покрова восстанавливается и
приобретает естественный для охлажденной рыбы вид.
На дегустационных совещаниях отмечалось, что
различия во внешнем виде рыбы, подмороженной
различными способами и хранившейся во льду
или безо льда, после дефростации становятся
неуловимыми, рыба имеет чистую поверхность
и естественную окраску.
По консистенции и температуре в толще мяса
и поверхностном слое опытные партии
подмороженной рыбы не отличались от рыбы,
хранившейся безо льда.
Хранение подмороженной рыбы на
холодильниках Мурманска и Ленинграда показало, что
в рыбе, подмороженной воздушным и
контактным способами и уложенной в ящики с
пересыпкой льдом, кисловатый запах в брюшной
полости и у приголовка появляется на
несколько дней раньше, чем в рыбе, хранившейся безо
льда. В связи с этим срок хранения
подмороженной рыбы при добавлении льда несколько
сокращается.
Выводы
На основе проведенного исследования и
анализа отечественных и зарубежных работ можно
заключить, что не существует различий в
биохимических процессах мышечной ткани
подмороженной рыбы при ее хранении во льду и безо
льда; качество рыбы практически одинаково
при обоих режимах хранения. Внешний вид
подмороженной рыбы несколько лучше при
наличии льда, однако в этом случае рыба быстрее
подвергается бактериальной порче.
При хранении подмороженной рыбы со льдом
возникают производственные трудности:
возрастает трудоемкость работ, снижается
коэффициент загрузки тары, железнодорожных
вагонов и трюмов, ухудшаются
санитарно-гигиенические условия.
Изложенное позволяет считать, что
применение льда при хранении и транспортировке
подмороженной рыбы нецелесообразно.

ЛИТЕ РАТУРА
1. Маслова Г. В., Ноздрункова И. Р.
Действие отрицательных температур, близких к криоско-
пическим, на мышечную ткань рыбы. Труды НИКИМРП,
т. 5, 1968.
2. Маслова Г. В., Ноздрункова И. Р.
Способ увеличения продолжительности хранения свежей
рыбы. «Рыбное хозяйство», 1970, № 6.
3. П и с к а р е в А. И., Б а с ь ю н и С. Изменение
жира рыб при хранении их в подмороженном состоянии.
«Холодильная техника», 1968, № 4.
4. Ranken M. В. Superchilling. A new preservation
При производстве мороженых пищевых
продуктов в блоках основным параметром,
характеризующим окончание процесса
замораживания, является конечная температура в центре
блока. Контрольным местом ее замера считается
геометрический центр замороженного блока,
температура в котором зависит главным образом
от вида, размера продукта, условий и
продолжительности замораживания.
В воздушных и плиточных аппаратах в конце
процесса замораживания, как правило,
наблюдается неравномерность температурного поля
в блоке. Одна из основных причин этого —
отсутствие контакта всей поверхности продукта
(особенно с неправильной геометрической
формой) с охлаждающей поверхностью блок-формы
или морозильной плиты. Прослойка воздуха
между продуктом и охлаждающей поверхностью
блок-формы или морозильной плиты оказывает
значительное термическое сопротивление и в этих
местах температура в продукте значительно
выше, чем в местах с хорошим контактом.
При замораживании мелкой рыбы, филе, фарша,
мяса и субпродуктов, в отличие от блочного
замораживания крупной неразделанной рыбы,
при хорошей укладке и подпрессовке достигается
более равномерное температурное поле, что
сокращает продолжительность замораживания.
В воздушных аппаратах на разброс температур
между отдельными точками в средней
плоскости различных блоков значительно влияет
неравномерность распределения поля скоростей
и температур воздуха по объему морозильного
контура, особенно в аппаратах с продольным
system for wet fishing vessels. «World Fish». 1965, v. 14, 2
5. Scarlatti E. System for preserving fresh fish on
board deep — water vessels. Fish Handling a
Preservation. OECD, Paris, 1965.
6. Carlson C, Peters Y. and Lane Y. The
effect of superchilled storage on the quality of frozen
haddock. Conference FAO, Madrid, 1967.
7. Power H., Morton M., Sinclair R. The
chemical and physical characteristics of cod stored at
superchill temperatures. Conference FAO, Madrid, 1967.
8. Аналитическое исследование технологических
процессов обработки мяса холодом. Под ред. Н. А. Головкина
и П. П. Юшкова. М., 1970.
664.8.037.5
движением воздуха относительно заморажива
емого продукта. В них скорость движения
воздуха по отдельным сечениям изменяется от 1,5
до 10 м/с, во многих местах образуются
застойные зоны. В морозильных аппаратах с
поперечным движением воздуха неравномерность
воздушного потока меньше влияет на процесс
замораживания, так как каждая блок-форма с
продуктом проходит последовательно через все зоны
грузового конвейера с минимальными и
максимальными скоростями воздуха.
Для определения достоверного
температурного поля в замороженных блоках при
проведении технологических испытаний морозильных
аппаратов необходимо иметь большое число
замеров, результаты которых целесообразно
обрабатывать методом математической статистики
по форме, указанной в таблице. В последней
сгруппированы данные замеров температур
продукта в конце замораживания при натурных
испытаниях морозильного агрегата МАР-8АМ
с аммиачным охлаждением.
Согласно приведенным данным, диапазон
измеряемых конечных температур разбит на
интервалы, равные 3° С, с указанием числа
наблюдений каждого значения температур,
называемого абсолютной частотой nt.
В таблице сумма всех частот или объем
совокупности N = 304, относительная частота
р (tt) = -^- (может быть выражена в долях
единицы или в процентах).
По частотам можно рассчитать
средневзвешенную конечную температуру и степень рас-
Определение конечной температуры
в замороженных пищевых продуктах
А. Г. ИОНОВ
Калининградский технический институт рыбной промышленности
С. Я. МЕКЕНИЦКИЙ
Гипрохиммонтаж
37

d
5^
«sea
н О С
a s Я —
S s н<
—1-^—4
—4-f—7
—7-=—10
—10-
—13-
—16-
—19-
1—22-
—25-
—28-
—31-
—13
—16
—19
22
—25
—28
—31
—34
•~
ca
ca e«
Я ca
Я П
«a
0J CI)
CUfr^
CD Я
U я
-2,5
—5,5
—8,5
—11,5
—14,5
-17,5
—20,5
—23,5
—26,5
—29,5
—32,5
Частота
н
2 ^
о к
ев Я
14
4
14
20
16
25
38
42
42
81
8


тельная
P(U )=
N
0,046
0,013
0,046
0,066
0,052
0,082
0,125
0,138
0,138
0,266
0,0026
*шен-
затура
8 с *
Лев ^
U я ю-кГ^
—0,115
—0,072
—0,391
—0,759
—0,754
— 1,435
—2,562
—3,234
—3,657
—7,847
—0,845
2*.р(*.)
—0,115
—0,187
—0,578
— 1,337
—2,091
—3,526
—6,088
—9,331
—12,988
—20,835
—21,680
л |
0,54
0,55
2,66
6,17
9,65
16,28
28,05
43,03
59,91
96,10
100
сеяния конечных температур вокруг этого
значения.
Средневзвешенную конечную температуру
в центральном слое замороженных блоков
определяем по формуле
п
1=1
Для оценки температурного поля блоков
важно знать степень или масштаб рассеяния
конечной температуры в отдельных точках на
средней плоскости блоков около температуры tCB.
Числовую характеристику рассеяния температур
(дисперсию) находим из выражения
D(t) = G(t)= lKlN
Относительную характеристику рассеяния
температур определяем как отношение среднего
квадратичного отклонения к средневзвешенной
температуре
G(t)
К = -
•100 %.
Коэффициент К характеризует, насколько
велико рассеяние температуры по сравнению со
средним ее значением, т. е. чем меньше
значение /С, тем меньше рассеяние температур.
В таблице подсчитаны интегральные суммы
температур для определения доли г\ этой суммы
от средневзвешенной температуры
fCB
Данная методика была применена при
испытаниях морозильного агрегата МАР-8АМ с
рассольным и аммиачным охлаждением и при их
сравнительной оценке. Толщина замороженных
блоков рыбы (треска, салака, камбала) 63 —
65 мм, вес 11—11,2 кг. В процессе
экспериментов было сделано по 300—400 замеров
температур в центральной плоскости блоков для
каждого вида рыбы. Температуру измеряли в 9—15
точках каждого блока полупроводниковым
измерителем температур ПИТ конструкции
ВНИХИ. Для точного выбора точки замера
на замороженный блок накладывали шаблон,
выполненный в виде противня с отверстиями
(см. Мекеницкий С. Я., Ионов А. Г.
Современные роторные скороморозильные агрегаты.
«Холодильная техника», 1969, № 11). Датчик
температуры вставляли в отверстие блока
диаметром 2,5 мм.
В прямоугольных координатах t, p (t) по
данным таблицы построены гистограммы
распределения температур в блоке рыбы при рассольном
а и аммиачном б охлаждении (рис. 1). Из
таблицы и рис. 1 видно, что в наибольшем числе
точек замеров температура равна —17ч—29° С.
Повышенная температура ;—1-.—7° С в
основном наблюдалась на торцевых участках блока,
не имеющих непосредственного контакта с
охлаждающей поверхностью морозильной плиты.
Эти точки составили лишь 5—6%. В процессе
последующего хранения за счет
перераспределения аккумулированного холода они
приобретали средневзвешенную температуру блока.
Анализ экспериментальных данных с помощью
данной методики позволил установить, что
средневзвешенная конечная температура —21,6° С
в центральном слое при аммиачном охлаждении
достигается за 120—130 мин (t0=—37~.—40° С),
при рассольном — за 165—170 мин (/р=—32-Ь
-~—35°С). Производительность аппарата на
аммиаке в расчете на 23 ч работы в сутки 11 т>
РЙ,'/.
15
гъ \-
21
19
11
15
15
11
9
1
5
3
1
п
tcB
-1 -13 -19 -25 -31 t°C
-13 -19 -15
6
-31 t;c
Рис. 1. Гистограммы распределения температур в блоке
рыбы при рассольном (а) и аммиачном (б) охлаждении.
38

на рассоле — 8 т. При равных
средневзвешенных конечных температурах в центре блока
при рассольном охлаждении коэффициент
рассеяния температур меньше, чем при
аммиачном, он равен соответственно 0,3 и 0,36.
Значения интегрального распределения
температур представлены на рис. 2. Точки а19
а2у а3 показывают вероятность достижения
температуры —21° С и ниже на различных
моделях морозильного агрегата типа MAP. Кривая 1
построена по данным испытаний в
производственных условиях первых образцов агрегата
МАР-8А с рассольным охлаждением на БМРТ
«Гижига».
На этих агрегатах вследствие неравномерного
распределения рассола по блок-формам и
недостаточно плотного контакта рыбы с
поверхностью морозильных плит средневзвешенная
конечная температура составляла —13,4° С при
большом рассеянии температуры (/С=0,5).
Продолжительность замораживания т=3 ч. На
усовершенствованном агрегате МАР-8АМ
(кривые 2, 3) благодаря наличию блок-формы с
равными гидравлическими сопротивлениями,
применению улучшенной схемы подпрессовки,
новых материалов и технологии изготовления плит
средневзвешенная конечная температура пони-
н%
—
—1
-^_
V3
\ \ \\\
1*
~~~а
I W
I
i
.3
I \[
i
I
<\
-1
-13 -19 -25 -31t;c
Рис. 2. Интегральное распределение температур в
замороженном блоке рыбы:
1 — МАР-8А, т=3 ч; 2 — МАР-8АМ (рассол), т=
=2 ч 45 мин; 3 — МАР-8АМ (аммиак), т=2 ч 15 мин.
зилась на 8—10° С, а продолжительность
замораживания— на 20—25%, что подтверждает
правильность выбранных рекомендаций при
модернизации морозильного агрегата.
Определение продолжительности замораживания продукта
при неодинаковых условиях теплообмена на отдельных его поверхностях
Канд. техн. наук В. А. ТЕНДЕР
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Чтобы определить продолжительность
замораживания продукта при неодинаковых
условиях теплообмена на отдельных его поверхностях,
используется метод эквивалентных размеров,
связанный с нахождением эквивалентных
толщины и ширины продукта. Однако приведенные
в работах [1, 2] примеры не ограничивают
возможные случаи замораживания с неодинаковыми
условиями теплообмена на отдельных
поверхностях продукта. Замораживание
параллелепипеда или цилиндра высотой ft, стоящих на
металлическом листе или оребренной плите (рис. 1),
представляет теоретический и практический
интерес. Поскольку коэффициент теплоотдачи со
стороны листа будет большим, чем на других
поверхностях, то для определения
продолжительности замораживания этих фигур при ука-
664. 8. 037. 5:536. 24
Рис. 1.
Замораживание параллелепипеда и
стоящих на металлической плите.
цилиндра.,
39

занных условиях необходимо установить их
эквивалентную высоту /гэкв, а затем
воспользоваться уравнением [3].
Наименьшей толщиной промороженного слоя
у параллелепипеда будет у1 = -?-, а у
цилиндра радиус у± = г. Для цилиндра это не
совсем точно. При различных скоростях
замораживания линия раздела промороженных слоев
со стороны торца цилиндра и по образующей
примет вид параболоида, а не конуса, и высота
верхнего параболоида окажется несколько
меньше радиуса цилиндра. Наибольшая толщина
промороженного слоя будет у основания
параллелепипеда или цилиндра и окажется равной у2.
Эквивалентная высота h9KB определится из
выражения
Л8кв = h—Уъ+Уи A)
где h — полная высота параллелепипеда или
цилиндра, м.
В этом выражении известными величинами
являются h и у, а неизвестными йэКВ и у2-
Ранее было установлено [1, 2], что
бусл = У2+У1, B)
Зусл . 1
У2 -_ 2Ам _ а ,оч
Уг бусл 1 ' ™
2Ям апр
где бусл — условная толщина продукта;
а — коэффициент теплоотдачи от
продукта к воздуху, Вт/(м2-К);
апр — коэффициент теплоотдачи,
приведенный к поверхности контакта
продукта с листом, Вт/(м2-К);
X — коэффициент теплопроводности
замороженного продукта, Вт/(м • К).
Уравнения B) и C) с двумя неизвестными
приводят к квадратному уравнению
а«пР#2 + 2^ма#2 — апрг/х (ауг + 2КМ) = О, D)
а у2 определится, как действительный корень
этого уравнения
— Яма± уГ(Хм(х>J+а1<ху1 (ауг + 2ХМ)
Далее эквивалентная высота /iaKB
определяется из уравнения A), а продолжительность
замораживания из выражения [3]
где ^зам — полная теплота замораживания
продукта, Дж/кг:
7м — плотность мороженого продукта,
кг/м3;
Ф= ^кр~^ — разность между криоскопической
температурой продукта /кр и
температурой среды t\
40
S — толщина продукта, Jm;
R и Р — коэффициенты, зависящие от формы
и размеров продукта, выбираемые
с учетом /i3KB.
Таким образом, используя метод
эквивалентных размеров, можно аналитическим путем
определить продолжительность замораживания
продуктов, имеющих правильную ]геометричес-
кую форму и установленных на^металлическом
листе или оребренной плите.
Более сложно определить продолжительность
замораживания продукта .* ib виде пластины
на охлаждаемой плите (рис. 2).
Рис. 2. Замораживание продукта в виде пластины на
охлаждаемой плите, температура которой ниже
температуры воздуха в камере.
Различаются не только коэффициенты
теплоотдачи, но и разности температур. Так как в
выражение эквивалентной толщины продукта
разность температур не входит, то необходимо
раздельно учитывать воздействие этих факторов на
продолжительность замораживания.
Сначала определяют эквивалентную толщину
продукта
в« = 2У1 G)
и продолжительность замораживания пластины
эквивалентной толщины тэкв при меньшей
разности температур ftl9 а затем учитывают разность
температур с другой стороны пластины $2
*i = *ир-'. (8)
#2 = *кР— *пл, (8а)
где ?Кр — криоскопическая температура
продукта;
t — температура окружающей среды;
tUJ1 — температура плиты.
Если одинаковые пластины замораживать при
разностях температур '&1 и #2, то отношение
продолжительности замораживания хг и т2 будет
обратно пропорционально отношению разностей
температур
Это свойство позволяет учет температурного
фактора производить путем усреднения
температуры по обеим поверхностям пластины

»СР=^
+ '
тогда
+ '
тэкв
действ
*1
20х
тдейств — тэкв* $г ^_^2 Ч,
A0)
A1)
A2)
где т действ—продолжительность замораживания
пластины эквивалентной толщины с
учетом увеличенной разности
температур на одной из сторон пластины.
Аналогичный результат будет получен при
одновременном учете неодинаковых условий
теплообмена и различных разностей температур по
сторонам пластины, если подставить среднюю
разность температур в выражение для определения
продолжительности замораживания пластины
эквивалентной толщины
<7зам?м /п^экв . г, 1 \ /10ч
§экв Я-1Г7 + р-^Г К A3)
действ '
h + f>
Приведенные рассуждения непосредственно
вытекают из известных теоретических положений
[1, 3] и не исключено, что указанный метод
в дальнейшем окажется возможным
распространить и на тела иной геометрической
формы.
Рассмотренные случаи замораживания порций
продукта при различных условиях теплообмена
по поверхности продукта позволяют применять
известные теоретические зависимости для
определения продолжительности
замораживания.
Л ИТЕРАТУРА
1. Т ей дер В. А. Продолжительность замораживания
продукта, лежащего на оребренной поверхности.
«Холодильная техника», 1962, № 6.
2. Тейдер В. А. Замораживание продуктов на
металлическом листе. «Холодильная техника», 1963, № 3.
3. Р 1 a n k R. Beihefte zur Zeitschrift fur die gesamte
Kalte—Industrie, Reihe 3, Heft 10, VDI—Verlag,
Berlin, 1941.
К сведению авторов!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для всех
остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв и с обвод'
кой красным карандашом букв греческого алфавита и синим карандашом — латинского
алфавита.
4. В статьях следует использовать Международную систему единиц (СИ).
5. В списке литературы приводятся: фамилия и инициалы автора, название книги,
статьи, реферата, диссертации, а также место издания, название издательства, год
издания (или название журнала, год выпуска, номер). Ссылки на литературу необходимо давать
в тексте по порядку номеров.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с соблюдением ГОСТов.
Представляемые светокопии должны быть ясными. Допустимый наибольший размер
чертежа 420X594 мм. Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице.
7. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем кратко
излагается содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее результаты.
Объем реферата не должен превышать 3/4 страницы машинописного текста, отпечатанного
через два интервала.
8. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: 127434, Москва, И-434, ул. Костякова, 12.
Редакция журнала «Холодильная техника».
41

ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Теплоотдача при конденсации паров аммиака
с примесью минеральных масел
на горизонтальных трубках
Н. И. МИРМОВ
536.24:66.095.3/.4:621.564.22
В работе [1] приведены результаты опытов по
конденсации насыщенных чистых паров аммиака и с примесью
минеральных масел. Исследования показали увеличение
на 19—26% численных значений коэффициента
теплоотдачи при наличии масла в конденсирующемся паре
и отсутствие слоя масла на экспериментальных трубках.
Полученные функциональные зависимости а=/ (А/)
для конденсации чистого пара соответствуют теории
пленочной конденсации и описываются соотношениями:
для окисленной шероховатой поверхности
а= СПЛ*)-0,135, A)
для очищенной поверхности
а=С2(Дг)-°-25. B)
Анализ опытного материала по конденсации чистых
паров аммиака на основе теории подобия позволил
обобщить результаты опытов. Опытные данные были
обработаны по критериальному уравнению [2, 3]
Nu = С (GaPrK)" = САп. C)
В качестве расчетных координат были использованы
gd3pr
Nu, А, где А = -г. , — критерий конденсации.
При расчете все физические параметры, входящие
в критерии, определяли по температуре насыщения.
Опытные данные обрабатывали по методу наименьших
квадратов.
На рис. 1 приведена графическая обработка
результатов опытов в координатах Nu, А. Разброс
экспериментальных точек от аппроксимирующих прямых не более 8%.
Интервал изменения критерия Nu в опытах от 300 до 600,
критерия А—отО,2хЮ12 до 4,2 хЮ12.
В результате обработки опытных данных получены
.расчетные уравнения
для окисленной шероховатой поверхности
Nu= 13,15 А0'13, D)
для очищенной поверхности
Nu = 0,625 А0'25. E)
Рис. 1. Обобщение опытных данных по конденсации
чистых паров аммиака:
/ — труба с окисленной шероховатой поверхностью,
Nu=13,15 A0,13; 2 — труба с очищенной поверхностью,
Nu=0,625 Л0'25.
Расчетная зависимость E) показывает, что конденсация
чистых паров аммиака на очищенной поверхности
удовлетворительно согласуется с результатами по конденсации
паров других веществ и аммиака [2—4].
Для окисленной поверхности в формуле D) множитель
и показатель степени отличаются от теоретического
значения. Здесь сказывается степень окисления поверхности,
поэтому в каждом конкретном случае величина множителя
и показателя степени будут иметь свои значения.
Опыты с подачей масла проведены с насыщенным паром
в интервале рабочих температур конденсации от 18 до
33° С. Условия работы масла в компрессоре моделировали
предварительным подогревом масла до температуры
80—110° С и последующим его распылением с помощью
форсунки в смесительную камеру. Количество масла,
вводимого в смесительную камеру, составляло от 8 до 35 г.
Кислотное число определялось титрованием и в среднем
составляло 0,3—1,2мгКОН/г масла. Размер частиц и
количество масла, увлекаемого паром в конденсатор,
зависели от тепловой нагрузки. Так как усредненное значение
концентрации масла составляло 0,1—1,5%, количество
тепла, вносимое маслом, представляло ничтожно малую
величину по сравнению с теплотой конденсации и в
расчетах не учитывалось.
Влияние масла на теплоотдачу при конденсации
аммиака и полученные результаты эксперимента
удовлетворительно объясняются теоретически и обобщаются
в критериальной форме, если учитывать характер
взаимодействия аммиака с минеральными маслами и изменения,
происходящие в них в процессе работы машины.
Минеральные масла имеют сложный структурный
состав и представляют собой смесь предельных
углеводородов нафтенового и парафинового ряда. Кроме
предельных углеводородов, в маслах содержатся ароматические
и легирующие присадки для улучшения некоторых свойств
(например температуры застывания), а также остатки
различных смол и растворенные парафины.
При работе машины масло контактирует с аммиаком,
конструкционными материалами, подвергается
воздействию высокого давления, а также переменному действию
положительных и отрицательных температур в пределах
—40-^+130° С, иногда выше. В результате масло
окисляется с образованием жирных кислот и оксикислот.
Процесс окисления ускоряется присутствием воздуха в
системе холодильной установки [5, 6].
Жирные кислоты в минеральных маслах
характеризуются наличием активных полярных групп типа —NH2,
—ОН, —СООН, что позволяет отнести масла к ряду
поверхностно-активных веществ (ПАВ). В дальнейшем
под поверхностно-активными веществами по отношению
к аммиаку будем подразумевать масла, содержащие
жирные кислоты и оксикислоты [5, 6].
В настоящее время действию поверхностно-активных
веществ на гидродинамические и связанные с ними
процессы тепло- и массообмена уделяется большое внимание.
Присутствие в жидкости или паре незначительных
количеств ПАВ существенно влияет на гидродинамику
тонких пленок жидкости [7].
При пленочной конденсации пара на горизонтальных
трубках имеет место ламинарный режим течения пленки
конденсата. Учитывая это, вопрос о влиянии примеси
масла на теплоотдачу при конденсации аммиака
объясняется следующим образом.
Распределение поверхностно-активного вещества на
поверхности движущейся пленки конденсата обусловливает-
42

-ся факторами конвективного и диффузионного переноса
вещества. Если ПАВ растворяется в жидкости (даже при
очень незначительной растворимости), то в каждой точке
поверхности может происходить адсорбция вещества
из объемной фазы на поверхность [7—11].
Свободная поверхностная энергия зависит от величины
поверхности Fm2 и поверхностного натяжения о Дж/м2
Е = For. F)
Условием устойчивого равновесия гетерогенной
системы является минимум свободной энергии [8, 9, 11].
Поверхностную энергию можно уменьшить за счет
снижения величины поверхности и поверхностного
натяжения, что достигается в растворах изменением их
состава.
Известно, что поверхностное натяжение водных
растворов органических веществ (детергенты, жирные
кислоты) всегда отличается от поверхностного натяжения
чистой воды [8—11]. Учитывая близость химических
и термодинамических свойств воды и аммиака [12, 13],
можно ожидать, что для раствора жирного масла в
аммиаке будет наблюдаться аналогичное явление.
Понижение поверхностного натяжения в растворах
ПАВ сопровождается повышением их концентрации в
поверхностном слое раствора, так как перенос молекул
ПАВ к поверхности требует меньшей затраты энергии,
чем перенос молекул растворителя. Изменение
концентрации растворенного вещества в поверхностном слое на
границе раздела фаз называется адсорбцией [8—11].
Систему аммиак (растворитель) — окисленное масло
можно рассматривать как слабо концентрированный
раствор (смесь) и при незначительной взаимной
растворимости для такого раствора должна наблюдаться
положительная адсорбция ПАВ на поверхности жидкости.
Для разбавленных бинарных растворов, у которых
коэффициент активности равен единице, установлена
зависимость между величиной адсорбции и вызванным
ею изменением поверхностного натяжения [8, 9]
1 - RT dc ' кп
где Г — величина поверхностной адсорбции, кмоль/м2;
с — молярная концентрация, кмоль/м3;
R—газовая постоянная; #=8310 ДжДград *кмоль);
Т — температура, К;
da — изменение поверхностного натяжения,
соответствующее изменению концентрации dc.
При малых концентрациях ПАВ в растворе адсорбция
подчиняется закону Генри [9]
Г = ас, (8)
где а = bz;
Кi ,K2 — постоянные, характеризующие вероятность
попадания и отрыва молекул ПАВ от поверхности;
z — число мест на адсорбенте.
Приравнивая правые части уравнений G) и (8),
интегрируя в пределах от о*0 до a (a0 — значение
поверхностного натяжения при с=0, т. е. натяжение чистого
аммиака, a — натяжение аммиака при с^О), получим
an—a= acRT = rRT. (9)
Обозначим an
• а = щ,
тогда
rRT = ли A0)
Так как поверхностное натяжение из-за адсорбции
будет уменьшено (о*0>а), то на единицу длины линии,
отделяющей рассматриваемые поверхности, будет действовать
сила nt = TRT, стремящаяся изменить поверхность
раствора за счет поверхности растворителя. Эта сила
характеризует стремление адсорбционного вещества
расшириться и является аналогом двухмерного давления
газа [8—11].
Таким образом, в процессе конденсации паров аммиака
с примесью минерального масла на пленку конденсата
будет действовать дополнительная сила, обусловленная
градиентом поверхностного натяжения.
Для ламинарных тонких пленок поверхностное
натяжение на свободной поверхности жидкости в некоторых
случаях существенно сказывается на режиме движения.
Влияние действия сил поверхностного натяжения при
конденсации чистого насыщенного водяного пара было
оценено в работе [14]. Согласно расчету, при учете
поверхностного натяжения значения теплоотдачи
увеличиваются на 5—6% по сравнению с решением Нуссельта.
Для чистого аммиака это влияние, видимо, проявляется
в этих же пределах.
В присутствии ПАВ при конденсации пара аммиака
процесс адсорбции приводит к изменению сил,
действующих на поверхности. Это изменение не сводится к простому
снижению поверхностного натяжения, а связано с
появлением тангенциальных сил, влияющих на граничную
поверхность жидкости.
Движение жидкости и обусловленное им изменение
формы поверхности приводит к Тому, что концентрация
ПАВ на поверхности изменяется от точки к точке
Г=/(*,*/,*), A1)
где х, у, z — величины, связанные уравнением
поверхности.
Изменение концентраций поверхностно-активного
вещества влияет на поверхностное натяжение, которое
будет переменным вдоль поверхности. Для нашего случая
связь между поверхностной концентрацией и
поверхностным натяжением определяется формулой (9).
Действие поверхностно-активных веществ проявляется
в изменении граничных условий на поверхности раздела
фаз:
Рпп+Ра = Р^п, A2)
Pit +Pt= Pw A3)
где Рпп и Ptt — нормальная и тангенциальная
слагающие тензора вязких напряжений;
Ра — капиллярное давление;
Pt — тангенциальная сила (отнесена к 1 м2
поверхности).
В зависимости от граничных условий на поверхности
жидкости изменяется и режим движения [7].
Влияние ПАВ на движение жидкостей играет важную
роль до тех пор, пока существенное значение имеет
граничное условие A3). Последнее включает только вязкие
напряжения в жидкостях. Входящие в выражения A2)
и A3) нормальная Ра и касательная Pt силы могут быть
вычислены, если известно распределение ПАВ на
поверхности, т. е. о*=/ (х, у, г).
Величина G=f (Г). Принимая, что распределение ПАВ
на поверхности пленки конденсата обусловлено
адсорбцией, тангенциальную силу Pt, входящую в граничное
условие A3), можно найти из уравнения A0)
Pt = 3it = a0 — o= rRT. A4)
Сила PG из граничного условия A2) определяется
давлением конденсации.
Анализ дифференциальных уравнений для пленочной
конденсации чистого неподвижного однокомпонентного
пара методом подобия при заданной геометрии
поверхности охлаждения без учета сил поверхностного
натяжения и сил трения движения пара о пленку конденсата
в общем случае дает безразмерное соотношение C).
Для учета действия тангенциальной силы лt1
вызванной градиентом поверхностного натяжения в присутствии
ПАВ, в критериальное уравнение C) необходимо ввести
критерий, аналогичный критерию Вебера. Вводимый
критерий будет характеризовать соотношение сил
поверхностного натяжения чистого аммиака и сил давления
в поверхностном слое конденсата при адсорбции ПАВ.
43

Предлагаемый критерий имеет вид
Um-TrT--Oo-°' A5)
Тогда критериальное уравнение для процесса
конденсации пара в присутствии поверхностно-активных веществ
в общем виде запишем:
Nu= C(GaPrK)nn^. A6)
Из уравнения A5) видно, что критерии We и Пм
подобны. Если в критерии Вебера учитываются силы
тяжести, то в критерии Пм — поверхностные силы в
текущей пленке конденсата на границе раздела пар —
жидкость.
Величину критерия Пм в случае конденсации аммиака
в интервале рабочих температур холодильных установок
от 20 до 30° С можно оценить следующим образом.
Для гомологического ряда жирных кислот с
концевыми группами —СООН, —CONH2 площадь на одну
молекулу равна 20,5—21,0 А2 [9—11], тогда величина
силы n=rRT при действии ПАВ составляет 19-10-!-
^20-10-3Н/м.
Поверхностное натяжение жидкости есть функция
температуры. Например, для аммиака при температуре
20° С о0=23 -Ю-3 Н/м, при 30° С а0=21 -Ю Н/м
[12,13]. Отсюда величина критерия Пм будет больше
единицы и изменяться от 1,16 до 1,36, т. е. присутствие в паре
ПАВ приведет к увеличению коэффициента теплоотдачи
на 16—36%.
Результаты опытов по конденсации аммиака с
примесью минеральных масел, обработанные по
уравнению A6), приведены на рис. 2.
3-10" 4 5 5 7 8 9 Ю'г
Рис. 2. Обобщение опытных данных по конденсации
паров аммиака с примесью минеральных масел:
1 — труба с окисленной шероховатой поверхностью,
Nil Q 1Q
УУ— = 13,15 А ' ; 2 — труба с очищенной поверхностью,
Исследования, проведенные в присутствии масел,
охватили интервал, изменения критерия Nu от 350 до 1100,
критерия Пм от 1,19 до 1,33, критерия А — от 4-1011
до 28,7-10й.
В результате обработки опытных данных получены
расчетные уравнения.
Для шероховатой окисленной поверхности
Nu= 13,15 (GaPr КH,13 Пм =13,15 А°'13ПМ, A7)
для очищенной поверхности
Nu = 0,625 (Ga Pr КH'25 Пм = 0,625 А0'25 Пм. A8)
Для общего случая расчета коэффициента теплоотдачи
при конденсации пара в присутствии
поверхностно-активных веществ с достаточной для практики точностью
можно рекомендовать уравнение
-•¦«(&Пг?-.)- <19>
Уравнение A9) отличается от уравнения Нуссельта,
применяемого для расчетов теплоотдачи чистого пара,
только членом — При отсутствии ПАВ, когда нет
градиента поверхностного натяжения конденсата,
уравнение A9) приводится к обычному решению.
Влияние поверхностно-активных веществ на
теплоотдачу при конденсации аммиака не связано с
концентрацией масла. Адсорбция и вызванное ею изменение
поверхностного натяжения зависят от характера полярной
группы, вида кислот, образующихся в масле, и степени его
окисления [5, 6, 9, 11]. Поэтому в опытах [1] количество
введенного масла не оказывало влияния на теплоотдачу
и вид функциональной зависимости а=/ (&t)n. Наличие
окисленного масла в паре независимо от его количества
приводило к увеличению численных значений а по
сравнению с конденсацией чистых паров.
Для теоретического и математического описания
результатов опытов был использован совместный анализ
теории адсорбции Гиббса и модель Левича о влиянии
поверхностно-активных веществ на гидродинамику ла-
минарно текущих пленок жидкости.
Результатом проведенного исследования является
установление положительного влияния небольшой примеси
минерального масла (ПАВ) в конденсирующемся паре
при пленочной конденсации аммиака.
ЛИТЕРАТУРА
1. А б д у л ь м а н о в X. А., М и р м о в Н. И.
Экспериментальное исследование коэффициента
теплоотдачи при конденсации паров аммиака с маслом на
горизонтальных трубках. «Холодильная техника», 1971, № 4.
2. М и х е е в М. А., М и х е е в а И. М. Краткий курс
теплопередачи. М., Госэнергоиздат, 1960.
3. Кутателадзе С. С. Вопросы теплообмена при
изменении агрегатного состояния вещества. М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1961.
4. Городинская С. А. Исследование теплоотдачи
при конденсации паров аммиака на наружной
поверхности труб. Труды института теплоэнергетики АН УССР,
т. 4, Киев, 1951.
5. Зуиндема Г. Эксплуатационные свойства
смазочных масел. М., Гостоптехиздат, 1967.
6. Ч е р н о ж у к о в Н. И., Крейн С. Э. Окисляе-
мость минеральных масел. М., Гостоптехиздат, 1955.
7. Л е в и ч В. П. Физико-химическая гидродинамика.
М., Изд-во физико-математической литературы, 1959.
8. Гиббс Дж. В. Термодинамические работы, ч. 3.
М.—Л., Госхимиздат, 1950.
9. Д у м а н с к и й А. В. Учение о коллоидах. М.—Л.,
Госхимиздат, 1948.
10. Ш и н о д а К., Н а х а т а в а Т., Тамаму-
с и В., И с а м у р а В. Коллоидные поверхностно-
активные вещества. М., «Мир», 1966.
11. Пасынский А. П. Коллоидная химия. М.,
«Высшая школа», 1968.
12. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник, т. 2. М.—Л., Госторгиздат, 1961.
13. Plank R. Handbuch der Kaltetechnik. Bd. 4.
Berlin —Gottingen—Heidelberg, 1956.
14. Б у з н и к В. М., Смирнов Г. Ф.,
Александров В. Л. К вопросу влияния сил
поверхностного натяжения на коэффициент теплоотдачи при
конденсации пара на наклонной трубе. Теплообмен и
гидравлика в двухфазных средах. Киев, «Наукова
думка», 1967.
¦

Влияние поверхностного давления
на сохранность биологических объектов
при замораживании
Доктор техн. наукг проф. Э. И. КАУХЧЕШВИЛИ, канд.
техн. наук Н. В. МИХАЙЛИН, В. Н. КУЛАГИН
Московский технологический институт мясной и молочной
промышленности
(Из диссертационной работы В. Н. Кулагина)
637.661.037.5
За последние годы в связи с увеличением потребности
медицины в консервированных живых тканях и крови
сильно возрос интерес к исследованию биологических
объектов при низких температурах (вплоть до —196° С).
Одним из важных вопросов при данном исследовании
является изучение степени сохраняемости, целостности
структуры и жизнеспособности объектов и выявление
повреждающих факторов, возникающих в результате
кристаллизации воды. Живые клетки объекта
повреждаются главным образом при температурах от —3 до —40° С,
т. е. в зоне образования кристаллов льда. В работе
рассматривается влияние радиуса кривизны кристалла на
равновесие системы кристалл — переохлажденный раствор,
вследствие чего возникает поверхностное давление на
границе раздела фаз, а также явление диффузии влаги в
замораживаемой ткани. На основании теоретических
соображений сделан вывод о возможной гибели живых клеток
в результате наличия поверхностного давления и
перемещения влаги при кристаллизации.
Рассматривается изолированная термодинамическая
система, состоящая из переохлажденного раствора,
кристаллов льда и поверхностного слоя конечной толщины
между фазами, границы которого определяются условиями
Рк= Рт= Pi при г = rh A)
Рн = Рт = Ps при г = rs, B)
где рт — тангенсальное и рн — нормальное давления»
равные между собой и переходящие соответственно в
давления сосуществующих фаз р\ и ps; r — радиус кривизны
кристалла льда.
При наличии поверхностного слоя на границе раздела
фаз вода — лед равновесие их выражается только
постоянством температуры всей системы Т и химического
потенциала ф, т. е. наличие кристаллов льда в
переохлажденной фазе приводит к возникновению поверхностного
давления, равного
Ps — Pi*
C)
Для упрощения рассматриваем кристалл льда в форме
шара и используем при характеристике равновесия
системы термодинамический потенциал вида
d (Ф — pv) = — sdT — pdv + odl, D)
где о — удельная поверхностная энергия на границе
раздела фаз;
d\ — элемент поверхности раздела между фазами,
и получаем формулу
2а
Ps — Pi = — . E)
При плоской границе раздела фаз (г->со) оба давления
их совпадают, т. е. pi—p$=Pn*
Здесь рн=Рн (Т) — равновесное нормальное давление,
соответствующее плоской границе
раздела фаз.
Итак, условия равновесия фаз можно записать в виде
«Pita, т) = ф*(р*, т), F)
Фг(Рн, Т) = фа(рн, Т), G)
Т = const.
Определим давления каждой из фаз, т. е. ps и рг.
Рассматривая изменения химических потенциалов обеих
фаз благодаря искривлению поверхности раздела как
флуктуации и разлагая разность уравнений F) и G)
в ряд по малым значениям Ьрг — р—рп и dps—ps—рн
(что справедливо^ благодаря незначительности поверх-
/д<р \
ностных эффектов) с учетом v = [ j~J , окончательно
получим
vfipi = Vsdps, (8)
где vi, vs — молярные объемы жидкой фазы и кристалла
льда.
Из выражений E) и (8) при us<i>z находим выражения
для dpi и dps
2avs
bps--= —.
A0)
Отсюда видно, что давление со стороны твердой фазы —
кристалла льда (при малом значении радиуса кривизны)
на жидкость будет больше, т. е.
6ps>6Pl. A1)
Используя выражение для наименьшего
жизнеспособного размера кристаллика льда гкр, который согласно
теории гетерофазных флуктуации [1] будет равен
2аТ0
*"кр
pLAT
A2)
где Т0 — температура равновесия твердой и жидкой фаз;
р — плотность льда;
L — удельная скрытая теплота плавления льда;
AT — величина переохлаждения воды,
и подставляя его значение (г=гКР) в выражение A0)
получаем, что
• * „ pLAT
bPs =Ps-PH= ~~77~' A3>
* *
где рн и ps —давления основной переохлажденной и
твердой фаз при г=гкр.
Для определенного биологического объекта величину
pL
ti— можно считать постоянной, следовательно, давление
твердой фазы будет определяться величиной
переохлаждения AT, которая предопределяет размер кристалликов
льда.
Г. Б. Чижовым [2] показано, что размер кристаллов
льда зависит от соотношения работы диффузии (миграции)
влаги и свободной поверхностной энергии кристаллов.
Известно, что рост кристаллов обусловлен работой
диффузии влаги из раствора и ближайших живых клеток.
При медленном замораживании работа диффузии влаги
больше, чем при быстром, т. е. ^д.м>^д.б> а Для
свободной поверхностной энергии кристаллов имеем (Е )q^>
^>(Еа)м, так как количество кристаллов и общая
площадь поверхности мала по сравнению с быстрым
замораживанием.
Тогда из выражения A0) следует, что давление твердой
фазы будет больше при быстром замораживании по
сравнению с медленным, т. е.
Ц 6ps6>6pSM. A4)
i ¦ При медленном замораживании происходит частичное
обезвоживание клетки живого биологического объекта,
которая внутри остается незамороженной. Образующиеся
при этом на периферийной поверхности клетки кристаллы
льда больших размеров и градиент поверхностного
давления, видимо, могут служить причиной гибели клетки.
При быстром замораживании можно предполагать, что
сохранность клеток выше, так как размеры кристаллов
льда малы, а наружное давление частично
уравновешивается внутренним давлением, так как внутри клетки
образуются кристаллы льда.
07
45

Однако, если учесть условие A4), то можно
предположить, что размер кристаллов льда является основной
причиной гибели живой клетки при медленном
замораживании, а для быстрого замораживания существенное влияние,
по-видимому, оказывает градиент давления,
сдавливающий клетку.
Влияние повреждающих факторов на степень
сохранности исходных свойств биологических объектов (клеток
эритроцитов) представлено нами в виде математического
выражения
^шты+}}
х
X
Г (ЬраоУ(б?пл У
&Pi
A5)
где А — коэффициент резистентности объекта (крови
донора) к низкотемпературной обработке;
Уд — скорость диффузии воды;
V*
1/ II/ и т7~"" — числа, характеризующие скорость
у* -г Уд ^о
кристаллизации;
Vx — скорость кристаллизации в
центральном слое объекта;
V0 — максимальная скорость
кристаллизации у поверхности объекта;
а и Ь — показатели степени, уточняющие
область принятых конечных
температур: при tK=— 40° С, а=1, 6=0;
а при tK= —196° С, а=0, 6=1;
ll — \~~7~) J—число, учитывающее влияние
размеров кристаллов льда; при этом
d — средний диаметр эритроцита
G,5 мкм); с — показатель степени
при 0>d, с——1;а при Kd, c=\;
['-(fe)'(teo']
dpi
¦ комплекс, учитывающий
влияние поверхностного давления;
i и / — показатели степени, учитывающие
режимы замораживания; для
быстрого замораживания i=—1, /=0,
а для медленного t=0, /=—1.
Очевидно, из A5) следует, что произведение членов
- ['-D-)']['-(^)'(fe)']- -
число, учитывающее влияние удельной поверхностной
энергии о.
Влияние ограждающих веществх, предохраняющих
объекты от роста кристаллов льда, по нашему
представлению, сводится к уменьшению скорости диффузии влаги
Уд и возрастанию энергии связи влаги с телом. Последнее
вызвано образованием более прочных водородных связей,
а снижение скорости диффузии влаги связано с
уменьшением подвижности ее молекул.
Таким образом, предложенное нами уравнение A5)
соответствует сформулированной рабочей гипотезе о
сохранности биологических объектов при различных
режимах замораживания.
ЛИТЕРАТУРА
1. Френкель Я. И. Статистическая физика. М.,
изд-во АН СССР, 1948.
2. Ч и ж о в Г. Б. Вопросы теории
замораживания пищевых продуктов. М., Пищепромиздат,
1956.
1 Рецептура разработана в ЦОЛИПК.
Новые изобретения
F 25 b 41/06
№ 302566 A384450/24-6 от 16 декабря 1969 г.)
В. С. У ж а н с к и й, А. А. С о ф е р, Н. В. Р о м а -
новский и С. Н. Сапрыкина
Автоматическое дроссельное устройство
1. Автоматическое дроссельное устройство
преимущественно для регулирования подачи хладоносителя
потребителям, содержащее размещенную в трубопроводе
поворотную заслонку и исполнительный механизм,
отличающееся тем, что с целью повышения надежности
исполнительный механизм заключен в кожух, герметично
укрепленный на трубопроводе и соединенный с последним
окном для вывода рычагов исполнительного механизма.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
исполнительный механизм выполнен в виде размещенного в
кожухе подпружиненного поршня со сквозным отверстием
малого сечения для перетока хладоносителя.
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что над-
поршневое пространство поршня подключено к
трубопроводу перед заслонкой, со стороны высокого давления.
F 25 b 11/00
№ 302563 A384167/24-6 от 8 декабря 1969 г.)
В. А. Шевердин
Турбокомпрессорный холодильный агрегат
Турбокомпрессорный холодильный агрегат
преимущественно для воздушного кондиционера, содержащий
последовательно расположенные по ходу газового потока
лопаточные венцы компрессора и детандера,
отличающийся тем, что с целью повышения холодопроизводительности
между венцами установлен поверхностный холодильник,
выполненный в виде полых профилированных
направляющих лопаток, внутренние полости которых подключены
к раздающему и собирающему коллекторам для хладагента.
F 25 b 1/02
№ 305324 A396282/24-6 от 8 января 1970 г.)
Авторы изобретения Е. В. Ефимова, Л. Е.
Медовар, А. А. Софер и В. И. Яворовский
Заявители Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности и Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильного
машиностроения
Способ работы компрессионной холодильной установки
Способ работы компрессионной холодильной установки
путем сжатия паров хладагента в компрессоре,
конденсации их, дросселирования, испарения жидкого
хладагента для производства холода и смешения с паром из
мертвого пространства, отличающийся тем, что с целью
повышения холодопроизводительности пар из мертвого
пространства до его смешения конденсируют потоком пара,
направляемого из испарителя на сжатие, и дросселируют,
а смешение с основным потоком осуществляют на входе
в испаритель.
46

ОБМЕН ОПЫТОМ
Особенности монтажа и эксплуатации электрически*
приборов и аппаратов автоматики во взрывоопасных
помещениях
621.565:62-52"
Электрические приборы и аппаратырвтоматики
аммиачных холодильных установок;
выпускаемые промышленностью, предназначены для
взрывоопасных помещений класса В-16 и не
относятся к специальному электрооборудованию,
называемому «взрывозащищенным».
Эти приборы имеют закрытое исполнение
(защищены от пыли и частично от паров
аммиака). Взрывоопасная смесь в помещениях класса
В-16 может образовываться лишь в аварийных
случаях и на непродолжительное время.
Использование приборов возможно, если их монтаж
и эксплуатация выполнены в соответствии с
технической документацией: Правилами
устройства электроустановок (ПУЭ), Правилами
технической эксплуатации и безопасности
обслуживания электроустановок промышленных
предприятий (ПТЭ и ТБ), Инструкцией по
производству электромонтажных работ на
взрывоопасных установках, Строительными нормами и
правилами, заводскими инструкциями по монтажу
и-эксплуатации данного изделия.
Особенно важно правильно монтировать
вводные кабельные устройства и крышки, которые
снимались для настройки прибора на месте
эксплуатации.
После распаковки полученных от
завода-изготовителя приборов автоматики,
предназначенных для помещений класса В-16, необходимо
проверить, есть ли на приборе надпись: «Для
помещений класса В-16», закрашены ли цветным
лаком либо краской головки винтов, крепящих
крышки, вводы, заглушки и пр., есть ли
заводские пломбы на съемных частях прибора,
которые при монтаже и эксплуатации не должны
сниматься.
Электрические цепи следует подключать к
аппарату указанными в заводской инструкции
ЭДроводами или кабелями, которые должны
входить в предназначенные для них вводные
устройства. Если у вводного устройства есть
резиновое уплотнение кабеля (РКС-1А, ТР-2А-06ТМ),
то предварительно нужно выполнить все
операции по подготовке к проводке через него кабеля
или провода, указанные в инструкции.
Отверстие в резиновом уплотнительном кольце ввода
должно быть таким, чтобы кабель плотно входил
в него. Соответствие аппарата требованиям
эксплуатации в помещениях класса В-16 во
многом определяется надежностью уплотнения
кабеля. Недопустимо применение аппаратуры
с ослабленными элементами уплотнения
вводного устройства, а также проводов, если
вводное устройство рассчитано только на кабель.
Во взрывоопасных помещениях должны быть
заземлены все приборы и аппараты независимо
от напряжения, на которое они рассчитаны,
и места установки. В качестве заземляющих
применяются специальные провода либо
нулевые жилы кабеля. Для других целей их не
используют. В помещениях класса В-16
аппаратура автоматики может заземляться медными
изолированными проводами сечением не менее
1,5 мм2 или алюминиевыми сечением не менее
2,5 мм2. Эти проводники должны подключаться
к.заземляющим зажимам аппарата. Если
аппарат имеет смотровые окна либо окна для
сигнальных устройств, то необходимо обратить
внимание на их целостность. При наличии
трещин, сколов на стеклах окон изделие должно
быть отправлено в ремонт.
Если корпусы приборов или аппаратов
выполнены из алюминия или его сплавов, их
устанавливают так, чтобы предохранить от ударов
работающих механизмов, иначе могут возникнуть
фрикционные искры, способные воспламенить
взрывоопасные смеси.
По окончании монтажа тщательно проверяют
плотность прилегания крышек, затяжку
ниппелей вводов и т. п. и закрашивают цветным
лаком либо краской головки тех винтов, которые
были сняты в процессе монтажа и настройки.
Основное руководство по эксплуатации и
монтажу аппаратуры — заводская инструкция.
Если инструкций на предприятии нет, то их
необходимо затребовать у завода-изготовителя.
Правила эксплуатации аппаратуры,
предназначенной для взрывоопасных помещений, не
отличаются от правил эксплуатации общепромышленной
аппаратуры. Однако нельзя вносить в конструк-
47

цию или электрическую схему этой аппаратуры
какие-либо изменения даже в том случае, когда
эти изменения могут привести к улучшению
технических характеристик. Такие изменения
могут быть внесены только заводом-изготовителем
с учетом требований взрывобезопасности. На
месте установки можно устранить
неисправности, если это сводится к замене некоторых
вышедших из строя элементов запасными
(предохранителей, сигнальных ламп, резиновых
уплотнений) и не связано с разборкой аппарата.
Настройка приборов при включенном
электропитании возможна лишь после приведения их
в рабочее состояние и при условии, что эти
работы без снятия напряжения выполнить
нельзя. Ремонтные работы и настройку приборов
следует выполнять в хорошо проветриваемом
помещении.
Во взрывоопасных помещениях лучше всего
пользоваться инструментом с омедненными
поверхностями, так как такой инструмент не
образует фрикционных искр даже при ударе об
алюминиевые детали.
621.318.5
Опыт эксплуатации холодильной установки
с приборами ПРУ-4 на промежуточных сосудах
и испарителях показывает, что схема установки
данных приборов не обеспечивает их надежной
работы и требует от обслуживающего персонала
особого внимания и умения настраивать эти
приборы.
Схема подключения реле уровня типа ПРУ-4:
1 — указательная колонка сосуда; 2 — линия к гампсо-
метру; 3 — всасывающий трубопровод; 4 — клапан
запорный уравнительной линии поплавковых датчиков;
5 — промежуточный сосуд МПС-60; 6 — поплавковые
датчики ПРУ-4; 7—труба аварийного слива аммиака;
8 — клапан запорный жидкостной линии датчиков; 9 —
запорный клапан линии слива аммиака в ресивер; 10 —
линия выпуска масла (пунктиром обозначена новая
линия подключения поплавковых датчиков прибора
ПРУ-4).
На промежуточных сосудах типа МПС-60,
МПС-80 уравнительная линия прибора
подключена к всасывающему трубопроводу на
расстоянии 2,5 м от сосуда, а жидкостная линия —
к трубе аварийного слива аммиака, что
вызывает замасливание поплавковых камер и подсос
поплавка в верхнее положение.
Чтобы устранить эти недостатки, прибор
подключают с помощью жидкостной и газовой ли-
48
Обслуживающий персонал должен
периодически проверять целостность пломб и
окрашенных винтовых соединений.
Нельзя эксплуатировать аппараты, если
отбиты или смяты края фланцев, поврежден
корпус (трещины, проколы, вмятины), если
повреждены или ослаблены крепежные элементы, так
как в этих случаях нарушается исполнение
оболочки прибора.
Недостающие винты можно заменять новыми,
изготовленными из соответствующих
материалов. После установки новых винтов проверяют
затяжку ими поверхностей и закрашивают их
головки цветной нитрокраской.
Во взрывоопасных помещениях запрещена
эксплуатация электроаппаратуры,
изготовленной собственными силами или
неспециализированной организацией. Как исключение, такая
аппаратура может быть допущена к
эксплуатации, если есть письменное разрешение
соответствующей организации.
Р. М. ЛАЗЕБНИК, А. Я. ЧУПАХИН — ВНИИВЭ
ний к указательной колонке промежуточного
сосуда (см. рисунок).
На холодильной установке судна «Николай
Зыцарь» реле уровня по такой схеме работает
надежно.
Ю. В. БРЕДИС
О монтаже реле уровня типа ПРУ-4 на судовых
холодильных установках

В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Задачи Научно-технического общества
пищевой промышленности
в свете решений XXIV съезда КПСС
В мае 1971 г. в Минске состоялся VI Пленум
Центрального правления НТО пищевой промышленности,
обсудивший задачи Научно-технического общества пищевой
промышленности по выполнению решений XXIV съезда
КПСС, и XI Пленум ВЦСПС (докладчик председатель
Центрального правления профессор Л. Я. Ауэрман).
На Пленуме было отмечено, что республиканские,
краевые, областные правления и советы первичных
организаций НТО пищевой промышленности, выполняя
творческие обязательства в честь XXIV съезда КПСС,
улучшили работу по мобилизации творческой активности
ученых, инженерно-технических работников, студентов,
рабочих-новаторов производства и специалистов сельского
хозяйства на успешное выполнение заданий пятилетнего
плана, внедрение в производство достижений науки
и техники, улучшение качества и ассортимента продукции
пищевой, мясной, молочной промышленности и рыбного
хозяйства.
В настоящее время число действительных членов
общества составляет 281404, а количество первичных
организаций 7449.
Придавая большое значение всенародному движению
в честь XXIV съезда КПСС, Президиумом Центрального
правления был утвержден и выполнен план мероприятий
по достойной встрече съезда партии.
Правления, советы первичных организаций, члены
НТО приняли творческие обязательства по
совершенствованию технологии и организации производства и труда,
внедрению в производство достижений науки и техники
с экономией на сумму 63,7 млн. руб. Фактическая
экономия составила 71,3 млн. руб.
Активное и творческое участие в выполнении задач,
поставленных Директивами XXIV съезда КПСС перед
пищевой, мясной, молочной промышленностью и
рыбным хозяйством, явится основной задачей деятельности
всех организаций и членов НТО пищевой
промышленности на настоящее пятилетие.
Члены Научно-технического общества пищевой
промышленности, как и весь советский народ, горячо и
единодушно одобряют исторические решения XXIV съезда
КПСС и принимают их к исполнению.
Пленум Центрального правления НТО пищевой
промышленности постановил, что важнейшей задачей
Центрального, республиканских, краевых, областных
правлений и первичных организаций НТО пищевой
промышленности является активное участие в выполнении решений
XXIV съезда КПСС и XI Пленума ВЦСПС, мобилизация
усилий ученых, инженеров, техников, новаторов
производства, всех членов НТО на выполнение заданий
пятилетнего плана по увеличению производства продуктов
питания, на ускорение развития науки и техники, повышение
экономической эффективности и качества продукции всех
отраслей пищевой, мясной, молочной промышленности
и рыбного хозяйства.
Все правления и первичные организации НТО пищевой
промышленности должны принять активное творческое
участие в разработке и обсуждении пятилетних планов
развития пищевой, мясной, молочной промышленности
и рыбного хозяйства на 1971—1975 гг. и осуществлении
основных направлений научно-технического прогресса
на предприятиях, в научно-исследовательских,
проектных и проектно-конструкторских институтах и
организациях, настойчиво добиваясь включения в пятилетний
план рекомендаций и предложений научно-технической
общественности.
Учитывая, что задание по росту производительности
труда является одним из важнейших показателей плана
развития народного хозяйства СССР, необходимо усилить
общественный контроль за ходом выполнения планов
внедрения новой техники и прогрессивной технологии,
комплексной механизации и автоматизации
производственных процесссов, улучшения технического
нормирования труда, снижения себестоимости выпускаемой
продукции, сокращения ручного труда, особенно на
трудоемких операциях и погрузочно-разгрузочных работах.
Республиканские, краевые, областные правления и
первичные организации НТО должны всемерно
содействовать выполнению планов внедрения новой техники,
комплексной механизации и автоматизации производственных
процессов, улучшению использования оборудования,
максимальному сокращению числа вспомогательных рабочих
и усилить работу по проведению Всесоюзного
общественного смотра выполнения планов внедрения достижений
науки и техники в промышленность и повышения качества
продукции (НТК), а также принять активное участие
во Всесоюзном общественном смотре использования
резервов производства и режима экономии.
Учитывая, что высокие темпы научно-технического
прогресса предъявляют все большие требования к
знаниям каждого трудящегося, правлениям и советам
первичных организаций НТО шире проводить мероприятия
по повышению научно-технических и экономических
знаний членов общества: организовывать семинары по
изучению циклов лекций Института повышения знаний
членов НТО, школы и семинары по изучению достижений
науки и техники, передового опыта работы, научной
организации труда, активнее участвовать в работе народных
университетов технического прогресса и экономических
знаний.
Республиканским, краевым, областным правлениям
и советам первичных организаций НТО необходимо шире
использовать отраслевые журналы пищевой, мясной и
молочной промышленности для обмена передовым
производственным опытом, пропаганды новейших достижений
науки и техники, распространения и пропаганды лучших
творческих форм работы.
Пленум одобрил план мероприятий Центрального
правления по участию научно-технической общественности
и пропаганде и выполнении решений XXIV съезда КПСС
и XI Пленума ВЦСПС.
Всем правлениям и первичным организациям НТО
рекомендовано разработать свои планы по выполнению
указанных решений с конкретными мероприятиями и
сроками их исполнения, а членам НТО разработать личные
49

и групповые планы, включающие конкретные творческие
обязательства по выполнению плана на 1971—1975 гг.
Участники VI Пленума Центрального правления
научно-технического общества пищевой промышленности
призвали всех членов НТО предприятий и организаций
ХРОНИКА
Проектному институту
Государственный институт по проектированию
предприятий холодильной и молочной промышленности
«Гипрохолод» создан по приказу Наркомснаба СССР
13 октября 1931 г. В начале Великой Отечественной
войны его объединили с Гипромясо, и вновь созданная
организация называлась Гипромясомолпром. В 1941 г.
институт эвакуировался в г. Алма-Ата, где
продолжал свою деятельность до 1943 г., а затем был
переведен в Москву. В январе 1946 г. Гипромясомолпром
разделили на три проектные организации: Хладпром-
проект, Гипромолпроект и Гипромясо, а в 1954 г. Хлад-
промпроект вновь преобразован в институт Гипрохолод.
За годы Советской власти в нашей стране создано
мощное холодильное хозяйство. До революции
емкость холодильников составляла всего 57,3 тыс. т, а в
данное время 3,8 млн. т. По темпам и абсолютному
приросту холодильной емкости за последние годы СССР
занял первое место в мире и в этом большая заслуга
Гипрохолода, по проектам которого построено
большинство распределительных холодильников.
Расширение сети распределительных холодильников
позволило обеспечить материально-техническую базу
для хранения и термической обработки
скоропортящихся продуктов и планомерно снабжать ими население в
течение года. Создание запасов продуктов на
холодильниках привело к значительному уменьшению
сезонности потребления мяса, масла и рыбы. Размещение
холодильников по республикам и районам стало более
равномерным.
В настоящее время по типовым проектам
Гипрохолода строятся одноэтажные распределительные
холодильники емкостью до 5 тыс. т и многоэтажные
емкостью 10 тыс. т и более. Емкость наиболее крупного
холодильника — Московского № 12 — 35 тыс. т.
Получили широкое развитие производство сухого
льда и выработка мороженого. Проекты фабрик и
цехов мороженого и заводов сухого льда
разрабатываются в основном Гипрохолодом. Производство
мороженого в СССР — сравнительно молодая отрасль пищевой
промышленности, начало которой положено в 1932 г.,
когда при некоторых холодильниках и молкомбинатах
были организованы цехи мороженого
производительностью от 0,3 до 5 т/смену. Этот вид производства
сконцентрирован в основном в системе торговли и
мясо-молочной промышленности. Общий выпуск
мороженого превышает 360 тыс. т в год. В настоящее время
разрабатывается проект расширения и реконструкции
самой крупной фабрики страны — Мосхладокомбината
№8 — с доведением ее производительности до 60 т
в смену. За последние годы значительно возрос экспорт
мороженого в социалистические страны. Качество
мороженого, вырабатываемого в Советском Союзе,
получило высокую оценку за рубежом.
До 1960 г. Гипрохолод проектировал цехи сухого
льда, продукция которых в основном потреблялась для
реализации мороженого, и небольшие углекислотные
направить все свои силы и знания на успешное
претворение в жизнь исторических решений XXIV съезда
Коммунистической партии Советского Союза по досрочному
выполнению девятого пятилетнего плана развития
народного хозяйства СССР на 1971—1975 гг.
производства при спиртовых заводах, которые
снабжали сухим льдом и жидкой углекислотой других
потребителей.
В последующие годы в связи с внедрением сварки
в среде углекислого газа, сушки быстротвердеющих
стержней в литейных производствах, применения
углекислоты в качестве тепло- и энергоносителя в контурных
схемах энергетических установок резко изменилась
номенклатура потребителей и возникла необходимость в
разработке соответствующих проектов.
В настоящее время в основном все заводы тяжелого,
энергетического и транспортного машиностроения,
автомобильной, авиационной и химической промышленности
и отдельные предприятия других отраслей народного
хозяйства потребляют большое количество углекислого
газа, жидкой углекислоты и сухого льда для
технологических нужд. Возросло потребление углекислоты
предприятиями торговли и пищевой промышленности в
связи с увеличением производства мороженого и
безалкогольных напитков.
Гипрохолод выполняет проекты по договорам,
заключенным с заказчиками, и по наряд-заказам,
выдаваемым Министерством торговли СССР или по его
поручению управлениями и отделами.
Важное место в работе института занимают
внедрение новой техники, улучшение объемно-планировочных,
архитектурных, технологических и конструктивных
решений, а также вопросы механизации и автоматизации,
поскольку строящиеся предприятия и объекты ко
времени их ввода в действие должны иметь высокие
технико-экономические показатели.
Гипрохолод систематически осуществляет на
договорных началах техническую помощь 64 проектным,
конструкторским и научно-исследовательским
организациям в совершенствовании технологических
процессов, улучшении качества и сокращении сроков
строительства, а также в распространении передового
отечественного и зарубежного опыта проектирования и
строительства.
В последние годы институт разрабатывал ряд
проектов для зарубежных стран (ГДР, Иран, Турция,
Марокко).
Общий объем выполняемых Гипрохолодом
проектных работ систематически увеличивается, в связи с чем
возросло число сотрудников. В Гипрохолоде работает
много опытных проектировщиков.
По новому пятилетнему плану предусмотрено
строительство распределительных холодильников общей
емкостью свыше 350 тыс. т, а также фабрик
мороженого и углекислотных производств, в связи с чем перед
Гипрохолодом стоят новые большие задачи по
созданию высококачественных проектов предприятий
отрасли.
М. Н. МЕРТЕШОВ — директор Гипрохолода
«Гипрохолод» —40 лет
50

Зарубежное торговое
холодильное оборудование
на выставке «Инторгмаш-71»
На выставке широко демонстрировалось холодильное
оборудование зарубежных стран для предприятий
торговли и общественного питания.
Венгерская Народная Республика представила наиболее
значительную экспозицию. Внешнеторговое предприятие
«Трансэлектро» показало современное холодильное
оборудование, изготовленное кооперативным предприятием
«Миркез», торговое холодильное оборудование для
крупных магазинов самообслуживания, изготовляемое Ясбе-
ренским заводом холодильных машин (Хютегепдяр) по
лицензии американской фирмы «Кларк Тайлер».
Для хранения замороженных продуктов «Миркез»
выпускает открытые прилавки островного и пристенного
типов (марки ММШ/2 и ММ/2), выполненные на базе
шириной 913 мм.
Для продажи мяса и мясопродуктов в упаковке
предназначен пристенный прилавок марки ММН/1 и
прилавок-витрина ММН/2, выполненные на базе шириной
1002 мм (рис. 1).
Перечисленное оборудование имеет принудительную
циркуляцию воздуха, прилавки-витрины марки МГ/1
и МГ/2 — естественную. Витрина открыта со стороны
продавца, что способствует быстрому обслуживанию
покупателей. Нижний прилавок, изолированный от витрины,
имеет выдвижные ящики. Прилавок и витрины
охлаждаются самостоятельными испарителями.
Прилавки и прилавки-витрины изготовляются из
стальных листов с изоляцией между ними. Наружная
поверхность покрыта эмалью. Ряд деталей, несущих большую
механическую нагрузку, выполнен из нержавеющей стали.
Поверхности низкотемпературных прилавков имеют
электрический обогрев. Решетки для продуктов могут
устанавливаться на различных уровнях. Оборудование
выпускается длиной 2; 2,5 и 3 м. Боковые стенки съемные,
что дает возможность стыковать оборудование между
собой в линию необходимой длины и назначения.
Низкотемпературные прилавки рассчитаны на поддержание
температуры — 18±2° С, прилавки ММН/1 и ММН/2 —
0-^-2° С, а МГ/1 и МГ/2 — от 2 до 6° С.
Представляют интерес выпускаемые предприятием
«Миркез» многоярусные витрины с воздушной завесой.
Товары размещаются на поддоне и четырех полках. В
зависимости от вида товаров полки могут располагаться
на разных высотах горизонтально и в наклонном
положении. К передним кромкам полок крепятся продольные
планки для установки ценников. При наклонном
положении полки они предохраняют продукты от
соскальзывания. Так же как и остальное оборудование,
многоярусные витрины имеют длину 2; 2,5 и 3 м и могут
устанавливаться в линию необходимой длины. Равномерная
температура в пределах 4-f8°C обеспечивается
применением принудительной циркуляции воздуха. Оттаивание
испарителей — полуавтоматическое с помощью
электронагревателей. Кроме указанного оборудования, предприя-
Рис. 1. Пристенный прилавок марки ММН/1 (а) и
прилавок-витрина марки ММН/2 (б) для охлажденного мяса
и мясных полуфабрикатов (предприятия «Миркез»,
Венгрия).
тие «Миркез» выпускает набор прилавков, витрин,
охладителей напитков для оснащения буфетов, баров и т. п.
Оборудование по лицензии фирмы «Тайлер» отличается
от прилавков и витрин предприятия «Миркез» большей
емкостью и шириной.
Прилавки и витрины облицованы снаружи стальными
листами, окрашенными по требованию заказчика в любой
из предлагаемых девяти цветов. Внутренняя ванна
выполнена из пластмассы, упроченной стекловолокном.
51

Изоляционный материал типа пенопласта вспенивается
в самом холодильном оборудовании, что обеспечивает
хорошую теплоизоляцию при незначительной толщине.
Вспененный пенопласт после застывания жестко связывает
внутреннюю ванну с наружной облицовкой в самонесущую
конструкцию под названием «Сэндвич». Основание
прилавка — сварное, металлическое. С наружной стороны
прилавок защищен от повреждений декоративными
планками. Высота прилавков 840 мм.
Низкотемпературные островные прилавки
изготовляют по ширине двух типоразмеров: 960 и 1250 мм, а
пристенный — 980 мм. По длине оборудование выпускают
трех типоразмеров: 1830; 2440 и 3660 мм. При этом
конструкция допускает стыковку отдельных прилавков в
единую линию.
Очень представительной была коллективная
экспозиция фирм Италии, занимавшая 2800 м2. Здесь было
представлено 36 фирм, в том числе «Арнег», «Костан», «Детройт»,
«Франджер фригор», выпускающие торговое холодильное
оборудование.
Первые три фирмы, оборудованием которых оснащены
многие универсамы, построенные в СССР, представили
большую номенклатуру серийно выпускаемых прилавков,
многоярусных витрин, шкафов и сборных камер.
Новинкой, впервые демонстрирующейся на выставках
в СССР, является низкотемпературная многоярусная
витрина с трехслойной воздушной завесой (рис. 2).
Холодильным агентом служит фреон-502. Оттаивание
испарителя — автоматическое, с помощью
электронагревателей. Продолжительность цикла оттаивания —
приблизительно 10 мин. Для получения равномерного потока
воздуха по длине щели установлены насадки.
Фирма «Костан» демонстрировала также две
охлаждаемые камеры. Одна из них (марки С120) собирается из
теплоизолированных панелей толщиной 60 и высотой 2400 мм.
По ширине панели выпускаются четырех типоразмеров:
325, 650, 975 и 1300 мм. Наружная и внутренняя
облицовка панелей выполнены из слоистого пластика.
Пространство между листами облицовки заполнено полиуретановым
Рис. 2. Низкотемпературная многоярусная витрина с
трехслойной воздушной завесой фирмы «Костан» (Италия).
Рис. 3. Составная охлаждаемая камера марки С122
фирмы «Костан» (Италия).
пенопластом, который вспенивается внутри панели и,
соединяясь со стенками и закладными деталями, образует
самонесущую монолитную панель, обладающую малым
весом и низкой теплопроводностью. Между собой панели
соединяются поворотными крюками. Эти камеры объемом
от 5 до 300 м3 предназначены для хранения мяса, рыбы,
молочных продуктов, фруктов и пр. Под потолком камеры
установлен воздухоохладитель, имеющий устройство для
автоматического оттаивания инея. Вторая камера
(марки С122) составляется из двух блоков, один из которых
снабжен дверью с уплотнением из резины с магнитной
вставкой (рис. 3). Необходимый объем камеры (от 4
до 7,6 м3) получается путем соединения двух блоков.
Высота всех блоков 2400 мм, ширина 1600 и 1950 мм,
глубина 650, 780 и 975 мм. Холодильный агрегат с
конденсатором воздушного охлаждения устанавливается на
крыше и соединяется короткими трубопроводами с
воздухоохладителем, расположенным под потолком камеры.
Фирма «Франджер фригор» демонстрировала различные
низкотемпературные лари емкостью от 244 до 392 л и
открытые низкотемпературные прилавки емкостью 364
и 514 л.
Франция представила оборудование для пищевой
Рис. 4. Охлаждаемая витрина с контейнерной загрузкой
продуктов фирмы «Боннэ» (Франция):
а — общий вид; б — схема циркуляции воздуха; / —
холодильный агрегат; 2 — испаритель; 3 — вентилятор;
4 — контейнер; 5 — съемная панель.

777777777777777777777.
Рис. 5. Сборная камера с двумя секциями воздушной
^завесы фирмы «Хуурре» (Финляндия):
а — общий вид; б — схема установки; 1 — ограждение
камеры; 2 — полка; 3 — раздвижная дверца; 4 —
воздухоохладитель.
промышленности, торговое оборудование,
авторефрижераторы и герметичные холодильные агрегаты.
Заслуживает внимания изготовляемые фирмой «Боннэ»
витрины с контейнерной загрузкой продуктов (рис. 4).
Продукты (в основном молоко в прямоугольных
пакетах и т. д.) доставляются в магазин в специальных
контейнерах, которые затем устанавливаются в охлаждаемых
витринах. Это позволяет избежать дополнительной
поштучной перегрузки продуктов из контейнера в витрину.
Особенность демонстрировавшихся витрин —
отсутствие теплоизолированного дна. Нижняя часть проема
закрывается съемными щитами. В верхней части
предусмотрены полки для демонстрации продаваемых
продуктов. Витрина имеет принудительную циркуляцию воздуха
с завесой. Холодильный агрегат размещен на крыше
-витрины.
Фирма «Содетег» демонстрировала герметичные
холодильные компрессоры производительностью от 140 до
2300ккал/ч при t0=—156С на 3000 об/мин, выпускаемые
фирмой «Юните Эрметик» по лицензии «Текумсе». Кроме
того, были представлены холодильные агрегаты с
воздушным и водяным конденсатором, выпускаемые на базе
этих компрессоров.
Финляндия представила шкафы, прилавки, витрины
и другое торговое холодильное оборудование, хорошо
знакомое в СССР по предыдущим выставкам. Новой
является секция воздушной завесы «Хуурре» марки HI У,
которая вставляется в проем сборной или стационарной
холодильной камеры, что дает возможность использовать
ее в магазинах самообслуживания (рис. 5). Секция
изготовлена из стального листа, покрытого методом горячего
эмалирования. Теплоизоляция — полиуретан толщиной
65 мм. В верхней части секции имеются полки для
выкладки продуктов. Площадь полок 1,77 м2/пог. м. Их
загружают изнутри камеры через раздвижные дверцы.
В нижней части могут помещаться контейнеры с
расфасованными товарами. Выпускается четыре типоразмера
секций шириной 1830, 2440, 2750 и 3050 мм. Секции могут
устанавливаться по несколько штук в единую линию.
Рабочая температура в камере 3—6° С.
Япония показала образцы торгового холодильного
оборудования, компрессоров, фризеров и льдогенераторов.
Наибольшее число экспонатов демонстрировала фирма
«Санио электрик», выпускающая около 80 видов
различного холодильного оборудования.
Открытый прилавок пристенного типа емкостью 750 л
марки CZM-8SF с воздушной завесой предназначен для
хранения и продажи замороженных продуктов и
мороженого. Он отличается значительными габаритными
размерами: 2348 x1080 x940 мм. Боковые стенки толщиной
57 мм — съемные, так что прилавки могут соединяться
в непрерывную линию. Система оттаивания —
автоматическая с помощью электронагревателей.
В качестве образца многоярусных витрин
демонстрировалась четырехъярусная малогабаритная витрина
емкостью 500 л марки SAR-466 со встроенным холодильным
агрегатом. Особенность витрины—двухслойная завеса,
причем в наружный слой поступает часть воздуха,
нагретого в конденсаторе (рис. 6).
Рис. 6. Малогабаритная многоярусная витрина марки
SAR-466:
а — общий вид; б — разрез; / — герметичный компрессор;
2 — испаритель; 3 — конденсатор.
53

Сборная холодильная камера (рис. 7) SCB-606
емкость 5370 л собирается из легких панелей толщиной
50 мм, с облицовкой из листов нержавеющей стали. В
качестве изоляции применен полиуретан. Панели
соединяются между собой специальными запорами кулачкового типа.
Воздух охлаждается внутри камеры с помощью
воздухоохладителя, установленного под потолком камеры. Весьма
компактный компрессорно-конденсаторный агрегат
встроен в угловую панель.
Представляет интерес охлаждаемый шкаф марки
SAR-8000 емкостью 800 л. Особенность шкафа —
самозакрывающиеся раздвижные остекленные дверцы.
Дверцы закрываются под действием противовеса.
Для охлаждения торгового холодильного оборудования
и для кондиционеров фирма «Санио» выпускает
герметичные компрессоры и агрегаты широкой градации. Большое
внимание привлек демонстрировавшийся на выставке
герметичный компрессор холодопроизводительностью
22000 ккал/ч при температуре кипения 5 и конденсации
40° С. Мощность встроенного электродвигателя 5,5 кВт.
При этом наружный диаметр кожуха 360 мм, а высота
компрессора 480 мм. С целью уменьшения вибрации к
внутренней стороне кожуха крепится тонкая цилиндрическая
втулка со специально спроектированными каналами.
Наряду с герметичными компрессорами были
представлены холодильные агрегаты с бессальниковыми
компрессорами, а также малогабаритный винтовой компрессор
фирмы «Майекава» модель «MYCOM- SRM, 80 L»,
работающий на фреонах-12, 22 и аммиаке. При работе на фреоне-12
холодопроизводительность компрессора 25000 ккал/ч при
п= 1000 об/мин, t0=—15°, /К=30°С. Имеется возможность
плавного регулирования производительности от 100
до 10%.
Фирма «Хосидзаки электрик» представила ряд
льдогенераторов производительностью от 10 до 180 кг/сутки.
Лед получается в виде кубиков с длиной ребра 28 или
Новые изобретения
F 25Ь 43/00
№ 302567 A392369/24-6 от 31 декабря 1969 г.)
Н. В. Р о м а н о в с к и й, А. А. С о ф е р, В. В. К а -
терухин, А. Б. Калеткина и Б. П.
Коновалов
Компрессор
Компрессор, содержащий блок-картер и
нагревательный элемент, например для выпаривания фреона,
отличающийся тем, что с целью упрощения конструкции и
повышения герметичности нагревательный элемент
размещен в прикрепленной к нижней части блок-картера
плите, выполненный из материала повышенной
теплопроводности, например алюминия.
F 28d 9/00
№ 303491 A371111/24-6 от 6 октября 1969 г.)
В. А. Григорьев, А. Б. Красноштанов,
В. С. Соколовский, Н. И. Соколов и
О. А. Дроздов
Поверхность теплообмена
Поверхность теплообмена, содержащая пластины и
примыкающие к ним боковыми гранями гофрированные
вставки, отличающаяся тем, что с целью интенсификации
процесса фазового превращения жидкого хладагента
грани выполнены в виде ломаных линий, участки которых,
прилегающие к пластинам, расположены под острыми
углами порядка 2—35°, образуя у пластины капиллярные
каналы для жидкой фазы хладагента.
Рис. 7. Сборная холодильная камера марки SCB-606
фирмы «Санио» (Япония).
32 мм. Благодаря применению специальной технологии
кубики льда обладают высокой прозрачностью и
повышенной твердостью.
В целом выставка показала, что современное торговое
холодильное оборудование характеризуется стремлением
максимально раскрыть доступ покупателю к продаваемым
товарам, большой площадью выкладки, применением
принудительной циркуляции воздуха, красивой внешней
отделкой, широким использованием пластмасс и высокой
степенью автоматизации, в частности автоматической
системой оттаивания.
Д. Е. ГЕРШЗОН, Б. К. ЯВНЕЛЬ — ВНИХИ
F 04 b 49/00
№ 304352 A388749/24-6 от 30 декабря 1969 г.)
В. И. Сапронов
Устройство для регулирования производительности
поршневого компрессора
Устройство для регулирования производительности,
поршневого компрессора, например холодильного,
содержащее клапан с пластиной, имеющей запорные элементы
в виде радиально расположенных лепестков, соединенных
с повторным кольцом, и тягу привода для воздействия
на последнее, отличающееся тем, что с целью упрощения
конструкции и повышения надежности кольцо снабжено
зубьями, а тяга выполнена в виде подпружиненной рейки
для взаимодействия с зубьями в режиме регулировани я
F 25 b 11/00
№ 304408 A374732/24-6 от 13 ноября 1969 г.)
М. Г. Д у б и н с к и й, М. Г. Друй С. Л.
Косматое, М. Б. Ф р а й м а н, А. М. К р а в е ц, В. А. Р я -
д о в, С. М. Ш к л о в е р и Э. П. Су х о в а
Зависимое от авт. св. № 136737
Холодильная камера
Холодильная камера по авт. св. № 136737,
отличающаяся тем, что с целью повышения эксплуатационной
надежности на линии связи генераторов с камерой за
клапанной распределительной коробкой установлена
буферная емкость, заполненная пористыми дисками, например
из гофрированной алюминиевой ленты.
^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^^
54

НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Давление насыщенного водяного пара
над замороженными пищевыми продуктами
Д. СИМЛТО — Дижонский университет (Франция)
Некоторые авторы [1—3] утверждают, что давление
насыщенного водяного пара над замороженными
пищевыми продуктами ниже, чем давление пара над чистым
льдом при одних и тех же температурах, причем разница
эта меняется от продукта к продукту. Например, говяжье
мясо при —20° С имеет то же давление пара, что и лед
при —23° С.
Давление насыщенного пара над замороженными
продуктами влияет на скорость их усушки при хранении,
на образование инея внутри упаковки и т. п. При
сублимационной сушке весьма важно знать точное значение
этого параметра. Ошибка в 2 или 3° С в значении
равновесной температуры при данном давлении пара может
значительно исказить результаты анализа процессов
тепло- и массообмена. Кроме того, если приращение
давления насыщенного пара в зависимости от температуры
используется для расчета скрытой теплоты сублимации,
то даже небольшие различия, подобные тем, какие
указаны выше, приводят к гораздо более высоким значениям
этой величины для замороженных продуктов, чем для
льда.
Методика работы
Давление пара над замороженными пищевыми
продуктами мы измеряли в аппаратуре, слегка отличной
от применявшейся в работах [1—3].
Так как имелись указания [3], что разница в давлении
пара была особенно выражена для быстрозамороженных
продуктов, все образцы подвергали быстрому заморажи-
Л
3L
—с—•¦ j с
\\ \ v- v\\\\
It
/ \\Т •
'¦ \
-• ')
, \ \ \\ х
5
4
\ \ ч \1
1 ' Т
JJ 111 1
— -N
л\\\!
Рис. 1. Схема измерительного устройства:
J — изотермическая ванна; 2 — мясо; 3 — лед; 4 —
термопара; 5 — к вакуум-насосу; 6 — вакуумметр.
ванию: продукт слоем толщиной 10 мм помещали на дно
измерительного сосуда, и сосуд погружали в спирт при
температуре —70° С.
После этого сосуд помещали в спиртовую ванну,
температура которой могла поддерживаться на заданном уровне
в интервале —50-:—10° С. Сосуд подключали к вакуум-
насосу. Когда достигался достаточный вакуум (например,
постоянное давление порядка 0,02 мм рт. ст. при
температуре продукта —70° С), сосуд и вакуумметр отключали
от вакуум-насоса. Температура продукта постепенно
повышалась до температуры ванны. Когда температура
продукта становилась постоянной (колебания менее
±0,1° С в течение 10 мин.), по вакуумметру кондукто-
метрического типа (термотрон ТМ12 фирмы «Лейбольд»),
отградуированному по водяному пару, отсчитывали
давление пара.
Чтобы избежать ошибок измерения, вызываемых
колебаниями окружающей температуры во времени и другими
причинами, измерения проводили с помощью одного
и того же вакуумметра попеременно в двух симметричных
сосудах, один из которых содержал продукт, а другой—
чистый лед (рис. 1).
Остаточное давление воздуха можно было считать
пренебрежимо малым даже после отключения сосудов
от вакуум-насоса на время, необходимое для достижения
равновесных значений температуры и давления (до 30 мин):
при температуре продукта —70-:—50° С давление в
измерительных сосудах всегда было ниже 0,04 мм рт. ст.
даже по прошествии 1 ч после отключения от вакуум-
насоса.
Полученные результаты
Давление насыщенного водяного пара измеряли у
тощего говяжьего мяса и яичного желтка. Для этих двух
продуктов мы получили значения давления насыщенного
пара, идентичные, в пределах ошибок опыта, значениям
давления пара над чистым льдом (рис. 2 и 3).
Яичный желток был выбран потому, что
сублимационная сушка его затруднительна, по крайней мере в толстых
слоях. Можно было предполагать, что причиной этого
является ненормально низкое давление водяного пара
над этим продуктом.
Нам представляется, что более низкие, чем для льда,
давления водяного пара, полученные для пищевых
продуктов другими исследователями [1—3], объясняются
тем, что измерения проводились ими в неравновесных
условиях. В самом деле, когда пищевой продукт
помещается в вакуум, на всей его свободной поверхности вследствие
сублимации очень быстро появляется высохший слой,
через который водяной пар проходит замедленно. И если
измерения проводятся до достижения строгого
равновесия, давление водяного пара в окружающем объеме может
55

1,5
Ю
0,5
-50
-30
-20
-to
t.°C
Рис. 2. Давление водяного пара над замороженным
говяжьим мясом и льдом:
о — лед; Н говяжье мясо; лед (Handbook
Chem. Phys.); говяжье мясо [1].
Рис. 3. Давление водяного пара над замороженным
яичным желтком и льдом:
о — Лед; -\ яичный желток; лед (Handbook
Chem. Phys.).
быть значительно ниже давления на поверхности
замороженной зоны продукта.
В согласии с этой гипотезой мы установили, что
равновесие давления над продуктом (мясо или яичный желток)
достигается через значительно более продолжительное
время, чем над льдом. Время, необходимое для достижения
равновесия температуры, равно примерно 20 мин. Вместе
с тем было установлено, что давление пара над льдом
принимает соответствующее температуре значение уже
через 2—3 мин. после отключения от вакуум-насоса,
тогда как давление над пищевыми продуктами достигает
значения, соответствующего температуре образца, только
через 20—-30 мин.
К тому же, в литературе сообщалось, что разница
между давлениями пара над пищевыми продуктами и льдом
была более значительна при быстром замораживании,
чем при медленном; но общеизвестно, что в
быстрозамороженных продуктах поверхностный высохший слой,
появляющийся при сублимации, в значительно большей
степени затрудняет прохождение водяного пара, чем в
продуктах, замороженных медленно.
Заключение
Для изученных продуктов (говяжьего мяса и яичного
желтка) в замороженном состоянии давление
насыщенного водяного пара не отличается заметно от давления
для чистого льда.
Исследование проводилось при участии М. Фор,
которой автор выражает благодарность.
ЛИТЕРАТУРА
1. Dyer D. F., Cjarp enter D. K-,
Sunderland J. E. Equilibrium vapor pressure of frozen
bovine muscle. «J. Food Sci.», 1966, v. 31, p. 196.
2. Hill J. E., Sunderland J. E. Equilibrium
vapor pressure and latent heat of sublimation for frozen
meats. «Food Technol.», 1967, v. 21, p. 1276.
3. D a u v о i s P. These, Universite de Dijon, 1970.
«La Revue Generate du Froid», 1971, v. 62, N 3, p. 183.
Перевод канд. техн. наук Д. Г. Рютова
ПОПРАВКА
К статье В. М. Бродянского «Комбинирование процессов в холодильной технике
и второе начало термодинамики», опубликованной в журнале «Холодильная техника»,
1971, № 8.
Страница
38, правая колонка,
6 строка сверху
39, правая колонка,
33 строка снизу
Напечатано
. . . LK=0.
. . . через сечение 1—1
Следует читать
. . .LK=Q.
. . . через сечение //—//

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Аммиачные холодильные машины
ХМАУУ-90А-1 и II
621.572
В настоящее время Черкесский завод изготовляет
видоизмененный вариант холодильных машин ХМАУУ-901
и II под индексом ХМАУУ-90А-1 и П. Машины состоят
из двух агрегатов: компрессорно-конденсаторного АК и
испарительно-регулирующего ААИР и снабжены щитом
сигнализации Щс и щитом управления Щу.
Эти машины предназначены для обслуживания одной
или трех стационарных камер с рассольным охлаждением
или камер с непосредственным охлаждением. Они
работают в диапазонах температур кипения—30 ч-0° С и
температур охлаждающей воды 1—30° С при условии, что
разность давления конденсации и кипения не превышает
12 кгс/см2, а отношение этих давлений не более 9.
В модернизированные компрессорно-конденсаторные
(рис. 1) и испарительно-регулирующие агрегаты^ (рис.. 2)
входят конденсаторы и испарители с увеличенной длиной
и уменьшенным диаметром аппаратов. Величина тепло-
обменной поверхности не изменилась. В систему введена
автоматическая защита компрессора с помощью реле
контроля смазки и реле температуры нагнетания.
В конденсаторе и испарителе применены гладкие
бесшовные стальные теплообменные трубы диаметром
25X2,5 мм.
Модернизированный вариант щита управления ЩуАУУ-
90А представлен на рис. 3.
Черкесский завод холодильного машиностроения
поставляет заказчикам машины для следующих систем:
однокамерной и трехкамерной рассольных с
непосредственным охлаждением, укомплектованных несколькими
машинами.
Каждый вид поставок оговаривается при заказе.
При отсутствии специальных указаний заказчику
поставляется оборудование для системы, укомплектованной
несколькими машинами.
Поставка компрессорно-конденсаторного агрегата для
проточного или оборотного водоснабжения также
оговаривается при заказе. При отсутствии указаний
оборудование поставляется для оборотного водоснабжения.
Зависимость холодопроизводительности (а) и
эффективной мощности (б) компрессорно-конденсаторных
агрегатов АКАУУ-90А-1 и II от температуры кипения и
температуры воды, охлаждающей конденсатор, приведена
на рис. 4. На рис. 4, а расход воды для проточного
водоснабжения агрегата АКАУУ-90А-1 28 м3/ч, агрегата
АКАУУ-90А-П — 20 м3/ч, для оборотного —
соответственно 40 и 56 м3/ч; на рис. 4, б то же.
1090A010)
Ппрь! ам-_
миаиа
Ну 70
И лап а и
предохранительный Я» 15
Вентиль
спуснной. L\6
Вода
й,70Ш11)
В,70{ду50)
Вода .

маслоотделителя
В, {5C/8 ¦
Рис. 1. Компрессорно-конденсаторный агрегат АКАУУ-90А-1 и II (размеры в скобках даны для АКАУУ-90А-П).
57

Зарпдна
оммипиом\
В„6
Рис. 2. Испарительно-регулирующнй агрегат ААИР-120А и 180А (размеры в скобках даны для ААИР-120А).
Рис. 3. Щит управления ЩуАУУ-90А.
Холодильные машины поставляются осушенными,
заглушёнными и заполненными сухим азотом или сухим
воздухом до давления 1 кгс/см2. Вместе с холодильной
машиной поставляются запасные части, комплект
инструмента, техническая и отчетная документации.
Завод-поставщик гарантирует надежную работу
холодильной машины с использованием комплектующих
запасных частей в течение двух лет со дня ее отгрузки
V
&
^
V
S.
://
\А№Ч-т-1 /
±тЛ
К
28
А
^
\
' /а
'*р.
7<-\
Г А
2
W
74
ШУ-
/A
'/A
y\
23
3Q-l\
Л4,к0/П|
-30 -25
'15 -7/
t0:c
a
Рис. 4. Зависимость холодопроизводительности (а) и
эффективной мощности (б) компрессорно-коиденсаторных
агрегатов АКАУУ-90А-1 и II от температуры кипения
и температуры воды, охлаждающей конденсатор.
¦ проточное водоснабжение; — оборотное
водоснабжение.
(но не свыше 8000 ч работы) при условии соблюдения
правил хранения и эксплуатации.
В." В. КАТЕРУХИН — ВНИИхолодмаш
В. П. АЛЫМОВ — Черкесский завод холодильного
машиностроения

Нестандартизированное оборудование холодильников
ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ, часть III 621. 565. 002.5
Проектным институтом Гипрохолод разработаны нор- тикального воздухоохладителя поверхностью охлажде-
мали аммиачных горизонтальных воздухоохладителей ния 175 м2.
поверхностью охлаждения 150 и 200 м2 и аммичного вер- Горизонтальные аммиачные воздухоохладители по-
Ларь/ аммиака
Л»50
Воздух
630
2935
t
Рис. 1. Воздухоохладитель аммиачный, горизонтальный,
поверхность охлаждения 150 м2 (нормаль Н721/502).
Рис. 2. Воздухоохладитель аммиачный, горизонтальный,
поверхность охлаждения 150 м2 (нормаль Н721/503).
| боздух
Лары аммиака
Ш.
верхностью охлаждения 150 и 200 м2 (рис. 1—3)
устанавливаются в помещении, смежном с холодильной
камерой. Всасывающий канал воздухоохладителя проходит
через стену камеры и соединяется с корпусом
воздухоохладителя. Нагнетательный канал проходит от
вентилятора также через стену камеры, где он присоединяется
59

Жидпиц аммиак , , i ± ' х
D„25 г У Г I I I
Ш
Q
J
\ш
- Воздух
\Горячиспары
аммиака
Рис. 3. Воздухоохладитель ч аммиачный, горизонтальный*
поверхность охлаждения 200 м2 (нормаль Н721/504).
Рис. 4. Воздухоохладитель аммиачный, вертикальный,,
поверхность охлаждения 175 м2 (нормаль НЗ199/502).
к нагнетательному воздушному каналу одноканальнои
системы охлаждения.
Вертикальный воздухоохладитель поверхностью
охлаждения 175 м2 (рис. 4) предназначен для установки
внутри холодильной камеры. Он работает при
одноканальнои (напорной) системе воздухораспределения. Воздух

Зоздих
П
Рис. 5. Воздухоохладитель аммиачный,
двухсекционный, горизонтальный, поверхность охлаждения
200 м2 (нормаль Н389/506).
Показатели
Н721/502
Н721/503
Н3199/502
Н389/506
Н721/504
Поверхность охлаждения, м2
Холодильный агент
Батарея
диаметр труб, мм ....
число труб, шт
размер оребряющей
ленты, мм
шаг оребрения, мм ... .
расчетная скорость
воздуха в батарее, м/с . . .
Вентилятор
тип
число, шт
номер
количество воздуха, м/с
напор, м
вращение
Электродвигатель
тип
мощность, кВт
частота вращения, об/мин
Габаритные размеры
воздухоохладителя, мм
Способ обогрева поддона . . .
Обогреватели
тип
число, шт
общая мощность, кВт . .
150
38/3,5
96
30x1
13,3
3,45
1 I
б
7500
40 |
Правое
А02-41-6ВМС
2,2
1000
3530X2920X1800
Горячие пары !
аммиака
Змеевик из труб
150
38/3,5
96
30X1
13,3
3,45
175
Аммиак
38/3,5
126
30X1
20 и 30
3,4
200 BХЮ0)
38/3,5
2X96
30X1
13,3
2,0
Центробежный Ц4-70 исп. 1
1
6
8400
34
Левое
А02-41-6ВМС
2,2
1000
2300Х3485Х2300|
Горячие пары
аммиака
Змеевик из труб!
1
7
12 000
65
Правое
АО-52-6
4,5
950
3110X2625X3550!

Электронагреватели
НВС-2,5/1,5
№172
6
9
1
7
13 500
58
Левое
А02-42-6ВМС
3
1000
2780Х1820Х1768|
Горячие пары
аммиака
Змеевик из труб!
200
38/3,5
96
30X1
13,3
3,9
1
7
14 000
48
Правое
А02-42-6ВМС
3
1000
4100X2935X1980
Горячие пары
аммиака
Змеевик из труб!
6i

из помещения камеры забирается через открытое
пространство под батареей (над поддоном).
Двухсекционный горизонтальный воздухоохладитель
поверхностью охлаждения 200 м2 (рис. 5) монтируется
в камере, в отгороженной части.
Центробежный вентилятор Ц4-70 № 7 данной
конструкции поставляется и устанавливается отдельно от
батареи по специальному чертежу C89/ТХ—38).
При установке указанных воздухоохладителей
необходимо предусматривать мероприятия по предотвращению
замерзания воды (в системе оттаивания батарей) в
подающем и сливном трубопроводах.
Техническая характеристика воздухоохладителей
приведена в таблице.
М. Н. МЕРТЕШОВ, А. И. БАЛАНДИН — Гипрохолод
Диаграммы & i для смесей фреонов-22 и 115
и фреонов-13В1 и 12
621. 564. 25 @84. 21)
На рис. 1 приведена \, /-диаграмма для смеси фреонов-22
и 115, при построении которой использовали данные
работы по фазовому равновесию между жидкостью и паром
(Loffler H. J. und Hinrichsen H. «Kaltetechnik-Klimati-
sierung», 1969, v. 21, № 1,6—14), а также теплоты
смешения, измеренные экспериментально во всем диапазоне
концентраций при различных температурах.
с, nfjm/пз
0,8 1,0
?, кг/кг
Рис. 1. Диаграмма g, i для смеси фреонов-22 и 115.
62
1,кДн/кг\
0Л,кг/к
Рис. 2. Диаграмма g, i для смеси фреонов-13В1 и 12.
При исследовании смеси фреонов-13В1 и 12 было
найдено, что теплота смешения равна нулю, а критерии
подобия Трутона и Гульдберга имеют близкие значения.
Эти сведения позволяют считать смесь идеальной.
Диаграмма для этой смеси, приведенная на рис. 2, была
построена по законам идеальных растворов.
Доктор техн. наук, проф. 3. И. ГЕЛЛЕР,
А. В. ЕГОРОВ — ОТИХП

РЕФЕРАТЫ
634.75.037.5
Гистологические изменения растительной ткани при
замораживании и размораживании ягод земляники. ДЕР-
БЕДЕНЕВА 3. А. «Холодильная техника», 1971, №10 .
Установлено, что гистологическая структура
растительной ткани изменяется не только в зависимости от скорости
замораживания и величины кристаллов льда, но и от
особенностей строения отдельных видов тканей. Быстрые
методы замораживания с помощью флюидизации и в
жидком азоте хорошо сохраняют структуру ягод. Умеренное
замораживание в обычном скороморозильном аппарате
вызывает более глубокие изменения гистологической
структуры. При размораживании не происходит полного
восстановления гистологической структуры тканей.
Библиографий 12. Иллюстраций 9.
611-815.5:579.2.047.25
Экспериментальное определение энергии связи при
удалении замороженной влаги из эритроцитной массы в
процессе сублимационной сушки. КАУХЧЕШВИЛИ Э. И.,
ПОДОЛЬСКИЙ М. В., ФЕДОРОВА Л. И., ЛАКОВ-
СКАЯ И. А., БАРЫШНИКОВА Л. П. «Холодильная
техника», 1971, № 10.
Экспериментально установлено, что скрытая теплота
сублимации свободной влаги из эритроцитов составляет
около 650 ккал/кг, а связанной влаги* (8—10% от общей)
значительно больше (до 3500 ккал/кг). Количество
связанной влаги в эритроцитах увеличивается с добавлением
ограждающих растворов и уменьшается с увеличением
сроков хранения крови. Библиографий 4. Иллюстраций 4.
637.5.037.5
Изменение свободных нуклеотидов при созревании
размороженного мяса. ПИСКАРЕВ А. И., ДИБИРАСУ-
ЛАЕ В М. А. «Холодильная техника», 1971, № 10.
Изучено влияние замораживания и размораживания на
изменения свободных нуклеотидов при созревании
размороженного мяса, замороженного в горячепарном
состоянии, в течение 12 суток хранения при температуре
около 0° С. Таблиц 1. Библиографий 15. Иллюстраций 1.
621.575
Влияние рециркуляции крепкого раствора на
эффективность работы оросительного генератора абсорбционной
бромистолитиевой холодильной машины. РОЗЕН-
ФЕЛЬД Л. М., ДОГОЛЯЦКИЙ В. И. «Холодильная
техника», 1971, № 11.
Показано, что увеличение плотности орошения трубок
оросительного генератора без изменения его конструкции
возможно только введением рециркуляции крепкого
раствора. Описаны результаты исследования влияния
рециркуляции крепкого раствора на процессы, проходящие в
оросительном генераторе. Определена минимальная
плотность орошения мельхиоровых трубок водным раствором
бромистого лития, обеспечивающая смачиваемость всей
орошаемой поверхности. Даны рекомендации по выбору
режима работы оросительных генераторов бромисто-
литиевых машин. Библиографий 3. Иллюстраций 4.
621.57.041.001.4
Характеристики бессальникового компрессора при
работе на фреоне-13В1. БЫКОВ А. В., САПРОНОВ В. И.
«Холодильная техника», 1971 № 11.
В результате проведенных исследований
бессальникового компрессора установлено, что применение фреона-
13В1 при температуре конденсации не выше 30° С
обеспечивает в режиме одноступенчатого сжатия получение
температур кипения от —40 до —60° С при достаточно высоких
объемных и энергетических показателях холодильной ма
шины и удовлетворительных температурных условиях
работы компрессора. Библиографий 5. Иллюстраций 5.
621.577:621.564.25
Исследование теплового насоса, работающего на
смесях фреонов. БОНДАРЕВ В. Н. «Холодильная
техника», 1971, №11.
Исследована работа теплового насоса^ НТ 1,8 с кожухо-
змеевиковыми аппаратами на смесях фреонов-11 и 12 с
90% мае. фреона-12, а также фреонов-142 и 143 с 25,30
и 35% мае. фреона-143. Построены графики зависимости
теплопроизводительности, эффективной потребляемой
мощности и эффективного коэффициента преобразования от
температуры после регулирующего вентиля при
температурах выходящей из конденсатора воды 331 и 341 К.
Таблиц 2. Библиографий 6. Иллюстраций 3.
621.57.041:536.24
Исследование процессов теплообмена в холодильном
герметичном компрессоре. ПЕТРУШАНСКАЯ Л. Я.,
ЧЕРНЯК А. Л., ЯКОБСОН В. Б. «Холодильная
техника», 1971, № И.
Изучена теплоотдача в канале между статором и
ротором встроенных электродвигателей герметичных
компрессоров с 3000 и 1500 об/мин при окружной скорости
ротора от 7 до 12,6 м/с и осевой скорости фреонов-12 и
22 от 1,5 до 8 м/с. Найдены критериальные зависимости,
характеризующие процесс теплообмена. Установлено, что
при низких температурах кипения основное влияние на
процесс теплообмена оказывает окружная скорость, при
высоких температурах — осевая скорость. Таблиц 1.
Библиографий 7. Иллюстраций 5.
621.57.041:621.574.9
К определению числа ступеней центробежного
компрессора паровой холодильной машины. ДЕН Г. Н.
«Холодильная техника», 1971, № 11.
Показана связь числа ступеней центробежного
компрессора паровой холодильной машины с
термодинамическими, газодинамическими и кинематическими
безразмерными критериями. Приведены зависимости предельно
допустимых значений фактора сжимаемости Ми в
центробежных колесах без предкрылка от типа и ширины колеса.
Предложена простая формула для оценки числа ступеней
в зависимости от разности температур конденсации и
кипения. Библиографий 3. Иллюстраций 2.
621.572:66.095.3/.4
Температура конденсации при цикличной работе
холодильной машины. ВЕЙНБЕРГ Б. С. «Холодильная
техника», 1971, № П.
Рассматриваются колебания температуры конденсации
при цикличной работе холодильной машины. Определяются
пределы колебаний температуры и влияние длительности
цикла и коэффициента рабочего времени. Иллюстраций 4.
621.318
Реле протока. РОТЕНБЕРГ А. Г. «Холодильная
техника», 1971, № 11.
Описаны конструкции реле протока, служащие для
автоматической защиты компрессора от перегрева в
случае недопустимого уменьшения количества воды,
протекающей через охлаждающие рубашки цилиндров или
прекращения ее протекания. Иллюстраций 6.
* 629.1-444D30.2)
Об улучшении теплотехнических характеристик
рефрижераторных вагонов производства ГДР. ГАМИРОВ В. И.,
ДЮБКО А. П., ГОРШКОВА Е. П. «Холодильная
техника», 1971, № 11.
Приведен анализ технического состояния вагонов 5-
и 12-вагонных рефрижераторных секций производства
ГДР. Вскрыты причины ухудшения теплотехнических
характеристик вагонов и даны рекомендации по их
восстановлению и стабилизации. Таблиц. 2. Иллюстраций 1.
63

CONTENTS
V. A Graph. State and Perspective of Development in
Refrigerating Economy in 9th Five-Year Period and Main
Tasks of Technical Progress in Refrigerating Enginee-
i J.1 nS an^ Technology in Meat and Dairy Industry. . 1
L. M. Rosenfeld, V.I Dogolyatsky. Influence of Strong
Solution Recirculation on Operation Efficiency of Spray
Generator of Lithium-Bromide Absorption Refrigerating
A. V. Bykov, V. I. Sapronov! Characteristics'of Semihermetic б
ж/ C°™Prfssor Operating With Freon-13BI 9
v. N Bondarev. Investigation of Heat Pump Operating With
rreon Mixtures 13
L. Y. Petrushanskaya, A. L. Chernyak, V*. B. *Yakobson.
'investigation of Heat Exchange Processes in Hermetic
Refrigerating Compressor 16
G. N. Den. Determination of Number of Stages in'Centrifu-
r сеа^.с,отрге88Яг of Vapour Refrigerating Machine ... 20
в. 5. Weinberg. Condensing Temperature at Cyclic Opera-
a rtl0nn *ofu Refrigerating MachinV ...... 23
A. G. Rotenberg. Flow Controls . 26
'„^Т11?^ A* P~ Di"bko, E. P. Gorshkova.
Improvement of Thermo-Technical Characteristics of Refrigerated
,. ,rR^!lcars Manufactured in GDR 31
O. V. Maslova, I. R. Nozdrunkova. Inexpediency of Emp-
loying Ice for Storing ISuperchilled Fish 34
A. G. Ionov, S. Y. Mekenltsky. Determination of Final
xr Je^faiuS^ in Frozen Foodstuffs 37
v. A. relder. Determination of Freezing Period at Unsimilar
Heat Exchange Conditions on Individual Surfaces of
Food Product 39
FROMIDISSERTATIONS
N. I. Mirmoy. Heat Transfer at Condensation of Ammonia
Vapour With Admixture of Mineral Oils on Horizontal
Tubes 42
E. I. Kaukhcheshvili, P. V. MikhaiUn,' V. N.' Kulagin.
'influence of Surface Pressure on Preservation of Biological
Objects at Freezing , 45
PRACTICE EXCHANGE
R. M. Lazebnlk, A. Y. Chupakhln. Peculiarities of Erecting
and Operating Electric Automation Devices in Explosion
Hazardous Rooms 47
V. V. Bredis. Mounting Level Control, Type PRU-4, on
Marine Refrigerating Plants 48
AT SCIENTIFIC TECHNICAL SOCIETY OF FOOD
INDUSTRY
Tasks of Scientific Technical Society of Food Industrv in
Light of Decisions of XXIV Congress of CPSU . . . . 49
MISCELLANY
M. N. Merteshov. Projecting Institute «Giprokholod» is 40 50
INTORGMASH-71
D. E. Gershzon, В. К. Yavnel. Foreign Commercial Refri-
gerating Equipment at «Intorgmash-71» Exhibition . . . 51
New Inventions 46, 54
FOREIGN TECHNICAL NEWS
D. Simatos. Pressure of Saturated Water Vapour Over
Frozen Foodstuffs 55
REFERENCE DATA
V. V. Katerukhin, V. P. Alymov. Ammonia Refrhreratini?
Machines XMAYY-90A-I and II . «eingeraung
M. N. Merteshoy, A. I. Balandin. Nonstandard* Equipment
for Cold Storage Warehouses ... 59
2 L5?ltei Л*СУ- ^orov. Diagrams g / for Mixtures' of Fre'on's
22 and 115 and Freons 13Bl?and 12 ... 62
Summaries .." .".'.... . 63
СОДЕРЖАНИЕ
В. А. Граф. О состоянии и перспективах развития
холодильного хозяйства в девятой пятилетке и
основных задачах технического прогресса в холодильной
технике и технологии мясной и молочной
промышленности *
Л. М. Розенфельд, В. И. Доголя'цкий/
'Влияние'рециркуляции крепкого раствора на эффективность
работы оросительного генератора абсорбционной
бромистолитиевой холодильной машины ... 6
A. В. Быков, В. И. Сапронов. Характеристики
бессальникового компрессора при работе на фрео-
не-13В1 д
B. Н. Бондарев. Исследование теплового насоса,
работающего на смесях фреонов 13
Л. Я. Петрушанская, А. Л. Черняк, В. Б. Якобсон.
Исследование процессов теплообмена в
холодильном герметичном компрессоре \q
Г. Н. Ден. К определению числа ступеней центробеж-
/>НОп°л к°мпРесс°Ра паровой холодильной машины 20
Б. С. Вейнберг. Температура конденсации при
цикличной работе холодильной машины 23
A. Г. Ротенберг. Реле протока \ 26
B. И. Гамиров, А. П. Дюбко, Е. П. Горшкова. Об
улучшении теплотехнических характеристик
рефрижераторных вагонов производства ГДР .... 31
Г. В. Маслова, И. Р. Ноздрункова. О нецелесообразности
применения льда при хранении подмороженной
рыбы 34
A. Г. Ионов, С. Я, Мекеницкий. Определение
конечной температуры в замороженных пищевых
продуктах /\ 37
B. А. Тейдер. Определение продолжительности
замораживания продукта при неодинаковых условиях
теплообмена на отдельных его поверхностях ... 39
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Н. И. Мирмов. Теплоотдача при конденсации паров
аммиака с примесью минеральных масел на
горизонтальных трубках 42
Э. И. Каухчешвили, Н. В. Михайлин, В. Н. Кулагин.
Влияние поверхностного давления на сохранность
биологических объектов при замораживании . . 45
ОБМЕН ОПЫТОМ
Р. М. Лазебник, А. Я. Чупахин. Особенности монтажа
и эксплуатации электрических приборов и аппаратов
автоматики во взрывоопасных помещениях ... 47
Ю. В. Бредис. О монтаже реле уровня типа ПРУ-4 на
судовых холодильных установках '. . . 48
В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Задачи Научно-технического общества пищевой
промышленности в свете решений XXIV съезда КПСС 49
ХРОНИКА
М. Н. Мертешов. Проектному институту «Гипрохолод» —
40 лет # # 50
ИНТОРГМАШ-71
Д. Е. Гершзон, Б. К. Явнель. Зарубежное торговое
холодильное оборудование на выставке «Инторг-
маш-71» 51
Новые изобретения 46в 54
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Д. Симато. Давление насыщенного водяного пара над
замороженными пищевыми продуктами 65
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
В. В. Катерухин, В. П. Алымов. Аммиачные
холодильные машины ХМАУУ-90А-1 и II 57
М. Н. Мертешов, А. И. Баландин. Нестандартизиро-
ванное оборудование холодильников 59
3. И. Геллер, А. В. Егоров. Диаграммы ?, / для смесей
фреонов-22 и 115 и фреонов-13В1 и 12 62
Рефераты 63
Редакционная коллегия: В. М. Шавра (главный редактор), Д. Г. Рютов
(зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора),
Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, В. А. Дедух, М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев,
М. С. Мартынов, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, проф. Г. Б. Чижов,
А. П. Шеффер
Адрес редакции: 127434, Москва, И-434, ул. Костикова, 12. Телефон 250-00-34 доб. 49
Технический редактор Н.Н.Зиновьева
Т-18409. Сдано в набор 29/IX-1971 г. Подп. к печ. 9/XI-1971 г. Формат 84Xl08l/i6.
Объем 4,0 п. л. Уч.-изд. л. 8,16. Усл. печ. л. 6,72. Тираж 17 110 экз. Заказ 1870
Чеховский полиграфкомбинат Главполиграфпрома Комитета по печати при Совете
Министров СССР г. Чехов, Московской области