/
Текст
ПРОМЫШЛЕННОЕ И ТОРГОВОЕ ХОЛОДИЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
О выборе холодильного агента для холодильников
Доктор техн. наук, проф. И. БАДЫЛЬКЕС
Успешное решение задачи значительного
расширения в 1956—1960 гг. сети
распределительных и производственных холодильников
требует внедрения передовой холодильной
технологии, а также высокопроизводительных
холодильных машин с применением новых
эффективных холодильных агентов.
Как известно, в установках для торговой
сети, специализированного транспорта, мелких
кондиционеров и др. широко применяются
малые автоматизированные агрегаты с
поршневыми, ротационными и вибрационными
компрессорами, причем безвредный, невзрывоопасный
и к тому же обладающий выгодными
термодинамическими свойствами фреон-12 занял по
праву господствующее положение.
В настоящее время накоплен богатый опыт
их эксплуатации, причем большого внимания
заслуживают новые детекторные течеискатели,
которые с помощью звукового сигнала
позволяют обнаруживать малейшее просачивание
фреона через неплотности.
Фреон-12 уже начали применять на
крупных холодильниках и больших
рефрижераторных судах [1]. Однако его конкурентом явился
фреон-22 (CHF2C1). Оборудование
рефрижераторного судна «Карибия» на этом агенте
позволило обеспечить весьма малые габариты
машинного помещения, причем, несмотря на
неблагоприятные условия, свойственные
морским перевозкам, годовые утечки фреона через
неплотности не превысили 7,5% [2].
На распределительных и производственных
холодильниках, помимо возможности
радикального улучшения труда обслуживающего
персонала из-за практического отсутствия
токсичности и взрывоопасное™, а также
устранения жестких требований техники безопасности,
применение фреонов вместо аммиака должно
обеспечить получение низких температур
воздуха в морозилках и камерах хранения с
помощью одноступенчатого сжатия, что облегчает
эксплуатацию машин, упрощает оборудование
машинных отделений и сокращает их
габариты. Вначале, в связи с весьма разветвленной
системой трубопроводов и охлаждающих
приборов камер и морозилок, предпочтительно
вводить в циркуляционное кольцо
промежуточный агент или рассол.
Естественно, что дальнейшим этапом
явится переход на непосредственное охлаждение.
Принимая температуру воздуха в
морозилках около —25°, перепад температур в
испарителе 4° и между теплоносителем и
воздухом в 8°, получим необходимую
температуру кипения фреона порядка —37° С. Для
этого подходящими являются такие фреоны,
нормальная температура кипения которых
G60 мм рт. ст.) близко соответствует заданной
рабочей температуре, так как обеспечиваются:
большая объемная холодопроизводительность
1 ж3 хладагента, приводящая к сравнительно
небольшим диаметрам цилиндров машин;
умеренные давления» конденсации, допускающие
использование мдшинной базы аммиачных
компрессоров и большинства одноименных
деталей; незначительный вакуум в испарительной
системе или его отсутствие вообще; выгодное
Рк
отношение давлений — при сравнительно
высокой критической температуре кипения, что
в сочетании с рабочими коэффициентами
приводит к хорошим энергетическим показателям.
При таком подборе хладагента обеспечиваются
благоприятные условия работы также и при
более высоких температурах кипения (камеры
хранения мороженых и охлажденных
продуктов).
В этой связи и исходя из установленной
закономерности, определяющей понижение
нормальной температуры кипения с увеличением
атомов фтора, могут быть отобраны
следующие фреоны (табл. 1).
Совершенно очевидно, что при сравнении
необходимо прежде всего учитывать их
физиологические и физико-химические свойства,
причем установлены следующие закономерности
И,[3]:
№ 4 О выборе холодильного агента для холодильников 5
Таблица 1
Агент
Ф-125
Ф-143
Ф-22
Ф-115
Ф-12
Ф-С216
Химическая
формула
C2HF5
С2Н3г3
CHF2C1
C2F5C1
CF2C12
C3Fe
Нормальная
температура кипения, ° С
—48,3
—47,3
—40,8
—38,0
—29,8
—29,0
1) при преобладающем содержании
атомов водорода фреоны в той или иной степени
горючи и в соединении с воздухом несколько
взрывоопасны;
2) с возрастанием атомов фтора
увеличивается химическая стабильность, уменьшается
токсичность, снижается растворимость
смазочного масла и воды, сокращается способность
набухания различных уплотняющих
прокладочных материалов, как например севанит
и др.
Эти закономерности вызывают ряд
практических следствий, имеющих важное значение.
Так, в значительном диапазоне температур
фреон-12 является агентом с неограниченным
растворением смазочного масла. Правда, это
облегчает отвод масла из испарителя обратно
в картер компрессора, но, с другой стороны,
неизбежен перерасход энергии, поскольку по
существу приходится иметь дело с фреоно-
масляным раствором ![4]. Аналогично ведут
себя фреоны 11 и 21.
Однако с возрастанием атомов фтора
растворимость уменьшается. Действительно,
у фреонов 13 (CF3C1) и 14 (CF4)
растворимость невелика вообще, благодаря чему
обеспечивается эффективное отделение масла в
маслоотделителе.
Следует подчеркнуть, что наименее
благоприятные условия создаются у фреона-22, где
масло растворяется только при высоких
температурах, вследствие чего на поверхности
кипящей в испарителе жидкости образуется слой
масла, в случае отсутствия устройств.
Галогенизированные фреоны с
максимальным содержанием атомов фтора являются
более предпочтительными также и в отношении
растворимости воды. У таких фреонов
минимальная растворимость воды способствует
быстрой закупорке регулирующего вентиля, а это
является весьма хорошим предупредительным
средством от образования коррозии из-за
присутствия соляной кислоты.
В свете указанного' наиболее
целесообразно использование фреона-115, тем более, что он
обладает даже меньшей токсичностью, чем
фреон-12.
Для определения основных конструктивно-
эксплуатационных показателей холодильных
машин, работающих на этом агенте,
рекомендованном проф. Р. Планком [3], необходимо
располагать данными о его термодинамических
свойствах, которые не изучены.
Однако для предварительного и
достаточно точного их определения может быть
использована разработанная автором теория
термодинамического подобия [5], причем необходимо
располагать всего лишь несколькими
экспериментальными опорными точками, которые, как
увидим в дальнейшем, уже найдены [6].
Кривая давления пара. Из теории
термодинамического подобия вытекает, что
только при очень близких у агентов значениях
чисел Трутона и Гульдберга \-j^~\
действительно уравнение:
lg~— = пост. A)
т
для равных приведенных температур -^.
Здесь: ркр -~ критическое давление,
Ткр — критическая температура в °К.
Нанеся таким образом на ординате
значения lg ~~ > а на абсциссе — соответствующие
Ркр i
кр
—+- , находим, что отношения ординат при
одинаковых абсциссах остаются постоянными
для- всех агентов, удовлетворяющих
указанному условию. Следовательно, кривые
упругости пара являются подобными.
Эта универсальная закономерность
распространяется и на фреоны, где изменение чисел
Трутона и Гульдберга зависит от структурной
химической вариации фторхлорпроизводных.
Поэтому эти фундаментальные узловые
величины служат связующим мостом между
термодинамической и химической природой
вещества, построенным на основе твердых
теоретических основ.
Разработанная автором теория нашла
практическое подтверждение в дальнейшей работе
Эйземана [7], где указанное подобие
действительно подтвердилось по группам веществ,
обладающих близкими значениями этих термо-
6
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Таблица 2
Средняя относительная погрешность (в %) для интервала от 100 мм рт. ст. до давления, близкого к критическому
--^^^ Наименование
——_^^^ агента
Метод расчета -—-—
По уравнению Антуана
По уравнению B)
Ф-13
2,3
1,5
Ф-12
2,6
1,3
Ф-11
2,0
1,35
Ф-22
1,3
0,8
Ф-113
0,8
0,7
Аммиак
1,0
0,6
Метил-
формиат
2,6
0,7
Этан
1,9
0,4
Пропан
1,25
0,6
динамических величин (см. также графики
в статье Б. С. Вейнберга, «Холодильная
техника» № 3, 1956).
Так как коэффициенты Трутона и Гульд-
берга абсолютно совпадать не могут и,
следовательно, степень точности расчета по
уравнению A) является ограниченной, то автором
было предложено более совершенное
уравнение подобия [5]:
{gp-—.nocT.t=Mx, B)
igP*
•i
причем значения с подстрочной звездочкой
относятся к веществу-эталону, р — давление
(в физических атмосферах)
ЧРкр
М{=-
*§/>*
C)
Уравнение действительно для равных отно-
т
сительных температур — ', где Ts~— нормаль-
ная температура кипения, а значение
вещества-эталона р' соответствует температуре
на кривой насыщения:
Тщ = Ц*-.Т8. D)
S *
Таким образом, если известны критическая
температура и критическое давление искомого
вещества, то можно найти кривую давления
пара в широком интервале температур.
В табл. 2 приведены результаты расчетов,
выполненных проф. Я. Казавчинским и О. Кат-
хе [8] по формуле B), причем в качестве
вещества-эталона была выбрана вода. Значения
сопоставлены с уравнением Антуана.
Таким образом, уравнение B) обеспечивает
большую точность по сравнению с
общеизвестным уравнением Антуана, которое к тому же
возможно решать только при наличии
значительного числа экспериментальных точек.
Итак, для определения кривой давления'
пара необходимо располагать значениями
критического давления р , которое может быть
найдено по теоретическому уравнению автора
¦М2,
E)
где б и 6^ — соответствующие коэффициенты
Трутона, а
1 —-
М0
"Кр
ПОСТ.2
кр
JKp
Причем Т — температура эталона,
ветствующая критическому давлению р
мого агента (в физических атмосферах).
Экспериментально найдено [6]:
F)
соот-
иско-
= 235,16; 6 = 20,6;
Т =353,16.
Кр '
При решении уравнения ^методом подбора
получено совпадение правой и левой частей
уравнения E) при рк =32 ата. В качестве
эталона была принята вода.
При р = 32 ата находим по уравнению B)
следующие значения кривой давления пара
(эталон — вода).
ТаблицаЗ
t
—60
-55
—50
—45
—40
—35
—30
—25
-20
—15
—10
-5
0
+5
•+10
+ 15
+20
+25
4-зо
+35
+40
Ф-115 '
0,335
0,425
0,578
0,737
0,930
1,150
1,461
1,810
2,202
2,655
3,186
3,765
4,469
5,225
6,109
7,075
8,154
9,325
10,693
12,075
13,676
к
Р см2
Ф-22
0,382
0 660
1,077
1,680
2,510
3,630
5,090
6,990
9,350
12,270
15,790
Ф-12
0,231
0,399
0,655
1,025
1,540
2,236
3,149
4,318
5,785
7,592
9,784
I
NH3 |
0,223
0,417
0,732 1
1,219 1
1,940
2,966
4,379 1
6,271 |
8,741
11,895
15,850
Для сопоставления в таблице приведены
значения давлений на кривой насыщения раз-
№ 4
О выборе холодильного агента для холодильников
7
личных агентов: фреона-12, фреона-22 и
аммимка.
Удельный объем пара. Он
определен из уравнения подобия, согласно которому
при равных давлениях [5]:
V"
:пост.3 = М3,
причем
М,
Т0
^7
G)
(8)
¦^.
(р —в физических атмосферах, [х —
молекулярный вес).
В качестве эталона был выбран аммиак.
Значения сухого насыщенного пара даны в
табл. 4.
Таблица 4
° С 1 —50
1
Л!3
\v" ^7" 0,2120
i
—40
0,1365
—30
0,0894
—20
0,0609
—10
0,0431
0
0,0313
+ 10
0,0232
+20
0,0176
+30
0,0135
Удельный объем жидкости,
определялся из уравнения подобия [5]:
v'
т = М4,
где
МЛ
кр
пост.4.
Он
(9)
A0)
Подобие действительно для равных при-
т
веденных температур -у-.
Для нахождения критического объема
можно исходить из аддитивности атомных
объемов [5], принимая для определения
вспомогательной величины v0 константы: С= 1,1;
F=10,3 и-С1=19,3.
В таком случае получим для фреона-115:
^0 = 2,2+51,5+19,3 = 73,0
или vQ = 0,4726.
Соответственно для фреона-113 находим
v0 =0,4860.
Согласно теории, для родственных,веществ
(И)
При vK
+- = пост.5 = М5.
jkP
.кр =1,73 л\кг имеем:
М5 = 0,281.
При найденном v0 = 0,4726 получим v =
= 1,68 л\кг, что совершенно сходится с
значением критического объема фреона-115,
полученного экспериментальным путем [6].
Располагая теперь значением vK , по
уравнению (9) можно найти все искомые
значения vf в широком интервале температур,
которые помещены в табл. 5. При этом удельные
объемы жидкости фреона-113 взяты из
работы М. Бубушяна [9]. Небезынтересно
отметить, что полученное значение удельного
объема ф-115 при +30° в точности
совпадает с единственно имеющейся эксперимен-
тельной точкой [6].
Таблица 5
°с
л
-50
0,627
—40
0,642
—30
0,657
-20
0,675.
—10
0,694
0
0,714
+ 10
0,737
+20
0,762
+зо 1
0,794
Теплоемкость жидкости. Исходя
из зависимости, что при одной физической
атмосфере [5]:
К = Р1Л A2)
где р = 3,215 + 0,925 т,
а = 0,4,
am —число атомов углерода, находим
^ = 0,24.
Принимая во внимание, что [5]
V'
^пост.
A3)
и уже располагая значением cs и v , находим
все остальные теплоемкости в интервале
от — 50 до + 30°. Поскольку в этом диапазоне
температур значения теплоемкости хорошо
расположились на прямой, то с округлением,
в пределах 2°/0, найдено линейное уравнение:
с' = 0,0475 + 0,0008 Т К-Щ^ . A4)
При этом получено полное совпадение
с единственно имеющейся экспериментальной
точкой (при ^ = + 30, с'= 0,29) [6].
Объемная холодопроизводите-
льность. Как известно,
V
к кал
~W >
Яо=г0 — сп(Тк — Т0)
ккал
A5)
где: г0 — теплота парообразования при
заданной температуре кипения Г0,
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
с'—средняя теплоемкость жидкости
в интервале TQ и температуры кон-
Т 1 Т
денсации Тк, то есть при—^ .
Определим теперь объемную холодопроиз-
водительность 1 мъ фреона-115 для
интересующей нас температуры кипения (—38°).
Теплота парообразования rs (то есть при
—38°) может быть найдена, исходя из числа
Трутона, равного 20,6.
Тогда
Таблица 6
0Т ккал
г = — = 31,4
S {X
кг
^' = 31,4-0,263 C03,16-235,16)= 13,54.
При удельном объеме сухого насыщенного
пара
v ^0,12— находим
5 кг
»_ 13,54
Ч* 0,12
113
ккал
Между тем, при тех же рабочих
температурах кипения и конденсации объемная холо-
допроизводительность 1 м3 фреона-22
составляет 190 ккал/м3, то есть расхождение
значительное.
Такой результат может показаться вначале
неожиданным и мало вероятным.
Дело в том, что согласно полученным
автором закономерностям [5, 10] значения
объемной холодопроизводительности при
заданных рабочих температурах весьма хорошо
располагаются на кривой в зависимости от
нормальной температуры кипения Ts . Это
распространяется на холодильные агенты с близкими
числами Трутона, что имеет место у фреонов
и ряда других веществ.
Так как нормальная температура кипения
фреона-22 (—40,8° С) очень мало отличается
от таковой у фреона-115 (—38,0° С), то можно
было ожидать лишь очень малого понижения
объемной холодопроизводительности, в то
время как расхождение составляет около 40%.
В подтверждение указанной
закономерности мы ее можем еще более наглядно
изобразить путем нанесения на графике
теоретических отношений диаметров цилиндров
у различных фреонов к аммиаку (условно
относя к одноступенчатому циклу), то есть -=— ,
в зависимости от их нормальной температуры
кипения при ^= — 35° и ^ + 30° С.
Агент
Ф-22
Ф-12
Ф-142
Ф-114
Ф-11
<s
—40,8
—29,8
—9,21
+3,6
+23,7
D ¦ I
?>ам
0,98
1,26
1,87
2,43
3,52
Откладывая на графике (рис. 1)
значения -jy—, полученные из данных табл. 6, мы
А
D
обнаруживаем весьма плавное нарастание —
с повышением нормальной температуры
кипения. В таком случае вполне правомерно
"ам
3,0
Ю
1 П
I %Ф-11
[
^Ф-//4
JD-142
Л>-12
I
1
|
i
i
j
^Ф-115 I
^ф-22 I
+20 +10 0 -t0 -20 -30 -40 ts°C-'~
Рис. 1.
из точки на абсциссе, соответствующей
t0 — — 38°, восстановить перпендикуляр до
пересечения с кривой и таким образом
получить J*'115 = 1,04. Из этого вытекает, что
отношение диаметров цилиндров:
'ф-115
А
ф-22
1,06.
Аналогично на графике (рис. 2) даны
отношения -^- при t0 = — 15° и '* = + 30°> ПРИВ0"
Аш
дящие к тем же результатам.
№ 4
О выборе холодильного агента для холодильников
9
Wan
1 3.0
2.0
1,0
qV-tf
цф-j;
|Оф-77«
0-f2
^^Ф-m |
Ф-22
+20 НО
О -10
Рис. 2.
-Д?
-J0 -40 ts °С
Полученное противоречие свидетельствует
о том, что, по-видимому, теоретический
процесс сжатия протекает в области
насыщенного пара, для которой приведенный график
не применим.
И в самом деле, отношение
<7о
характеризующее величину дроссельных потерь при
одинаковых рабочих температурах t0 и tK из-за
замены расширительного цилиндра
регулирующим вентилем определяется критерием [и]:
к=?Ц~ A6)
[АС
Таким образом, наибольшие дроссельные
потери будут у агентов с низким значением Ts
и высоким |лс', что вытекает из обнаруженной
зависимости [11]:
1-*
.~ ПОСТ.
A7)
еге
Обычно при —f<170 (как это имеет
место у фреона-115) процесс сжатия
протекает в области насыщенного пара, и степень
термодинамического совершенства по
отношению к идеальному циклу Карно, то есть
•»! = •
At
То
Т„-Т«
определяется исключительно величиной
дроссельных потерь (-rj = Y)a ).
При этом, вследствие низких значений j
%
значительно уменьшается объемная холодопро-
изводительность. Кроме того, энергетические
потери велики, что можно обнаружить из
графика на рис. 3, где наряду с агентами,
имеющими также потери от перегрева при
сжатии сухого насыщенного пара, показан C4Fio,
обладающий низкими значениями критерия К.
Представляется совершенно очевидным, что
применение регенеративного цикла (то есть
переохлаждение жидкости за счет подогрева
паров, отсасываемых из испарителя) с
теоретической точки зрения должно значительно
увеличить объемную холодопроизводительность и
степень термодинамического совершенства как
раз именно у холодильных агентов,
отличающихся большими дроссельными потерями, что
имеет место в нашем случае.
0,91
0,88
0,85
0,82
0,79
0J6
0,73
' SO 120 180 240
Рис. 3.
/,
9 л
г/
i -
6
5jS
4jf
J4
f~C4F10
2-Ф-113 —\
3-Ф-12»
Ь-Ф-11 —\
5-Ф-21 \
6-NH3
7-SO. 1
L.
L_
0TS
И в самом деле, при переохлаждении
жидкого фреона-115 за счет подогрева паров
из испарителя до -+-20°, мы из теплового
баланса получим температуру переохлаждения
t.
:30-
58^
Принимая теплоемкость перегретого пара
ср = 0,16[6] и стио уравнению A4), находим
tu=-r.
В таком случае
<70 = 31,4 — 0,25 B66,16 — 235,16) = 23,7
и
'' 23,7 1 а(Л ккал
» — ^ 160
'» 0,1495
м*
Между тем, с точки зрения теоретического
процесса, при 7С>170 увеличение холодо-
производительности от введения регенератив-
10
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
ного процесса, из-за одновременного
увеличения удельного объема засасываемого
компрессором пара, эффекта не дает.
Действительно, при аналогичном подогреве
паров фреона-22 до -f- 20° получаем
прежнюю холодопроизводительность, то есть
190 ккал\м?, и регенеративный цикл себя
оправдывает лишь с точки зрения
уменьшения вредного теплообмена и лучшей
циркуляции смазочного масла в действительных
условиях работы [11, 12].
В таком случае в условиях
регенеративного процесса имеем:
А&-22 V Я*ш
и, следовательно, обнаруживается совпадение
с данными по графику на рис. 1.
В табл. 7 даны сравнительные
конструктивно-эксплуатационные показатели фреонов
12,22 и 115 (применительно к'*0 = — 38°,
^= + 30° и температуре всасываемых в
компрессор паров 4-20°).
Таблица
Агент
Р/с
Ро
Рк
Ро
D
Яф-12
t нагнетания
Степень токсичности (в
возрастающем порядке).
Влияние на прокладочные
материалы
Растворимость смазочного
масла
Растворимость воды ....
Необходимость в
маслоотделителе
Ф-115
10,693
1,033
10,3
0,83
-г 84
1
1
мала
1
+
Ф-J
7,592
0,719
10,6
1,00
+1Ю
2
2
полная
2
-
Ф-22
12,270
1,188
10,3
0,77
+ 135
3
3
+ -
3
+.
Сопоставление показывает, что при
близких между собой отношениях — фреоны 115
и 22 обеспечивают работу без наличия вакуума
в системе и при существенно меньших
диаметрах цилиндров по сравнению с фреоном-12.
Правда, диаметры цилиндров у фреона-22
оказываются несколько меньшими, чем при
работе на фреоне-115, однако у первого адиабатная
температура нагнетания находится уже на
пределе A35°), между тем как у второго (+;84°)
обеспечивается более эффективная работа
одноступенчатым сжатием, в особенности при
наличии охлаждающих водяных рубашек
компрессора, значительно снижающих
необратимые потери действительного цикла.
Недостатком фреона-22 по сравнению
с фреоном-12 является необходимость в
дорогостоящих устройствах для возврата
смазочного масла в компрессор (маслоотделители
и др.). Хотя при работе на фреоне-115
маслоотделители так же неизбежны, тем не менее
они окупаются отсутствием имеющего* место
у фреонов 12 и 22 влияния смазочного масла
на объемные и энергетические коэффициенты
компрессора, в особенности при повышенном
заполнении картера маслом и слабом
регенеративном теплообмене.
В свете указанного вообще радикальным
решением для всех фреонов является
скорейшее освоение полуорганических
высокополимерных масел — силиконов, обладающих
крайне малым собственным давлением пара.
Особое значение также приобретают полимерные
эфиры кремниевых кислот, которые
смешиваются с фреонами в любой пропорции и
имеют точку замерзания (бутиловый эфир)
ниже —80°. Но и в этих случаях значительно
меньшая токсичность и растворимость воды
по сравнению с фреоном-22, а также более
выгодные параметры цикла предопределяют >
эффективность применения фреона-115 для
распределительных и производственных
холодильников.
Большое внимание должно быть уделено
также и холодильным агентам для
турбокомпрессоров производительностью порядка
500 тыс. ккал/час в одном агрегате
применительно- к крупным холодильникам, главным
образом при больших мясокомбинатах.
Использование фреонов 12, 22 или 115 здесь не
представляется возможным, так как минимальная
производительность одного агрегата составила
бы не менее 1 млн. ккал/час. С другой
стороны, фреоны 11 и 113, применяемые для
кондиционирования воздуха, непригодны в связи
с требуемыми низкими рабочими
температурами, при которых давление кипения становится
чрезмерно малым и значительные удельные
объемы вызывают большие габариты машин.
Наиболее перспективными холодильными
агентами здесь могут явиться нетоксичные и
стойкие к металлам высокомолекулярные пер-
фторбутан — C4Fio[5] и бромированный фре-
он-12 — CF2BrCl [10], обеспечивающие
требуемую холодопроизводительность при
минимальном числе колес.
В табл. 8 приводится составленная автором
предварительная термодинамическая таблица
бромированного фреона-12 (ts — —3,85°).
№ 4
Аммиачная двухступенчатая холодильная машина
11
Таблица 8
°с ^\
-30
—20
-10
0
+ю
+20
+30
! +40
i +50
+60
-+-70
+80
р кг/см2
0,319
0,513
0,794
1,182
1,662
2,334
3,201
4,277
5,608
7,219
9,143
11,240
Термодинамическая таблица Ф-12-В-1 (CF2BrCl)
v* л/кг
0,476
0,484
0,491
0,501
0,510
0,520
0,531
0,542
0,554
0,568
0,582
-0,600 !
V" м3/кг
0,384
0,246
0,164
0,113
0,082
0,060
0,044
0,034
0,026
0,020
0,016
0,013
г ккал/кг
33,85
33,39
32,77
32,14
31,48
30,76
29,98
29,14
28,23
27,23
26,15
24,94
V ккал/кг
95,93
97,24
98,60 .
100,00
101,44
102,92
104,46
106,02
107,64
109,28
110,98
112,73
i" ккал/кг
129,78
120,63
131,37
132,14
132,92
133,68
134,44
135,16
135,87
136,51
137,13
137,67
s' ккал/кг °К
0,9775
0,9851
0,9927
1,0000
1 ,0073
1,0144
1,0214
1,0284
1,0353
1,0421
1,0489
1,0554
5" ккал/кг °К
1,1167
1,1170
1,1173
1,1177
1,1189 1
1,1193 1
1,1203 1
1,1214
1,1226
1,1238
1,1251
1,1260
Как видно из таблицы, бронированный
фреон-12 может служить также и весьма
подходящим холодильным агентом для тепловых
насосов, так как получение высоких
температур конденсации возможно при умеренных
давлениях нагнетания. Таким образом, он
может быть использован на мясокомбинатах,
нуждающихся в горячей воде.
При этом очень заманчивым является
производство льда, охлаждение холодильных
камер с t = 0° и др. и, следовательно,
совместное получение тепла и холода.
Наконец, при наличии дешевой тепловой
энергии от ТЭЦ или вторичных энергоресурсов
на повестке дня стоит задача широкого
исследования рабочей смеси аммиака и водных
растворов солей в абсорбционных холодильных
, машинах [13]. Естественно, что большой еще
работой является изыскание для этих машин
безвредных рабочих веществ, которые уже
успешно реализованы только для высоких
температур кипения (водные растворы
бромистого и хлористого лития) [14, 15].
ЛИТЕРАТУРА
1. A. Weiss, «Die Kaltetechnik», № 5, 1953 г.
2. W. Lessenich, «Die Kaltetechnik», № 7, 1956 r.
3. R. Plank, «Die Kaltetechnik», № 4, 1956 r.
4. Л. Мельцер, «Холодильная техника», № 3, 1956г.
5. И. Б а д ы л ь к е с, Рабочие вещества холодильных
машин, Пищепромиздат, 1952 г.
6. Kinetic Chemicals, Bulletin, № 5, 1950 г.
7. В. J. Eiseman, Refrigerating Engineering, № 5,
1952 г.
8. Я. Казавчинский и О. Катхе, «Холодильная
техника», № 2, 1955 г.
9. М. Б у б у ш я н,
1955 г.
10. И. Б а д ы л ь к е с,
родного конгресса
11. И. Бадылькес,
1955 г.
12. Б. В е й н б е р г,
1951 г.
Die Kaltetechnik»,
«Холодильная техника», № 1,
Сборник трудов IX Междуна-
холода, Париж, 1956 г.
«Холодильная техника», № 2,
«Холодильная техника», № 3,
13.
14.
стр. 292.
12, 1955 г.
техн.
№ 9, 1956 г.,
R. Plank, «Die Kaltetechnik», №
15. Проф. И. Чернобыльский,
О. К р е м н е в, инж. А. Чавдаров, Сборник
трудов Института теплоэнергетики АН УССР, № 12,
1955 г.
канд.
наук
Аммиачная двухступенчатая холодильная машина
для рефрижераторных судов
Инж. М. ШУМЕЛИШСКИЙ, инж. Э. БЕЖАНИШВИЛИ, инж. И. СМОЙЛОВСКАЯ
Известные нам рефрижераторные траулеры
и'другие суда для перевозок мороженой рыбы,
построенные в последние годы различными
иностранными фирмами, оборудованы
двухступенчатыми аммиачными холодильными
машинами, выполненными по схеме с
промежуточным сосудом и регулированием уровня
жидкости поплавковыми регуляторами.
Однако при проектировании холодильной
машины для рефрижератора водоизмещением
10000 т для перевозки мороженой и
малосоленой рыбы казалось более целесообразным
применить схему с промежуточным водяным
холодильником и регулированием подачи
аммиака в испаритель терморегулирующими
вентилями.
Такая схема привлекает простотой — один
регулирующий орган вместо двух, а
исключение прО'Мсосудов со свободным уровнем и
поплавковых регуляторов (не приспособленных
для работы при больших наклонах) повышает
надежность эксплуатации.
12
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Принятая схема вызвала в свое вреЪш со
стороны отдельных специалистов возражения,
которые заключались в том, что эта схема
менее экономична по сравнению со схемой
с промсосудом, недостаточно надежны
крупные ТРВ, к тому времени еще не освоенные
отечественной промышленностью и не
проверенные в эксплуатации.
Высказывались также опасения о
неработоспособности этой схемы при высоких
температурах охлаждающей воды, поскольку
рефрижераторы строились для любого района
плавания.
Машина по принятой схеме была испытана на
стенде завода «Компрессор», а рефрижератор
«Актюбинск», на котором установлена эта
машина, прошел швартовые и ходовые
испытания и находится в эксплуатации. Таким
образом, в настоящее время имеется возможность
сделать выводы, которые могут оказать
помощь при проектировании новых холодильных
машин для ряда крупных, средних и малых
рефрижераторных судов разных типов.
Схема и конструктивные особенности
машины
На рис. I представлена схема холодильной
машины МХМ-АДС-150, принятой для
рефрижераторов типа «Актюбинск».
Серийные стационарные компрессоры
завода «Компрессор» 4БАУ-19 и 2АВ-15
смонтированы на рамах в виде агрегатов с
непосредственным приводом от специальных судовых
электродвигателей переменного тока серии
МАФ. Муфта — полужесткая, пластинчатая,
допускает разборку сальника без демонтажа
электродвигателя или компрессора и
нарушения центровки.
Жесткая сварная рама из профильного
железа позволяет устанавливать компрессорные
агрегаты непосредственно на набор судна.
Вибрация компрессорных агрегатов при
испытаниях находилась в допустимых
пределах.
Четырехцилиндровый компрессор 4БАУ-19—
поджимающий, является первой ступенью
в двухступенчатой схеме. Для улучшения
работы компрессора блоки цилиндров с воздушным
охлаждением заменены блоками с водяным
охлаждением.
Двухцилиндровый компрессор 2АВ-15
служит второй ступенью при работе машины
в две ступени.
Число оборотов обоих компрессоров
720 об/мин.
Установка компрессоров вдоль оси судна
и наличие в картере перегородки, отделяющей
полость масляного насоса от всего картера,
исключает оголение фильтра грубой очистки
масла при качке.
По условиям эксплуатации судна во всех
десяти трюмах требуется поддерживать
одинаковую температуру воздуха (—18° С или
—6° С) или одновременно разные температуры
(в одной группе трюмов —18° С, в другой
—6° С).
Для поддержания в трюмах температуры
воздуха —6° С холодильная машина работает
по схеме одноступенчатого сжатия, что
обеспечивается только компрессором 2АВ-15.
Выполнение двух ступеней сжатия в
автономных компрессорных агрегатах создает
удобство в эксплуатации при работе на две
температуры испарения, хотя это и может приводить
к некоторому увеличению размеров машинных
помещений на судне и веса холодильной
установки, i
Пары аммиака после первой ступени и
маслоотделителя поступают в промежуточный
водяной холодильник и далее в компрессор
второй ступени.
В качестве промежуточного холодильника
использованы стандартные элементные
конденсаторы завода «Компрессор», которые
соединены между собой последовательно по пару и
охлаждающей воде. Конденсатор кожухотруб-
ный, поверхностью охлаждения 50 ж2,
выполнен в виде агрегата с ресивером емкостью
0,9 ж3.
Для обеспечения непрерывного слива
аммиака из конденсатора во< время качки
сделано два отвода диаметром 32 мм по концам
аппарата, один из которых одновременна
является уравнительной линией.
Учитывая, что агрегаты
конденсатор-ресивер устанавливаются вдоль оси судна, а
дифферент не превышает 15°, разность высот
конденсатора и ресивера исключает при всех
условиях затопление теплопередающей поверхности
конденсатора.
Емкость ресивера принята исходя из
возможного изменения уровня жидкости в
испарителе при работе с автоматическим
регулированием подачи аммиака терморегулирующими
вентилями в широком диапазоне температур
испарения от —15 до —40° С.
Жидкий аммиак может поступать в
испаритель через два параллельно работающих
терморегулирующих вентиля ТРВА-80 или
ручной регулирующий вентиль. В первом случае
№ 4
Аммиачная двухступенчатая холодильная машина
13
Маслоотделитель.
Q 9м
Фильтр
компрессор низкого давления Компрессор высокого давления
Условные обозначения
¦ Основные аммиачные трубопровод
- вспомогательные аммиачные трубопроводы
Вентиль запорный
Трубопровод охлаждающей воды
—х—х— Трубопровод первичного рассола
Трубопровод вторичного рассола
J Диафрагма с дифманометром
СП'
-CXj-f
ХЬ Обратный клипа*
ЧЕ> Яентиль регулирующий ручной
-&- Терморегулирующий вентиль
х Предохранительный клапан
Q /V Манометр
S*-7 Термометр
Рис. 1. Схема холодильной машины МХМ-АДС-150 с теплообменной системой испытательного стенда.
жидкость предварительно проходит через два
теплообменника, встроенных непосредственно
в корпус испарителя, и переохлаждается за
счет осушения и перегрева паров,
отсасываемых компрессорами.
В схеме (рис. 1) пунктиром показан
байпас на линии жидкого аммиака между
ресивером и регулирующей станцией. Введение
такого байпаса позволяет работать с
переохлаждением жидкости в теплообменниках и
подсушивать пар также при ручном регулировании.
Испаритель (рис. 2) — кожухотрубный,
горизонтальный, с двумя
сухопарниками-теплообменниками (рис. 3), защищающими
компрессор от заброса жидкости при качке, что
обеспечивается высотой сухопарников, отбой-
14
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4-
Рис. 2. Испаритель на стенде.
пиками и доиспарением капель на поверхности
змеевиков. При омывании поверхности
змеевиков происходит перегрев пара за счет
переохлаждения жидкости перед регулирующими
вентилями.
В испар'ителе и ресивере установлены
поперечные перегородки, уменьшающие
колебания уровня жидкости при килевой качке;
влияние бортовой качки незначительно, так как
аппараты установлены по оси судна.
Аппараты выполнены из углеродистой
стали. Для увеличения срока службы аппаратов
установлены цинковые протекторы в водяных
крышках.
При температурах испарения от —30 до
—35° (при рабочих условиях на судне)
производительность машины с промежуточным
водяным холодильником меньше
производительности машины с промсосудом на 1,5—2%. При
температуре испарения ниже —35° эта
разница увеличивается. Незначительная разница
в холодопроизводительности для рабочего
диапазона температур испарения не могла
служить основанием для отказа от более простой
и надежной в эксплуатации в условиях судна
схемы с водяным холодильником.
Заводские стендовые испытания машин
Целью испытаний являлась проверка
надежности работы машины в целом и отдельных
ее элементов на различных температурных
режимах, соответствующих условиям
эксплуатации на судне, и определение основных
тепловых и энергетических характеристик.
Отепление рассола, циркулирующего через
испаритель, производилось в теплообменнике
промежуточным теплоносителем (рассолом),
который нагревался во втором теплообменнике
водой, сбрасываемой из конденсатора.
Регулирование тепловой нагрузки на испаритель
осуществлялось изменением количества
циркулирующих через теплообменники конденсаторной
воды и промежуточного теплоносителя.
№ 4
Аммиачная двухступенчатая холодильная машина
15
Рис. 3. Сухопарник-теплообменник испарителя.
Такая схема с промежуточным
теплоносителем, исключающая обмерзание внутренней
поверхности теплообменника со стороны воды
при низких температурах рассола, при
регулировании нагрузки на данном режиме только
количеством промежуточного теплоносителя,
позволяла длительное время поддерживать
устойчивый тепловой режим с минимальными
отклонениями температуры испарения.
Условия испытаний машины на заводском
стенде соответствовали обычной методике.
Испытания состояли из двух основных
серий опытов.
Первая серия опытов производилась при
различных температурах испарения в
диапазоне от —10 до —40° С.
Вторая серия преследовала цель выявить
тепловую характеристику машины при
различных температурах охлаждающей воды в
диапазоне от +20 до +30° С.
На режимах с высокой температурой
охлаждающей воды и температурах испарения
до —40° С одновременно проверялась
работоспособность схемы с водяным промежуточным
охлаждением для тропических условий.
На всех режимах количество
циркулирующей охлаждающей воды через конденсатор и
промежуточный холодильник и количество
рассола через испаритель находилось в
пределах: для конденсатора — от 35 до> 60 м3/час;
для холодильника — 3—4 мг/час и для
испарителя — от 30 до 75 м3/час.
Результаты испытаний
На рис. 4 представлены зависимости
холодопроизводительности и потребляемой
мощности холодильной машины МХМ-АДС-150,
полученные при постоянной температуре
конденсации + 30° С при работе по схеме
двухступенчатого сжатия и +25° С при
одноступенчатом сжатии. Точки на кривых,
соответствующие —40° С, сняты при температуре
конденсации +33° С.
Испытания при двухступенчатой работе
с температурами испарения выше —-25° С не
проводились. Однако установленная мощность
электродвигателя компрессора первой ступени
позволяет работать двумя ступенями
при'температурах испарения до —20° С.
Таким образом, холодильной машиной
МХМ-АДС-150 охватывается весь диапазон
температур испарения от —10 до —40° С.
Полученные экспериментальные значения
холодопроизводительности хорошо совпадают
с расчетными данными.
Соотношение значений эффективной
удельной холодопроизводительности, полученной
в опыте, и теоретической обычное для
двухступенчатых машин.
Характеристика машины, построенная в
зависимости от температуры охлаждающей воды,
дана на графиках рис. 5.
Для наиболее тяжелых расчетных условий,
то есть при температуре охлаждающей
(забортной) воды +30° С и температуре
испарения —33° С, холодопроизводительность
машины была несколько выше проектной, причем
температура конденсации была около 35° С,
а температура нагнетания второй ступени не
превышала 130° С.
Таким образом, испытания при высоких
температурах охлаждающей воды полностью
16
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
200000
180000
160000
№0000
% 120000\
1000001
80000
60000
U0000
®
"®
Двухступенчатое сжатие
tK"+.3UU
<j
1
м
IN
"\П
*t/
с
fie
0
e^SH*
/7<?//0?
/
(
тупенчатое ста
tK=+25°C
/
fe-
тие
*v
TW '-v
QqJ^
70
I
|50
кя
|jo
I
I
1
t
20
3200
1600
-w
-35
-30 -25
Температура испарения
-20
-15
-10t0°Q
1
Рис. 4. Холодопроизводительность непотребляемая мощность холодильной машины МХМ-АДС-150,
1
i
I
+20
+25
*
/30000
125000
120000
115600
—-<§к
""""•О*
/7
[Ne
^/fco.
4>
"*<?
^"N3
^ч<г
... ,
_
-Ли.
-«—-
? /77^
^
Ь®
!71t
1 7
Г
¦>riAQrifiMPHHiiKn\
эппр
у
¦ /
7
\/
\J
Ьез
rf
I
1
енникп J
7/7
/5-/7
5/?
4/7
1
3000
+30
%
\2500 |
I
2000
Температура охлаждающей Воды
tD °C
Us
Рис. 5. Холодопроизводительность и потребляемая мощность холодильной
машины МХМ-АДС-150 в зависимости от температуры охлаждающей воды при
двухступенчатом сжатии и ?0 = -~- 33° С.
№4
Аммиачная двухступенчатая холодильная машина
17
130
II
^ 2?
р
•5 8
120
110
100
90
U0
1*
si
.4» *;
у
/
Бр-\
~ теплообл
Без теплообменника-^
_ш
^1
аи
*
20 25 30
Температура охлаждающей боды
Рис. 6.
Ч°с
подтвердили работоспособность и надежность
двухступенчатой холодильной машины с
промежуточным водяным охлаждением в
тропических условиях плавания. При этом
температура нагнетания ступени высокого давления,
вызывавшая сомнение при рассмотрении двух
вариантов схем судовой машины, находилась
в пределах, допускаемых для аммиачных
машин (рис. 6).
Следует, однако-, иметь в виду, что
максимальная температура поверхности моря в
южных широтах не превышает 29—30° С, а
градиент понижения температуры воды по глубине
в поверхностных слоях моря составляет 0,5—
Г на метр. Так как приемные патрубки
забортной воды расположены на судне ниже
ватерлинии на 5—6 ж, следует ожидать температуру
охлаждающей воды не выше 26° С, и,
следовательно, как в расчете, так и по результатам
испытаний имеется некоторый запас,
Температура нагнетания второй ступени, по данным
опыта, при температуре охлаждающей воды
26° С не выше 110е С.
Испытания также показали возможность
использования машин МХМ-АДС-150 для
рефрижераторных судов, где требуется
температура испарения до —40°, при этом необходимо
увеличение расхода охлаждающей воды на
конденсатор до 60 м3/час, на промежуточный
холодильник до 5—6 мг/час.
Во время наладочных испытаний было
\ Холодильная техника, № 4.
установлено, что при расположении
термобаллона ТРВ после теплообменников (на
всасывающей трубе), благодаря значительному
перегреву пара в теплообменниках при
прохождении через них всего количества жидкого
аммиака, терморегулирующие вентили, даже
при регулировке их на максимальный
перегрев, заливали испаритель.
Температура аммиака во всасывающей
трубе, к которой были прикреплены
термобаллоны, была выше возможного предела
регулирования ТРВ.
В связи с этим термобаллоны были
перенесены на нижнюю часть керпуса одного из^теп-
лообменников (рис. 3) и весь последующий
период испытаний оставались закрепленными на
указанном месте.
На всех режимах в диапазоне холодопро-
изводительностей от 170000 до 60000 ккал/час
терморегулирующие вентили ТРВА-80,
отрегулированные на средний перегрев,
обеспечивали надежное автоматическое регулирование
подачи жидкого аммиака в испаритель и
поддержание в нем нормального уровня.
Колебания уровня жидкости в испарителе при
постоянном режиме, по показаниям
дистанционного указателя ДУ-3, находились в пределах
100 м. Заполнение испарителя менялось в
зависимости от режима.
Таким образом, надежная работа ТРВ
обеспечивалась при установке термобаллонов на
нижней части сухопарников, то есть тогда,
когда влияние перегрева в теплообменниках на
ТРВ исключалось.
Вопрос о месте установки термобаллонов
ТРВ подлежит окончательному разрешению
в условиях эксплуатации машины при
длительной и значительной качке, что не могло- быть
имитировано в стационарных условиях стенда.
На рис. 5 нанесены полученные значения
холодопроизводительности и мощности
машины при работе без теплообменника, что
осуществлялось путем перепуска жидкости через
специально введенный в схему байпас, минуя
теплообменники. Из графика видно, что холо-
допроизводительность машины при работе
без теплообменника несколько ниже, а
мощность несколько выше, чем при работе с
теплообменником в тех же температурных условиях.
Однако это требует дополнительной
экспериментальной проверки.
Вместе с тем сравнение величин перегрева
пара и переохлаждения жидкости в
теплообменнике позволяет утверждать, что частичное
переохлаждение жидкости происходило за
18
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
счет доиспарения капель жидкости, уносимых
из испарителя, на поверхности змеевика.
Следовательно, даже при нормальном уровне
жидкости в испарителе и в стационарных
условиях имел место унос жидкости из испарителя,,
еще более вероятный на судне в условиях
качки.
Таким образом, наличие теплообменника
обеспечивает более стабильный уровень
жидкого аммиака в испарителе и более надежную
защиту от уноса капель из испарителя во
всасывающую линию.
Унос капель, выявленный при испытаниях
на стенде, отчасти мог явиться
результатом отсутствия изоляции на испарителе,
вследствие чего в верхней части кожуха аппарата
могло возникнуть дополнительное вскипание
аммиака.
Имело значение также и то обстоятельство,
что термобаллоны ТРВА были установлены не
в специальных гильзах, а у стенки
сухопарника. Это могло вызвать дополнительный тепло-
приток к термобаллонам.
Ребристые потолочные батареи с внутренней
циркуляцией аммиака в настоящее время
применяются на ряде строящихся холодильников
[1]. В 1955 г. такая батарея была испытана во
ВНИХИ при условиях, типичных для
низкотемпературных камер хранения. Батарея была
смонтирована в опытной камере ВНИХИ,
представляющей собой полупромышленную модель
холодильника с воздушной теплозащитной
рубашкой (рис. 1). Размеры камеры 7,6X8,3 м.
Батарея была изготовлена из труб размером
57 X* 3,5 мм, на которые навита
гофрированная лента сечением 46 X 1 мм. Средний шаг
витков ленты 35,1 мм. Трубы были дважды
окрашены железным суриком. Внешняя
расчетная поверхность ребер (витков),
подсчитанная по поверхности гладкой спирали, без
учета гофров, равна 44,7 м2. Расчетная верхняя
поверхность батареи, включая неоребренные
участки труб и коллекторы — 54,9 ж2.
Остальные размеры, детали конструкции, а также
расположение батареи в камере видны на
рис. 2 и 3.
Выводы
Испытания машины МХМ-АДС-150
оправдали принятое ЦКБ холодильного
машиностроения проектное решение двухступенчатой
судовой холодильной машины с
промежуточным водяным холодильником и
автоматическим регулированием подачи жидкого аммиака
в испаритель терморегулирующими вентилями.
Надежность работы этой схемы подтверждена
не только стендовыми испытаниями в течение
свыше 100 часов на самых различных
режимах (и при высоких температурах
охлаждающей воды), но также и на швартовых и
ходовых испытаниях судна.
При проектировании новых холодильных
машин для рефрижераторных морских судов
следует учесть опыт постройки и испытания
машины МХМ-АДС-150. Схема с
промежуточным водяным холодильником, безусловно,
найдет применение для морских рефрижераторных
судов, как наиболее простая и надежная в
эксплуатации.
Рис. 1. Размещение батареи, груза
и измерительных приборов в опытной камере:
/—испытанная охлаждающая батарея, 2 — груз, <?—термометр,
4—гигрограф, 5 — термограф, 6'—охлаждающие батареи
в теплозащитной рубашке.
Испытание охлаждающей батареи с внутренней циркуляцией
аммиака
Канд. техн. наук Д. ИОФФЕ
№4
Испытания охладждающей батареи с внутренней циркуляцией аммиака
19
Вид по стрелке Л
\
Л
3
Рис. 2. Общий вид батареи:
/ —жидкостная линия от уровнедержателя, 2 —паровая линия,
3 —смотровое стекло, 4~ отделитель жидкости, 5
—калориметры, 6~ термометры, 7 — мановакуумметр.
Батарея питалась жидким аммиаком через
уровнедержатель, предназначенный для
поддержания заданного уровня аммиака в ее
трубах. Во время работы батареи пар,
образовавшийся в нижних трубах, двигаясь вверх по
уклону, увлекает за собой жидкость из
нижних труб и перебрасывает ее в верхние трубы.
Жидкий аммиак по верхним трубам течет по
направлению к опущенному концу батареи и
сливается обратно в нижние трубы, а по пути
часть его испаряется. Из верхнего коллектора
пар отсасывается компрессором.
Для наблюдения за заполнением труб и
движением аммиака в батарее установлены
смотровые стекла (рис. 2). Уровень аммиака в
В--Е
3- -?
э-.-е
3- -Е
I
смотровом стекле на верхней трубе находился
во время опытов на высоте, равной 0,4-4- 0,7
диаметра трубы. С учетом уклона, с которым
смонтирована батарея, это соответствует
заполнению верхних труб на —15% (за счет
постоянно перебрасываемой из нижних труб
жидкости).
Количество тепла, переданного батареей
хладагенту, определялось по весу
испарившегося в ней аммиака. Вес испарившегося
аммиака находился калориметрическим методом,
основанным на измерении повышения
температуры вещества, вес которого необходимо
определить при подведении к нему известного
количества тепла [2]. Во ВНИХИ
калориметрический способ измерения расхода аммиака
применялся в нескольких работах, причем пар
подогревался либо рассолом [3], либо в
электрических калориметрах [4].
Во время опытов регистрировались
следующие величины: температура пара аммиака
до и после каждого калориметра; давление
аммиака в батарее; температура и влажность
воздуха под батареей; температура воздуха в
трех точках и влажность в двух точках,
удаленных от грузового прохода (рис. 1);
напряжение и сила тока, подведенного к каждому из
калориметров; уровень аммиака в смотровых
стеклах, установленных на трубах; число «па-
рожидкостных пробок», поступавших в течение
одной минуты из одной из нижних труб в
соединенные с ней верхние трубы.
20
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Рис. 3. Батарея во время испытания.
Температура измерялась ртутными
термометрами с ценой деления 0,1 -г-0,2° С,
влажность— гигрографами, градуированными в
ледяном ящике, сила тока и напряжение —
электрическими приборами класса 0,5.
Во время испытаний, длившихся 15 дней,
холодильная установка и батарея работали
непрерывно. Всего сделано четырнадцать
определений коэффициента теплопередачи. Опыты
проведены при температуре в камере от —17,4
до —19,6° (ib среднем —18,5° С),
относительной влажности 87-^-92% и перепаде
температуры 9,5 н-10,6° С (в среднем 10,2°), то есть в
условиях, близко совпадающих с расчетными
для обычных холодильных камер с
температурой хранения —18° С. Разность
между'температурой в камере и средней температурой
аммиака во втором калориметре была в
большинстве опытов меньше 2° С. Показания
термометров для измерения температуры воздуха
в трех точках вне грузового прохода
отличались между собой в среднем на 0,4° С и не
более чем на 0,8° С. Разница между
температурой воздуха под батареей и средней по
показаниям остальных трех термометров достигала
1,4° С. Наглядное представление о
температурном режиме при опытах по определению
коэффициента теплопередачи дает рис. 4.
Коэффициент теплопередачи батареи
определялся по формуле:
К-
0,86/-v[r + c(f' — f())]
в/Ч'2-l'l)
где:
v и / — напряжение и сила
тока, подведенного ко
второму калориметру, в
вольтах и амперах,
г — скрытая теплота
парообразования аммиака при
температуре кипения /0,
в ккал\кг,
с — теплоемкость пара
аммиака, в ккал\кг °С,
здесь принята ?=0,55
ккал\кг °С,
/' — температура пара перед
первым калориметром, в
°С. В опытах t'=t0+
-Н3*-4)°С,
ix и i2 — теплосодержание пара
до и после второго
калориметра, в ккал\кгу
определяемое по
таблицам термодинамических свойств
перегретого пара [5],
F — внешняя расчетная поверхность
батареи, в ж2,
6 —разность между температурой в
камере (вне грузового прохода) и
температурой кипения, °С.
Если в первый по ходу аммиака калориметр
поступает влажный пар, то здесь может
происходить не только подогрев пара, но и
испарение частиц жидкости. Однако эта поправка
оказалась небольшой «1 %).
Для уменьшения трудно учитываемой
поправки на теплообмен калориметра с
окружающей средой необходимо было иметь
среднюю температуру аммиака во втором
калориметре, как можно более близкую к
температуре в камере. В опытах разность этих
температур составляла в среднем 1,5° С и в
девяти из двенадцати основных опытов не
превышала 1,8° С. При удельном теплопотоке от
второго калориметра в окружающую среду
0,16 ккал/час° С и минимальной нагрузке
калориметра 30,6 ккал/час теплоотдача в
окружающую среду составляла в среднем
0,16^5 _ ogo/
30,6 ~~U' <°-
Испытанная батарея проработала между
двумя оттаиваниями 340 часов. Изменение
коэффициента теплопередачи в зависимости от
продолжительности работы батареи после
оттаивания и нарастающего при этом слоя инея
№ 4
Испытания охладждающей батареи с внутренней циркуляцией аммиака
21
-юКчХ 1111
тЬШз
г |ТТ
'ММ V
^И-HJJj.
ts\ II | | |
1$\ Г
L_L.„ J } п"~
-20 f I [J I I
°° Г
II/
-°<r\ I II F f
I I I К
26 h-'**->immfmmX'~*^m)
°9 К
И I I I I I]
?/7-ИЧ~1^Р1" i
1 1 Mill 1
A-A-^L/wL-A-A 1
IITTTTT
П-ут_ X Л л JL A |
(—X— X—X—jt— X—X 1
1 1 1 1 1 1 1
-rt-T-H-l 1
/5^ /?** 16» 1700 17»
Часы, минуты
a)
t
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
IT
L,Art4
|—[—
Li—s
II
I I
\t*
у
+»
T
w
w
ГУ
p
iZ
ГЧ
I
-**l
i I
?
w
|5
'
j0,i
1
4
3
p
>_r
rr*
T
LL
J-JC—X—.
г
l\
III i I I I
LLI.I I I I Ml
u
s
'
"I"
f
w
)-l
,-»;
w
H^
—¦
ГТ
*1
t—x
/5^ /5** #* , 17°°
часы, минуты
Изо
-10\
-12
-14
-16
-18\
-20\
-22
-24
-26\
-28
-30
P||lT5\ ll|
I I ^Lpch* *Y*H Hf*,y
rYi TT II
III/ I I
i IUI .i-ULL
H I I 1яАятх*-ч—*—х—х—х—х
[—*—fl 1 1 1 I 1
1 III Ы .11 II
r+T"+T \T~T~~*~i'
1 1 1 1 1 1 II 1 1 1
1 1 1 U
12» 1300 1330 1400 ft» 15°*
Часы, миниты
Рис. 4. Температура аммиака перед батареей и у калориметра и температура воздуха в камере:
-температура воздуха, 2 — температура аммиака перед батареей, 3 — тоже, перед первым калориметром, 4— то же, перед
вторым калориметром, 5— после второго калориметра, 6—после третьего калориметра; а) опыт № 7, б) опыт № 10,
в) опыт № 11.
приведено на рис. 5. По мере нарастания слоя
инея коэффициент теплопередачи снизился с
5,0 ккал/м2 час °С в начале испытания до
3,6 ккал/м2 час°С в конце его. Средняя
величина К равна 4,1 ккал/м2 час °С.
Для сопоставления в таблице приводятся
значения К, полученные М. И. Гуральником и
автором конструкции батареи Ш. Н. Кобула-
швили при промышленном испытании батареи
№№
опытов
Температура в
камере,
°С
Температура
кипения
аммиака, °С
м2час° С
-15
-15,1
-15,4
-15,4
—35
—29,4
—34
-30,8
5,8
4,65
5,05
4,1
Длительность
работы после
оттаивания,
сутки
0
13
14
об
„ккал
•[[[[МММ
W 80 1?0 160 200 240 280 320 360
Часы работы после оттаивания
Рис. 5. Коэффициент теплопередачи батареи, П П —
опыты, проведенные при разности температуры в
калориметре и в камере 8-т-9°С.
с внутренней циркуляцией на Московском
холодильнике № 1 [4]. Здесь же указаны условия
этих испытаний.
На основе предыдущих работ ВНИХИ по
исследованию ребристых охлаждающих
приборов был предложен приближенный метод
теплового расчета таких приборов [6]. Расчет
коэффициента теплопередачи по этому методу
для усредненных условий настоящего
испытания (tK =—18,5° С, А =10,2° С, ср = 90 %)
дал величину К = 4,2 ккал/м2 час°С, что
практически совпадает с опытным значением и
подтверждает применимость рекомендованного
способа расчета.
При оттаивании испытанной батареи, после
340 часов работы, был собран и взвешен иней,
осевший на батарее. Вес инея на 1 м2
внешней поверхности батареи составил 1,93 кг.
При указанном выше среднем
коэффициенте теплопередачи за время испытания
4,1 ккал/м2 час°С и среднем температурном
напоре около 10° С общее количество тепла,
поглощенного 1 м2 внешней поверхности батареи,
равно 340 • 10 • 4,1 = 14000 ккал. Количество
тепла, переданного 1 м2 поверхности батареи
осевшим на ней инеем, равно — 1,93 F07 +
+ 80) = 1330 ккал F07 ккал/кг — скрытая
22
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
теплота испарения воды при температуре
—20° С, а 80 ккал/кг — скрытая теплота
таяния льда). Следовательно батареей было
передано за счет влаговыпадения 9,5% от всего
поглощенного из камеры тепла. Количество
влаги, приходящейся на одну переданную
батареей калорию, равно 0,138 г.
Это близко совпадает с установленной
Д. Г. Рютовым величиной влагоотдачи
мясопродуктами в зависимости от количества
поглощенного охлаждающими приборами тепла
[7]. Необходимо, однако, иметь в виду, что в
данном случае влага, осевшая на испытанной
батарее, поступала не только из хранившегося
в камере продукта, но также из воздуха,
проникавшего в камеру при открывании дверей и
путем инфильтрации.
Оттаивание батареи длилось 1 час. 40 мин.
Размещение инея на батарее перед
оттаиванием видно на рис. 6. Температура пара,
использованного для оттаивания, приводится на
рис. 7.
Данные по теплопередаче ребристых ба
тарей, полученные в опытной камере и на
Московском холодильнике № 1 при различном
температурном напоре, позволяют оценить
зависимость К от 6. Для того чтобы
исключить влияние инея, удобно сравнить
коэффициенты теплопередачи, с которыми
работали батареи непосредственно после их
оттаивания. На холодильнике № 1 такой опыт
проведен при tK~~ 15°C, 6 = 20°С, <р=95°/0
и величина К найдена равной 5,8 ккал\м2 час°С.
В опытной камере соответствующие опыты
проведены при tK = — 18,5°C, 6=10,4°С, <? =
Рис. 6. Размещение инея на батарее перед
оттаиванием.
г
J
V
••*
г
+
t+
Ы"
++
/
ххякхж.
>**,
г/
д
X
хХ
к
X,
1 тт
*к*
4
*¦¦¦
х
¦1
2
3
++++
. XX*
*v>j
1
1
I
+++|'
+ +++
***х*гх*х*,х
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Минуты после начала оттаивания
Рис. 7. Температура аммиака и воздуха в камере при
оттаивании батареи:
/—температура воздуха, 2 — температура аммиака на входе
в батарею, 3 — то же, на выходе из батареи.
= 91°/0 и коэффициент теплопередачи
равнялся 5,0 ккал)м2 час0 С
Интенсивность теплопередачи
охлаждающих приборов определяется в основном
наружным коэффициентом теплоотдачи
конвекцией при наличии влаговыпадения—а
Зависимость ак от 8 выражается в общем виде
формулой 0к=2=сЬп, где я = 0,125-^-0,33.
Полагая, что в практически довольно узких
пределах изменения температурного напора
охлаждающих батарей связь между К и Ь может
быть выражена аналогичной степенной
формулой К = схЪт, и, пользуясь приведенными
выше величинами К и 6, можно определить, что
т^0,22. Это значение т должно
рассматриваться как первое приближение, подлежащее
уточнению по., мере получения
дополнительного экспериментального материала.
Выводы
1. Испытана потолочная ребристая батарея
непосредственного охлаждения с внутренней
циркуляцией аммиака в условиях, практически
совпадающих с предусмотренными расчетными
и эксплуатационными нормами: tK——18,5° С,
<р =90% и в == 10,2° С. Средний коэффициент
теплопередачи батареи за время испытания
C40 часов непрерывной работы) равен
4,1 ккал/м2 час °С. Непосредственно после
оттаивания К = 5 ккал/м2 час °С, в конце
испытания К = 3,6 ккал/м2час °С.
№4
Результаты испытание насосной схемы питания фризеров
23
2. Полученное значение К совпадает с
величиной коэффициента теплопередачи,
вычисленной по рекомендованному ВНИХИ методу
приближенного теплового расчета ребристых
батарей.
3. Установлено, что количество тепла,
переданного батареей за счет влаговыпадения,
составляет 9,5% от общего количества
переданного тепла.
4. Проведенные опыты подтвердили
возможность использования электрических
калориметров при испытании батарей
непосредственного охлаждения, работающих в
стационарном температурном режиме. Опыты также
показали, что только при измерении
температуры в камере вне грузового прохода, над
которым расположены батареи, могут быть
получены сравнимые характеристики
испытываемых приборов.
Во фризере периодического действия ОФА
питание рубашки барабана жидким аммиаком
и отсос паров производится через сосуд,
расположенный над барабаном. Поплавковый ре-
'гулятор поддерживает в сосуде определенный
уровень жидкого аммиака.
Данная аммиачная схема включения
фризера имеет недостатки.
Прежде всего нельзя быстро сливать
жидкий аммиак из охлаждающей рубашки
барабана.
Затопленная система работы фризера
является менее интенсивной в отношении
теплопередачи, чем циркуляционная система.
Фризеры работают с достаточно большой
удельной тепловой нагрузкой поверхности,
когда теплоотдача со стороны холодильного
агента в основном определяется процессом
парообразования. Однако скорость циркуляции
жидкости при этом, как показывают расчеты
и результаты проведенных испытаний, все же
несколько интенсифицирует процесс
теплообмена.
Основной прибор автоматики —
поплавковый регулятор, которым оборудован фризер
марки ОФА, как показала многолетняя
практика, не надежен в работе.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ш. Н. Кобулашвили, Автоматизированная
аммиачная схема непосредственного испарения,
«Холодильная техника», № 2, 1954 г.
2. Б. С. Петухов, Опытное изучение процессов
теплопередачи, Госэнергоиздат, 1952 г.
3. А. Л. Г о г о л -и н, В. В. Л а в р о в а, Испытание
батарей непосредственного испарения. Сборник
работ механического сектора ВНИХИ, «Холодильная
техника», Пищепромиздат, 1940 г.
4. М. И. Гуральник, Ш. Н. Кобулашвили,
Исследование теплоотдачи ребристых охлаждающих
приборов. Промышленное испытание на Московском
холодильнике № 1, ВНИХИ, отчет 1016, 1952 г.
5. Л. М. Розенфельд, А. Г. Ткачев,
Холодильные машины и аппараты, Госторгиздат, Москва,
1955 г.
6. Д. М. И о ф ф е, Ребристые охлаждающие приборы
для холодильных камер, Госторгиздат, 1956 г.
7. Улучшение технологии хранения продуктов и систем
охлаждение холодильников. Коллектив авторов,
ВНИХИ, отчет № 786, 1951 г.
Фризеры вызывают влажный ход
компрессора; при этом нарушается нормальный режим
работы холодильной установки, что оказывает
влияние и на производительность фризеров.
Влажный ход машин фризеры
периодического действия могут вызывать и при
исправном поплавковом регуляторе, в момент
загрузки барабана теплой смесью. Сообщаемая
при этом затопленному аппарату большая
тепловая нагрузка обычно вызывает бурное
вскипание жидкого аммиака и унос жидкости с
парами во всасывающий трубопровод.
Указанные недостатки аммиачной
затопленной системы были учтены при
конструировании более совершенных по технологической
схеме фризеров непрерывного* действия. Сосуд,
в котором поплавковым регулятором
поддерживается определенный уровень жидкого
аммиака, располагается в этом типе фризера
ниже блока холодильных цилиндров. Для
подачи жидкого аммиака в цилиндры
используется инжектор. Давление инжекции
регулируется с помощью специального редукционного
вентиля, установленного' на трубопроводе
перед ^инжектором. Парожидкостная смесь из
цилиндров возвращается в сосуд для
разделения. Для регулирования давления аммиака во
Результаты испытания насосной схемы питания фризеров
Инж. В. ЛАВРОВА, инж. Г. ЛИФШИЦ
24
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Рис. 1. Насосная схема холодоснабжения фризеров:
/ — вертикальный ресивер (промсосуд), 2 — аммиачный насос, 3 — жидкостный трубопровод, 4 — фризеры
непрерывного действия, 5 — сливной трубопровод, 6 — всасывающий трубопровод, 7 — всасывающий стояк
(через каждые 4 фризера) 8— автоматический регулирующий вентиль, 9 — всасывающий трубопровод
к компрессору.
фризере на всасывающем трубопроводе
установлен бародросселирующий вентиль.
В данной аммиачной схеме возможно
быстрое освобождение цилиндров от жидкою
аммиака; кроме того, достигнута непрерывная
циркуляция аммиака в рубашках,
улучшающая теплоотдачу со стороны кипящего
холодильного агента.
Однако схема данного типа фризеров
крайне усложнена наличием большого количества
приборов регулирования.
Приборы, как показала практика работы
с фризерами марок ОФИ и ОФЕ,
недостаточно надежны в эксплуатации. В результате
фризеры данного типа также зачастую
являются причиной влажного хода машины, а при
малой разности давлений инжектор не
обеспечивает достаточной подачи жидкого
аммиака в рубашку цилиндров.
При наличии на предприятии одного или
двух фризеров, обслуживаемых специальным
компрессором, подобная схема регулирования
фризеров непрерывного действия не встречает
больших трудностей в обслуживании. Но на
фабриках мороженого, где установлено' много
аппаратов, обслуживание и регулирование
большого количества приборов становится уже
сложным. В этом случае регулирование
работы аппаратов может быть значительно
упрощено соответствующим решением общей
аммиачной схемы включения фризеров.
С учетом сказанного, на наш взгляд,
заслуживает внимания осуществленная на
Московском хладокомбинате № 3 насосная схема
питания фризеров.
Установка оборудуется ресивером,
отделителем жидкости и аммиачным насосом марки
ЗЦ-4 Щелковского завода. Жидкий аммиак
забирается насосом из ресивера и подается
в линию питания фризеров. Парожидкостная
смесь из фризеров поступает в общий сборный
коллектор, располагаемый ниже цилиндров-
фризеров. Коллектор монтируется с уклоном
в сторону ресивера, что обеспечивает
свободный слив в ресивер жидкого' аммиака.
С поднятого конца коллектора идет линия,,
по которой пары
аммиака отводятся в
отделитель жидкости,
расположенный над
ресивером. Уносимые с
парами аммиака капли
жидкости из
отделителя могут возвратиться
в ресивер.
Отделитель
жидкости должен быть
сообщен с ресивером,
помимо дренажной линии, и
уравнительным
трубопроводом диаметром не
менее двух дюймов.
Возможно и
желательно объединение обоих
сосудов ресивера и
отделителя жидкости в один сосуд типа промсо-
суда большой емкости (рис. 1).
Пары аммиака из отделителя жидкости
отсасываются компрессором.
При включении фризеров в описанную
выше аммиачную схему не нужно устанавливать
приборы регулирования на каждом фризере.
Их заменяют прибор, регулирующий подачу
жидкого аммиака в ресивер, и прибор,
контролирующий уровень жидкого аммиака в
ресивере или отделителе жидкости.
Рис. 2. Схема
циркуляции аммиака во фризере
ОФИ:
/ — рабочий цилиндр, 2—жид
костная рубашка, 3—паровая
рубашка, '4— жидкость от
насоса, 5 — парожидкостная
смесь в сливной
трубопровод.
№ 4
Результаты испытания насосной схемы питания фризеров
25
В схеме, осуществленной на Московском
хладокомбинате № 3, роль первого прибора
выполняет поплавковый регулирующий вентиль,
а второго прибора — указатель уровня типа
гампеометр.
Циркуляционная система охлаждения
обеспечивает интенсивную циркуляцию жидкого
аммиака во фризерах, поэтому не нужно<
устанавливать инжекторы для фризеров
непрерывного действия (рис. 2).
Циркуляционные схемы обычно
гарантируют сухой ход компрессоров и поэтому не
нарушается режим работы холодильной
установки из-за резкого снижения производительности
машины, вызываемого влажным ходом.
Перед осуществлением рассматриваемой
схемы на холодильнике был произведен
поверочный тепловой расчет фризера непрерывного
действия при условии различной скорости
циркуляции жидкого аммиака в рубашке
цилиндра. Но отсутствие данных о коэффициентах
теплоотдачи от замерзающей смеси
мороженого к стенке цилиндра не позволило определить
расчетным путем производительность аппарата.
Для проверки производительности
фризеров при работе их в циркуляционной
аммиачной схеме и работоспособности осуществленной
установки было проведено испытание
двухцилиндрового фризера марки ОФЕ и
одноцилиндрового фризера марки ОФИ.
При испытании в цехе были произведены
следующие измерения. Взвешивали гильзы
с замороженной смесью и измеряли время их
заполнения. Для определения тепловой
нагрузки фризера измеряли температуру смеси
мороженого до и после фризера. Мощность,
потребляемая электродвигателем фризера,
определялась по схеме двух ваттметров. С помощью
открытых ртутных манометров определяли
давление аммиака у фризера и во> всасывающем
трубопроводе у компрессора. Количество
подаваемого во фризер аммиака измеряли на
жидкостном трубопроводе с помощью
дроссельной шайбы.
Кроме этого, в целях исследования
циркуляционной системы охлаждения во время
испытаний измерялась температура жидкого
аммиака, поступающего во фризер, а также
температура паров аммиака перед
отделителями жидкости после их и при выходе из
компрессора.
При обработке результатов испытания
фризеров количество тепла, отнимаемое от
килограмма смеси мороженого при охлаждении и
замораживании, принималось по данным
работы М. И. Гуральника «Определение некоторых
технологических параметров мороженого при
обработке его холодом».
Испытанию подвергалась смесь для
производства сливочного^ мороженого' следующего
состава: 10% жира, 14% сахара и 10% сомо.
Согласно техническим условиям
Болшевского машиностроительного завода,
выпускающего фризеры марок ОФИ и ОФЕ,
производительность одного цилиндра составляет 160 кг
молочного мороженого в час при температуре
кипения аммиака —35° С. Относительно
низкая производительность объясняется тем, что
цилиндры изготовлены из
малотеплопроводного материала — нержавеющей стали (Я=-
= 14,5 ккал/м час °С).
Производительность одного цилиндра
фризера в первом опыте составила 153 кг/час при
100% взбитости, во втором— 172,5 кг/час при
100% взбитости и в третьем — 224 кг/час при
50% взбитости. Несколько заниженную
производительность цилиндра фризера в первом
опыте можно объяснить двумя причинами:
относительно высокой температурой кипения
аммиака —31,3° С и малой скоростью
жидкого аммиака' в рубашке фризера — 0,05 м/сек.
В третьем опыте производительность фризера
превысила проектную на 40%). Температура
кипения аммиака при этом была достаточно
низкой —37° С, а скорость циркуляции
жидкого аммиака достигла 0,19 м/сек.
Испытания показали, что при скорости
циркуляции жидкого аммиака в рубашке
цилиндра 0,15—0,2 м/сек тепло-передающая
поверхность фризеров работает достаточно
интенсивно. Даже при недостаточно
теплопроводном материале, из которого
изготовляются цилиндры, величина коэффициента
теплопередачи достигает при этом 1000 —
1200 ккал/м2 час°С. Для обеспечения
указанных выше скоростей жидкости в рубашке
цилиндров через фризер должно циркулировать
примерно 3—4 м3 аммиака в час. Этим
условиям будет отвечать работа аммиачного насоса
марки ЗЦ-4 при обслуживании им примерно
восьми фризеров марки ОФИ.
В предлагаемой схеме включения фризеров-
отсутствует большое количество регулирующих
приборов. Вместе с тем схема обеспечивает не
только интенсивный теплообмен в аппарате и
более высокую производительность, но и
гарантирует установку от влажного хода
машин. Таким образом, можно поддерживать
стабильным режим работы всей установки, в
частности фризеров.
26
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Результаты испытания показали, что пары
аммиака, отсасываемые из фризеров,
поступают к отделителю жидкости перегретыми.
В результате включенный во время опытов
компрессор «Ково» работал сухим ходом,
с нормальной для данной машины
температурой пара, нагнетаемого ступенью низкого
давления, +80+- +90° С.
Подача жидкого аммиака в ресивер при
испытаниях осуществлялась с помощью
поплавкового регулирующего вентиля. Нормальная
работа данного прибора обеспечивала
автоматическое регулирование работы всей
установки. Вместо ПРВ для регулирования подачи
жидкого аммиака в ресивер можно
использовать проверенную в работе на Московском
холодильнике № 12 схему, включающую
соленоидный вентиль и ДУ-3.
При пуске установки в работу питание
ресивера жидким аммиаком вначале
производилось с помощью ручного вентиля. Быстрое
открытие вентиля для заполнения ресивера
приводило к повышению давления в нем на
0,2—0,4 атм и при этом наблюдался влажный
ход компрессора. Подобные явления в
рассматриваемой циркуляционной схеме наблюдались
и на других холодильниках.
В связи с этим на Московском холоди льни-
При испытаниях установок для
кондиционирования воздуха приходится производить
за короткий промежуток времени большое
количество замеров температур воздуха и
фреона. В большинстве случаев замеры температур
производят в местах, где установка обычных
ртутных термометров и снятие показаний
затруднены.
Особенно сложно измерять температуру при
испытаниях систем охлаждения пассажирских
вагонов в эксплуатационных условиях. В этом
случае дистанционные замеры температур
необходимо производить посредством
электрических термометров сопротивления и
термостанции с уравновешенным, но не автоматическим
мостом.
Для расчета холодопроизводительности
(нетто) воздухоохладителя (испарителя)
необходимы замеры температур по сухому и
влажному термометрам до и после
воздухоохладителя.
ке № 12 было проведено испытание, при
котором жидкий аммиак подавался не в ресивер,
а в отделитель жидкости, что исключило
влажный ход машин даже при резком увеличении
подачи жидкости.
Для того чтобы избежать влажного- хода
машин в случаях, когда по каким-либо
причинам приходится переходить на ручное
регулирование, следует рекомендовать питание
подобных систем жидким аммиаком через
отделитель жидкости.
Во время испытаний определялась взбитость
выходящей из фризера смеси; постоянная
величина взбитости мороженого имеет большое
значение при работе фризеров с фасовочными
автоматами, в которых производится объемная'
дозировка брикетов.
Проверка показала, что работа фризеров
в циркуляционной схеме отвечает этому
условию. При определенном положении
вариатора взбитость смеси мороженого в течение всего
периода работы сохранялась постоянной.
Опыт трехмесячной эксплуатации, когда
было выпущено более 2000 г мороженого,
показал надежную работу всех существующих
типов фризеров непосредственного испарения
по этой схеме и отсутствие каких-либо
отклонений от сухого хода компрессора.
Выпускаемые промышленностью обычные
термометры сопротивления типа ЭТ являются
низкоомными E3 ома) и имеют большие
габариты; кроме того, при измерении уже на
расстоянии более 20 м они Лют неточные
показания температур.
Для уменьшения погрешности, при замерах
температур от —50 до +Ю0°,
экспериментальный завод Всесоюзного
научно-исследовательского института железнодорожного транспорта
(ЦНИИ) выпускает высокоомные C90 омов)
термометры сопротивления в металлическом
цилиндрическом корпусе. Однако габариты
этого металлического термометра
сопротивления велики A35X 10 мм); кроме того,
вследствие большой массы металла он обладает
значительной тепловой инерцией.
Большая тепловая инерция термометра
сопротивления является нежелательной, особенно
при измерении объектов с быстро меняющейся
температурой (например, температура кипе-
Новый образец электрического термометра сопротивления
Канд. техн. наук М. ШЕРЕМЕТЬЕВ, канд. техн. наук Ю. ДАВЫДОВ
№ 4
О схеме питания циркулярной системы жидким аммиаком
27
'ния фреона после терморегулирующего вАтиля
при резко переменной тепловой нагрузке
воздухоохладителя) .
Массивный термометр сопротивления не
в состоянии следовать за всеми колебаниями
температуры фреона; он фиксирует лишь
среднюю температуру.
Замеры хмассивным термометром
сопротивления температур воздуха в вагоне вследствие
значительной инерции термометра будут
производиться также с запозданием.
Старший механик лаборатории
термоизоляционных материалов и теплотехнических
испытаний ЦНИИ П. П. Ивакин изготовил новый
образец электрического термометра
сопротивления, который обладает значительно меньшей
тепловой инерцией при одинаковых
электрических параметрах.
Корпус нового цилиндрического'
термометра сопротивления изготовлен из органического
•стекла (размером 32X4,5 мм). Внутри
корпуса находится бескаркасная катушка
сопротивлением 390+1 ом. Намотка катушки би-
филярная медным проводом 0,04 мм марки ПЭ.
Отсутствие у катушки каркаса и свободное
размещение ее в корпусе термометра вместе
с небольшими размерами резко снизило
тепловую инерцию термометра сопротивления.
Так, например, если металлический термометр
В последнее время на холодильниках
стала широко применяться циркуляционная
система непосредственного испарения. В этой
системе жидкий аммиак подается в
охлаждающие батареи насосом. На всасывающей
стороне насоса устанавливается специальный
циркуляционный ресивер, в котором с помощью
автоматических приборов, (например,
соленоидного вентиля и ДУ) поддерживается
определенный уровень аммиака.
Аммиак, не испарившийся в охлаждающих
батареях, по дренажному трубопроводу воз-"
вращается в ресивер.
Пары аммиака отсасываются
компрессорами через отделитель жидкости, который
соединен с циркуляционным ресивером сливным
и уравнительным трубопроводами.
Наличие свободной емкости в
циркуляционном ресивере обеспечивает сухой ход
компрессоров.
сопротивления ТЭ имеет в спокойной
воздушной среде скорость нагрева 0,37 °С/сек, то
новый термометр сопротивления — примерно
1,25°С/сек, то есть в 3{/2 раза меньшую. При
этом следует отметить, что при остывании
скорость охлаждения у металлического
термометра сопротивления ТЭ еще уменьшается.
Малые габариты и незначительная
тепловая инерция нового' термометра сопротивления
позволяют замерять температуры мокрого и
сухого термометров в воздуховодах до и после
воздухоохл адите л я.
Специальная коробка с водой и
державками для термометров сопротивления
устанавливается в воздуховоде в месте необходимого
замера температур.
Заполнение коробки дистиллированной
водой периодически производится резиновым
шлангом.
Проведенные на объекте испытания дали
положительные результаты. При
соответствующей тарировке дистанционное
определение относительной влажности воздуха
психрометрическим методом в каналах посредством
новых термометров сопротивления и
описанного устройства дает возможность определить
холодопроизводит^льность (нетто) noi
воздухоохладителю с приемлемой для практических
целей точностью.
Питание такой системы жидким аммиаком
из конденсатора или промежуточного сосуда
на установках двухступенчатого сжатия
обычно осуществлялось через циркуляционный ре-
сиве"р, как показащ) на рисунке стрелкой А.
Испытания, проведенные ВНИХИ на
Московском холодильнике № 12, показали,
однако, что при таком способе питания происходит
нарушение устойчивости температурного
режима работы установки и залив компрессоров.
Объясняется это тем, что* пары, образующиеся
в" большом количестве при дросселировании,
поступают вместе с жидкостью в
циркуляционный ресивер.
В связи с этим давление в ресивере
становится больше, чем давление в отделителе
жидкости и в испарительной системе, что
препятствует возврату жидкости из дренажных
трубопроводов в ресивер.
Отделитель жидкости переполняется и на-
0 схеме питания циркуляционной системы жидким аммиаком
Инж. Н. ЯКОВЛЕВ
28
Промышленное и торговое холодильное оборудование № 4
чинается влажный ход компрессоров прежде
чем циркуляционный ресивер успеет
заполниться до требуемого уровня.
Превышение давления в ресивере над
давлением в отделителе жидкости во время
питания зависит от количества аммиака,
подаваемого в единицу времени, и от температур
испарения и переохлаждения.
В таблице даны результаты четырех
опытов, проведенных на Московском
холодильнике № 12, где уравнительный и сливной
трубопроводы имеют диаметр 51 X 57 мм.
тов
Л
о
1
о
3
4
Количество
аммиака,
подаваемого
в
ресивер,
м3/час
6,35
4,8
4,1
2,3
Температура
реохлаждения, °С
10,5
9,8
11,3
7,6
Давление в
ресивере,
ата
1,315
1,295
1,259
1,152
Давление
в
отделителе
жидкости,
ата
1,080
1,135
1.14
1,09
Превышение
давления в
ресивере над
давлением в
отделителе
жидкости, м
аммиачного
столба
3,46
2,4
1,75
0,92
рованием температурного режима в камерах
подача жидкого аммиака в ресивер должна
примерно соответствовать производительности
насоса. Только в этом случае будет обеспечено
достаточно быстрое заполнение батарей при
одновременном или последовательном
включении нескольких камер.
Обеспечить необходимую интенсивность
питания ресивера и избежать в то же время
применения уравнительных трубопроводов
большого сечения или других устройств оказалось
возможным за счет изменения схемы питания.
Это изменение заключается в том, что подача
жидкого аммиака была осуществлена
непосредственно в отделитель жидкости, как
показано на рисунке пунктиром и стрелкой 5.
В испытаниях, которые были проведены после
указанного изменения схемы, подача жидкого-
аммиака доводилась до 8 м3/час.
Однако давления в ресивере и отделителе
жидкости оставались всегда одинаковыми.
В связи с этим жидкий аммиак сливался из
В первых трех опытах произошло'
сравнительно быстрое переполнение отделителя
жидкости и компрессоры были залиты.
Во всех этих опытах пришлось прекратить
питание ресивера, не заполнив его до
нормального уровня.
После прекращения питания давления в
ресивере -и отделителе жидкости быстро
выравнивались и происходил слив аммиака из
отделителя в ресивер.
Однако для вывода компрессоров в
нормальный режим требовалось еще значительное
время, так как всасывающие магистрали были
уже залиты.
Если подсчитать количество паров,
образующихся при дросселировании, то
оказывается, что, например, в опыте № 3 оно составляет
328 м*/час.
Для отвода такого количества пара из
ресивера по уравнительному трубопроводу
диаметром 51 X 57 мм скорость движения должна
составлять около 45 м/сек.
Вполне естественно поэтому, что> в ресивере
создается повышенное давление. В данном
опыте давление в ресивере было больше, чем
в отделителе жидкости, на 0,119 атм, что
эквивалентно 1,75 м столба жидкого аммиака.
В опыте № 4 при относительно малой подаче
жидкого аммиака в ресивер компрессоры не
были залиты.
Следует, однако, иметь в виду, что для
циркуляционных систем с автоматическим регули-
Ккомпрессору
Из системы
I
«\>
и^У-
/ — циркуляционный ресивер, 2 —отделитель
жидкости, 3 соленоидный вентиль (в комплекте с
фильтром и запорными вентилями),
4—дистанционный указатель уровня
№ 4
Определение теплопроходимости изотермических устройств
29
отделителя без каких-либо затруднений,
и-случаи влажного хода компрессоров в процессе
питания совершенно прекратились.
При последующем проектировании
холодильников питание циркуляционных систем
жидким аммиаком из конденсатора (или из
промсосуда) необходимо предусматривать
через отделитель жидкости.
Эта схема питания должна быть осуществ-
Среди различных видов холодильного
оборудования, которое выпускается отечественной
промышленностью в шестой пятилетке,
большое место занимают мелкие охлаждаемые
устройства: холодильные шкафы и прилавки
для "торговых предприятий, домашние
холодильники, контейнеры, изолированные лотки
для разносной продажи мороженого^ и пр.
Увеличивается также выпуск разборных
холодильных камер и авторефрижераторов.
Для правильного выбора холодильной
машины (или определения расхода льда)
необходимо знать величину теплового потока через
стенки при различных эксплуатационных
режимах, то есть при различных температурах
воздуха снаружи и внутри охлаждаемого
объема. При относительно больших
изолированных объемах (разборная холодильная
камера или авторефрижератор) можно приближенно
определить тепловой поток через стенки по
расчетному значению коэффициента
теплопередачи К, вычисленному для плоской стенки со
средним коэффициентом теплопроводности,
характерным для данного изоляционного!
материала. Действительные значения теплопритока
в реальных объектах будут несколько'
отличаться от расчетных из-за наличия каркаса, двери,
дефектов в изоляции и ее укладке.
В таких охлаждаемых устройствах, как
шкаф домашнего холодильника, где
поверхность изолированных стенок мала по
сравнению с толщиной изоляции, расчет
теплопритока через стенки, даже с большой погрешностью,
невозможен.
Расчетные формулы для определения
коэффициента теплопередачи через плоские стенки
лена на холодильниках, находящихся в стадии
строительства, и на холодильниках, принятых
в эксплуатацию.
Если на отделителе жидкости нет свообд-
ного штуцера, то трубопровод для подачи
жидкого аммиака может быть заведен через
всасывающий патрубок отделителя, как это
сделано на Московском холодильнике № 12 и
показано на рисунке.
здесь неприменимы, так как тепловой поток
направлен не перпендикулярно стенке.
В литературе [1] для расчета теплового по-\
тока через стенки полых тел, имеющих форму
прямоугольного параллелепипеда,
рекомендуется эмпирическая формула Лангмюира. Ланг-
мюир предлагает определять тепловой поток
как для плоской стенки, но вводя в расчет
поверхность изоляционного контура, вычисленную
по формуле: v
ffm = Fr4-0,548SZ + 1,282,
где: Fm — расчетная средняя поверхность
изоляционного контура, ж2;
F.— внутренняя поверхность, ж2;
8 — толщина изоляции, м;
Е/ — периметр внутренних ребер, м.
Условие применения этой формулы: /<<2о;
для самого малого холодильника / > 38.
Поэтому для расчета теплопередачи шкафов
домашних холодильников эта формула
применяться не может. Нельзя также применить
к шкафам небольшого объема более точный
аналитический расчет из-за наличия дверного
проема, отверстия для монтажа испарителя
и пр. Для малых изолированных объектов, как
шкафы домашних холодильников, прилавки и
лотки для торговых предприятий, единственно
достоверным является экспериментальное
определение изоляционных свойств.
Величиной, характеризующей изоляционные свойства
таких объектов, является тепло-проходимость
KF ккал/час °С, представляющая удельный
теплоприток через стенки шкафа, отнесенный
к разности температур воздуха снаружи и
внутри изолированного контура. •
Определение теплопроходимости изотермических устройств
малых объемов
Инж. Н. ЛИХАРЕВА
30
Лромышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4В
Метод стационарного теплового потока
Наилучшим методом определения тепло-
проходимости является метод теплового
испытания, при котором известный источник тепла
вводится внутрь изолированного объема.
ВНИХИ применяет этот метод для испытания
торговых холодильных шкафов,
авторефрижераторов [2, 3]. Этот же метод применяется на
заводе «Газоаппарат», на Московском авто-
рефрижераторном заводе и др. Применяется он
и за рубежом |[4, 5, 6].
Недостатком метода теплового испытания
является то, что температура изоляции ъо
время опыта не равна температуре изоляции при
эксплуатации шкафа. Кроме того, этот метод
не пригоден для определения теплопроходи-
мости объектов с увлажненной изоляцией.
Поэтому некоторые исследователи при
испытании изолированных объектов применяли
циркулирующий холодный рассол [3] или
хладагент [7]. Однако для испытания методом
охлаждения требуется специальная установка,
причем само испытание довольно- трудоемко.
Поэтому метод теплового испытания должен
быть принят как стандартный. Хотя основное
выражение коэффициента теплопередачи 1/К=
= I/а}-\-Ь Я-4- 1/ог2 нельзя применить в данном
случае, однако несомненно, что
теплопроходимость шкафа будет зависеть от разности
температур снаружи и внутри шкафа, поскольку
от нее зависят коэффициенты теплоотдачи ол и
а2, и от температуры изоляции, от которой
зависит коэффициент теплопроводности
материала Я.
Хорошая характеристика изоляции шкафа,
то есть низкая теплопроходимость его стенок,
особенно важна для абсорбционно-диффузион-
ных домашних холодильников, так как холодо-
производительность этих аппаратов очень мала,
а расход электроэнергии довольно большой.
На московском заводе «Газоаппарат» была
проведена работа по определению зависимости
теплопроходимости шкафов домашних
холодильников от режима их работы и условий
проведения опыта, а также ш> изысканию
нового метода испытания шкафов в
производственных условиях. Ниже приводятся
результаты исследования влияния основных
факторов на теплопроходимость шкафа ХШ-3
холодильника «Север».
Шкаф ХШ-3 домашнего холодильника
«Север» имеет внутреннюю камеру 420 X 550 X
ХЗЮ мм, толщина изоляционного слоя около
90 мм.
Опыты проводилась методом
стационарного теплового потока, уже описанным ранее
[3, 8]. Электрический нагреватель помещался
в нижней части шкафа. Мощность его
измерялась астатическими вольтметром и
миллиамперметром. .Регулирование мощности
нагревателя в пределах от 12 до 34 вт
производилось ползуиковым реостатом. Температура
воздуха в шкафу измерялась двумя
малогабаритными медными термометрами
сопротивления, расположенными симметрично на одной
половине высоты и глубины шкафа, на
расстоянии одной четвертой ширины от боковых
стенок шкафа. Температура окружающего
воздуха измерялась ртутными термометрами,
расположенными против центра каждой из
стенок шкафа на расстоянии от стенки 150 мм.
Все измерения в установившемся тепловом
состоянии производились в течение 3 часов через
каждые полчаса. Значения теплопроходимости
определялись по формуле:
„р 0,86 -W ккал
где: №--мощность нагревателя, вт,
teHKtH — температура воздуха внутри и
снаружи шкафа, °С.
Было проведено две серии опытов. Опыты
первой серии проводились при постоянной
температуре окружающего воздуха ^w=+25°C
и при переменной мощности нагревателя, для
выявления зависимости теплопроходимости
шкафа от мощности нагревателя.
Таблица 1
Зависимость теплопроходимости шкафа ХШ-3
от величины теплового потока
ощность
гревател*
, вт
%%&
\ 18,43
| 20,0
16,65
13,53
12,2
33,22
28,56
27,48
га •
а<» я
мперату
ружаюш
воздух,
24,8
25,3
25,0
25,1
25,5
25,1
25,1
25,3
«3
а
Н Ш од
Sis о
Н CQ Я о
44,1
46,0
43,6
40,5
39,6
56,2
52,4
51,5
сх
>>
Ы 03
сз сг,
Я <Dn
19,3
20,7
18,6
15,4
14,1
31,1
27,3
26,2
СЗ
Q,
-Г
Щ о со
? п а
4-34,4
+35,7
+34,3
+32,0
+32,6
+40,7
+38,8
+38,4
Теплопроходимость |
ккал i
KF час ° С
по
опыту
0,32
0,83
0,77
0,75
0,75
0,92
0,90
0,90
при tu3 =
= +36°
0,82
0,83
0..77
0,76
0,75
0,90
0,89
0,89 '
Как видно из табл. 1 и рис. 1, зависимость
теплопроходимости шкафа от мощности
нагревательного элемента можно считать линейной.
На рис. 2 теплопроходимость представлена
как функция разности температур $ внутри и
снаружи шкафа.
№ 4
Определение теплопроходимости изотермических устройств
31
к с к ко л
Чн-25Ч
0,9
%
0,5
12 16 20 24 28 32 36 W
Мощность нагребателя (йатты)
Рис. 1.
Вторая серия опытов была проведена при
одной и той же мощности нагревательного
элемента 20 вт, при температуре окружающего
воздуха от +1,3 до 4-33,2° С для определения
влияния температуры его. Значения теплопро-
№¦<
ккал
часЧ
0,9
0,5
-^3
-¦
4
tU3-+35°C
tf*2SX
|
^U^
:
I
^
10 П 18 22 26 30 34 at Г
Разность температур
Рис. 2.
ходимости по опытам второй серии
приводятся в табл. 2 и на рис. 3 как функции темпера-
' туры окружающего воздуха, а на рис. 4 — как
функции средней температуры изоляции. За
среднюю температуру изоляционного слоя
условно принята средняя арифметическая
температур воздуха внутри и снаружи
шкафа. Если в данные опытов второй серии ввести
поправку на изменение перепада температур
$ , согласно рис. 2, то эта поправка составит
не более 1%, поэтому ею можно пренебречь.
Зависимость теплопроходимости шкафа от
средней температуры изолированной стенки
может быть выражена уравнением
KF = KF<r±b.t
кркШ?
Ктт%
| 0.9
-—J
....
7
i—i
_е—
»ч
Мощность нагр. 20,06атт
. J_
„ь
—i
6 W J4 18 22 26 30 tH X
Температура окружающего воздуха
Рис. 3.
^ Таблица 2
Зависимость теплопроходимости шкафа ХШ-3
от температуры изоляционного материала
I
2
*1
ей
Во.*
о u ~
| ^хЬ
20,0
20,0
20,0
20,0
20,3
20,3
20,0
! 20,0
20,16
20,16
20,16
20,16
и
С- *• crt
С 5 ° о
S о! m
25,3
25,4
33,2
26,6
22,6
20.5
30,3
16,9
18,3
7,8
12,2
1,3
еЗ
О.
та га ¦*•
Н ее 2 о
46,0
46,3
53,2
47,5
43,9
42,0
50,5
38,2
40,1
29,9
34,4
23,8
^и
*-*
О) Е
Й-о.
20,7
20,9
20,0
20,9
21,3
21,5
20,2
21 ,3
21,8
22,1
22,2
22,5
. -О
оЧ,„
лопрох
ость К
л/час
ESQ
0,83
0,82
0,86
0,82
0,82
0,81
0,851
0,807
0,795
0,784
0,78
0,77
C3 CO 1
а з
? я
та к
4» № о
= ^ 1
я 3
4> со
Н S
+35,7
35,9
43,2
37,1
33,3
31,3
40,4 |
27,6
29,2
18,9
23,3
12,6
Для шкафа ХШ-3 при &^=21° это уравнение
примет вид:
KF = 0,717 4-0,0033 tU3.
Если в данные опытов первой серии ввести
поправку на изменение средней температуры
изоляции t , то получим поправку около 3°/0
по крайним режимам испытания или
отклонение =и 1,5°/0 от средней величины. Пример
пересчета на среднюю температуру
изоляционного слоя ^ = 35°С дан в табл. 1 и показан
на рис. 2. Зависимость теплопроходимости
шкафа от тепловой нагрузки может быть
выражена уравнением:
KF = KFQ + a.». 0)
Длн шкафа ХШ-3 при^з = 35° это уравнение
примет вид:
^ = 0,61 + 0ДМ- (la)
Для введения поправок на теплопроходи-
мость при различных условиях работы шкафа
ХШ-3 можно использовать графики рис. 2 и 4.
Приведенные выше данные, а также
работы других авторов по экспериментальному
определению изоляционных свойств
охлаждаемых объектов дают основание сделать
следующие выводы:
изоляционные свойства небольших
охлаждаемых объектов следует характеризовать
величиной теплопроходимости KF ккал/час °С;
достоверное значение теплопроходимости
может быть получено только
экспериментально»;
теплопроходимость одного и того же
объекта зависит главным образом от разности тем-
32
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
KF,
час°С
0.9
0,7
1о.5
Л—
Мощность нагревателя 20,0батт
12 16 20 24- 28 32 36 40 tui°C
Температура изоляции
Рис. 4.
ператур по обе стороны стенок его, а также от
абсолютного значения средней температуры
изоляционного слоя.
Мы предлагаем:
ввести понятие номинальной
теплопроходимости, под которой следует подразумевать теп-
лопроходимость, полученную при определенной
температуре воздуха в помещении и
температуре испытываемого объекта, определяемой
мощностью нагревателя, применяемого для
теплового испытания;
величину номинальной мощности для
каждой модели назначать такой, чтобы перепад
температур снаружи и внутри объекта был
равен таковому при расчетном режиме работы
объекта с охлаждающей его машиной или
иным охладителем;
сравнение отдельных экземпляров одной
модели оборудования между собой, а также
сравнение оборудования различных моделей
производить по номинальному значению тепло-
проходимости. Если по каким-либо причинам
тепловое испытание объекта проводится в
условиях, отличных от номинальных, а также для
расчета работы объекта при эксплуатационном
режиме, в значение теплопроходимости
необходимо вводить соответствующую поправку.
Ускоренный метод теплового испытания
Описанный выше тепловой метод
определения теплопроходимости шкафа при
стационарном режиме обеспечивает достаточную
точность результатов. Однако существенным
недостатком его применительно к
производственным условиям является большая
продолжительность испытания, обусловливаемая
длительностью подготовительного периода.
Поэтому для производственных условий
нами разработан новый — ускоренный способ
теплового испытания шкафа, который
рекомендован для выборочных испытаний
холодильных шкафов. Этот метод, тоже тепловой,
основан на различной скорости повышения
температуры воздуха в шкафу при включении
электронагревателя в зависимости от качества
изоляционного материала и тщательности его
укладки.
Тепловой баланс в дифференциальной
форме в этом случае напишется так:
B)
0,86W'dz = ytG-c^dt^-KF^-dz
ккал
час
где: W — мощность нагревателя, вт,
т — время, прошедшее с момента
включения нагревателя, час,
9- = [t — t ) — перепад температур внутри
и снаружи шкафа, °С,
SG-c — теплоемкость шкафа в це-
ккал
ЛОМ'-^сГ'
t — температура шкафа, °С,
KF — теплопроходимость шкафа,
ккал
час°С
Общая теплоемкость шкафа ^Ос сначала
предварительно подсчитывалась по весу и
теплоемкости отдельных материалов, а затем
определялась экспериментально путем
испытания одного и того же шкафа при
установившемся тепловом состоянии и ускоренным
методом. Вместо KF следует в уравнение B)
подставить его значение из уравнения A). Средняя
температура шкафа принята равной средней
температуре изоляционного слоя. Принимая за
линейный закон распределения температуры
в изоляционном слое, имеем:
"вн 1 "
2
?4
§70
1 8
4
- , а следовательно, dt —
/
псККйЛ^
Ofqnr°r.
0,
7 ккал
' ..„*<>/>
4UL L
пйккал.
2
Р
Bpt
ис.
^
5
3А?Л
5.
\
\
*0,
W
пкка/
-час°С
-2006
атт
tH=24t5°C
t
4
' ча
4tdt
сы
№ 4
Определение теплопроходимости изотермических устройств
33
Подставляя значения KF и t в уравнение B),
получим:
п Ж-с
где С=—о приведенная теплоемкость,
отнесенная к температуре воздуха внутри шкафа.
Разделяя переменные и интегрируя,
получим:
Z Ь
или
J* = CJ.
0.86W — /С/7 о» — а»2
C)
Отсюда:
X
— аЬ
In
2l/ (^И+0-0,86^
i/
X
' 9
-у-) +а .0,86Г
KF0
' 2
¦ln-
j/ f-y- J +a -0,86№
//KF0\2
f-y^j +a.0,86U7
2
У(™/+-
0,86Г
или, после несложных преобразований,
получим:
KF*\2
2
) +a
0,86№
KF<
2
= 1п-
86Г ^ § — 0,86№
2
+ l/ f ^~- )V а -0,86Г j § — 0,86Г
D)
Поскольку величины a, IF, С постоянны для
шкафа одной модели, то для любого момента
времени х с начала опыта для каждого
перепада &, полученного экспериментально, могут
быть подсчитаны и соответствующие
значения искомой величины теплопроходимости
KF0 и KF.
Уравнение для определения
теплопроходимости можно значительно упростить, если
пренебречь зависимостью теплопроходимости
от перепада температур по обе стороны
стенок шкафа. В этом случае уравнение B)
напишется так:
0,86W-dx = C-db~\-KF-b'dx
) ) 0,№W — КП
Отсюда
Т = — тгт; -1П
0,86 W — АТ-§
lnfl
0,86 W
KF-®
l — 0,86W
или
^ In
1
1 0,86^7
E)
*y
S
> >i
^
^
W-
-20,0 6a mm
tH=+25X
С-1,6ккал/Х
fcY ^5 ^ Ф^5Х&5
LL
Сравнительные расчеты, проведенные
параллельно по точной D) и приближенной E)
формулам, дали близкие между собой
(совпадающие до нескольких процентов) числовые
результаты. Поэтому можно рекомендовать
для применения формулу E) как более
простую. Для удобства практического
пользования по этой формуле составляются графики
(рис. 5 и 6) или соответствующие таблицы,
позволяющие работнику, ведущему испытание,
в любое время определять значение
теплопроходимости шкафа по измеренному перепаду
„г к кал
КгчаТТ
10
I 0$
П 16 18 20 22 24- VT
Разность температур
Рис. 6.
температур снаружи и внутри. Ускоренный
метод проверен на многих образцах шкафов
ХШ-1 и ХШ-3. Его можно применить и для
определения теплопроходимости других
объектов. Для этого нужно лишь определить
экспериментально теплоемкость всего объекта
С ккал/°С и подставить это* значение в
уравнение E). Для удобства пользования следует
составить таблицы или графики, аналогичные
рис. 5 и 6.
ЛИТЕРАТУРА
1. М. А. Михеев, Основы теплопередачи, 1947 г.
2. Отчеты ВНИХИ № 1126, № 1201, № 1164, 1954 г.
3. С. Гимпелевич, «Холодильная техника», № 2,
1956 г.
4. Zeitschrift fur die gesamte Kalteindustrie, № 8, 1940 г.
и № 3, 1942 г.
5. Modern Refrigeration, июль, 1945 г.
6. Refrigerating Engineering, май, 1945 г.
7. Refrigerating Engineering, июнь, 1952 г.
8. Н. Л и х а р е в а, «Холодильная техника», № 4, 1953 г.
3 Холодильная техника, № 4.
34
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Тепло- и массообмен в воздухоохладителе со спиральными
ребрами
Инж. К. КАН
Ребристые теплообменные аппараты
находят широкое применение в холодильном
машиностроении и кондиционировании воздуха.
Для конструирования ребристых теплооб-
менных аппаратов требуется знание
закономерностей, определяющих теплопередачу и
гидродинамическое сопротивление этих
аппаратов.
Настоящая работа имеет целью найти для
одной из типичных моделей
воздухоохладителя критериальные зависимости, описывающие
конвективный теплообмен и массообмен при
работе воздухоохладителя в установке для
кондиционирования воздуха, и установить
зависимости, определяющие в этом случае
внутреннюю тепловую проводимость ребер.
В отношении распространения тепла в
металле спиральные гофрированные ребра сходны
с прямыми ребрами, поэтому результаты
исследования тепловой проводимости прямых ребер
могут быть применены и к спиральным
ребрам.
Аналитические решения приводят к
следующим известным формулам, описывающим
теплопередачу прямого ребра:
Q = X'm-f-B2-thmh,
р
82
ihmh
mh
0)
B)
где.
m-
Q — количество тепла, переданного
ребром, ккал\яас\
е — температурная эффективность
ребра;
Я — коэффициент теплопроводности
материала ребра, ккал\м час°С;
fz=zb-l — площадь основания ребра, ж2;
/2а —параметр;
а — коэффициент теплоотдачи
воздуха к ребру,
от
'м*час°С
& — толщина ребра, м;
I—длина ребра, м\
h — высота ребра, м\
% = К — h — разность между температурой
воздуха и температурой
основания ребра, °С;
6 =t —t —разность между температурой
воздуха и средней температурой
ребра, °С.
Формулы A) и B) учитывают внешний
теплообмен и внутреннюю тепловую
проводимость ребра. Можно выразить теплопередачу
прямых ребер формулами иного вида, отделив
внешний теплообмен от внутренней
проводимости.
Количество тепла, передаваемого от
воздуха к ребру, равно:
Q = a-F -6 ккал\яас, C)
где: F —наружная поверхность ребра, ж2.
Обозначив через С ккал\м2час°С тепловую
проводимость, отнесенную к наружной
поверхности ребра, и через #^ = —
термическое сопротивление, также отнесенное к
наружной поверхности ребра, можно написать:
Q = Cp-Fp.@2-bp) = -±- -Fp.(b2-bp). D)
Далее, вводя обозначение np = h- у ^—,
можно из формул B), C) и D) получить;
_J_ e /JJ2. х \___L ( mh
\thmh
- « |'А(«,-уТ) )
E)
Зависимость R и Ср от а при разных
значениях тг дана на рис. 1, а зависимость
между С и тг при разных значениях a — на
рис, 2.
Принятые при построении графиков
пределы изменения а от 10 до 100 ккал\м2час°С
соответствуют значениям коэффициента
теплоотдачи, обычным для воздухоохладителей,
работающих в условиях вынужденной
конвекции.
Как видно из графика на рис. 2, для а =
= 10 — 100 ккал\мЧас°С и тс <0,2 можно с
точностью до 7°/0 принять
Rr
0,32 4 = 0,64^;
3,13 . ..S.\
F)
G)
№ 4
Тепло- и массообмен в воздухоохладителе
35
-2.6
-2,4
-2,2
-2,0
4,8
-1.6
-1.4
-1.2
-1.0
-0,8
-0,6
10 20 30 40 50 60 70 80 90
7Гп=0,1
-
0,15-
~Т"
1
0,2'
' 1
0,25^
0.3'
-J,4_:
05J
0
b
7~
к0,9
Ki,o
700
350
300
200
150
100
75
25
20
15
ГО
10 20 30 40
50 60
к нал
м2час °С
70 80 90 100
Рис. 1. Зависимость тепловой проводимости и
термического сопротивления ребер от коэффициента
теплообмена при разных значениях те
Ло
-1.2
4,4
-Кб
-18
-2.0
-2,2
-2,4
-2,6
-2,8
-3,0
-3,2
0,75
0.1
i
7,15
i
0,2
0,25
ос=20-
0,3
V
0,4 (
<а-1
-ог=100
W
J
J
J
\
J
Таким образом, тепловая проводимость
прямого ребра постоянной толщину в
указанных пределах мало зависит от а и
приближенно определяется фактором те , зависящим
от геометрических размеров ребра и
коэффициента теплопроводности материала ребра.
Фактор те дает возможность представить,
как нужно изменить размеры и материал
ребра, чтобы получить заданную тепловую
проводимость.
При выводе зависимостей, определяющих
теплосъем и распределение температуры в
ребрах, обычно делается допущение о
возможности применения усредненного по ребру
значения а. Выражение F) для тепловой
проводимости ребер показывает, что последняя
в ряде случаев практически не зависит от
коэффициента теплоотдачи. Это оправдывает
указанное допущение.
Пользуясь уравнениями C), D), F), G),
можно температурную эффективность выра-
и те
зить через С ,/?
1
¦« + с*
1+а.#
1+0,32 о те
(8)
20
25
50
75
100
\150 \
200 \
250
300
-\350
400
500
750
1000
Из уравнения(8) следует, что
температурная эффективность выражает отношение
внутренней проводимости ребра С к
сумме внутренней проводимости и
коэффициента внешнего теплообмена.
Теплосъем с прямого ребра может
быть выражен через С равенством:
Q-
«•с.
а + С^
•F.-6,
(9)
На графике рис. 3 по оси ординат
отложена температурная эффективность,
а по оси абсцисс отношение
Этот
ч,з -1.2 -/./ -1,0 -ао
-0,8 -0,7
lgnp
-0,6 -0,5 -0,4 -0,3
Рис. 2. Зависимость тепловой проводимости и терми-
чениях коэффициента теплоотдачи.
график действителен для любых
значений коэффициентов теплоотдачи и
тепловой проводимости.
Одна из кривых рис. 3 построена по
уравнению B), а другая по уравнению
(8), Кривые удовлетворительно
согласуются во всей области, имеющей
практическое значение для расчета ребристых
аппаратов, применяемых в холодильной
технике.
График позволяет найти соотношение
~^— при заданной эффективности. Имея
р
это
соотношение и задаваясь значением.
3*
36
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
w р
оА
о,ь
0,7
0,6
0,5
\\
N
/?S
0,1 0J ,0,3 0,4 0,5 0.6 0.7 0,8 0.9 1,0 сС/Ср
а
Рис. 3. Зависимость s от -тт-:
р LP
1 — по уравнению^) и 2 — по уравнению (8).
ос, можно найти С и по уравнению (8)
определить тг то есть получить внутреннюю
характеристику ребра.
В то время как тепловая проводимость
ребер довольно просто находится по уравнению
G), для нахождения коэффициента
теплоотдачи требуются экспериментальные.
исследования: Автором были проведены в ЦКБХМ
испытания опытного образца
воздухоохладителя, сконструированного ЦКБХМ и
изготовленного Кировским заводом Министерства
транспортного машиностроения.
Воздухоохладитель изготовлен из
мельхиоровых труб диаметром 16/13 мм по ГОСТу
2203—43, на которые навита латунная
гофрированная лента шириной 10 мм и толщиной
0,2 мм. Шаг ребер 5 мм. Оребренные трубки
лудили, что обеспечивало хороший контакт
между ребрами и трубкой. Толщина слоя
олова на ребре составляла около 0,03 мм.
Глубина гофров у основания ребра равнялась 3 мм,
на конце ребра— 1,5 мм. Отношение
суммарной поверхности ребер и труб к наружной
поверхности гладких труб равно 10.
Оребренные трубки имели длину 420 мм.
44 трубки, составляющие секцию, закреплялись
в двух вертикальных днищах, расстояние
между которыми в свету составляло 375 мм.
Днища имели высоту 450 мм и ширину 140 мм.
Трубки располагались в шахматном порядке.
Шаг трубок в направлении движения воздуха
равен 33 мм, а по фронту секции 37 мм. Узкое
живое сечение секции (считая ребра плоскими)
0,089 м2. Фронтальная поверхность 0,16 м2.
Секция имела 4 ряда труб по ходу воздуха
и 11 рядов по фронту. Торцы трубок
соединялись калачами, что обеспечивало
последовательный проход воды по четырем трубкам
секции. Каждый ряд трубок имел десять рабочих
и одну нерабочую, заглушённую трубку.
Установка последней была вызвана
технологическим требованием при изготовлении
воздухоохладителя. Живое сечение десяти
параллельно включенных по воде трубок 0,00133 м2.
Опыты проводились с двумя секциями
(8 труб по ходу воздуха). К одной из секций
примыкал, элиминатор с поддоном (рис. 4).
Секции объединялись по воде
последовательно, перемычками между коллекторами. В
воздухоохладителе осуществлена противоточная
схема движения воды и воздуха.
375
^.tlJ»--^-±jtiJl--Cj
Рис. 4- Общий вид
воздухоохладителя.
№ 4
Тепло- и массообмен в воздухоохладителе
37
Указанная модель воздухоохладителя
продувалась в аэродинамической трубе. Для
получения нужных параметров воздуха и
охлаждающей воды использовалась установка, изо»-
браженная на рис. 5 и состоящая из:
1) мокрого кондиционера 7, позволявшего
получать требуемые влажности воздуха;
2) электроподогревателей для первого 6
и второго 8 подогрева воздуха;
3) центробежного вентилятора 4,
осуществлявшего циркуляцию воздуха по замкнутой
либо разомкнутой схемам;
4) холодильной установки 1, 2 и 3 для
охлаждения воды, подаваемой в
воздухоохладитель;
5) системы воздуховодов, шиберов, вспомо-
гательных трубопроводов, смесительных баков,
насосов и другого оборудования.
Для создания перед входом в
воздухоохладитель установившегося скоростного поля
в воздуховоде был предусмотрен участок
стабилизации.
Расход воздуха измерялся двумя сменными
соплами, установленными до и после
воздухоохладителя. Динамический напор в соплах
измерялся при помощи пневмометрических
трубок и чашечных наклонных
микроманометров типа ММН.
Для измерения температуры применялись
лабораторные ртутные термометры с ценой
деления 0,1° С и медно-константановая
передвижная термопара (для определения поля темпе-
I I
в~
1К
г^ а
Рис. 5. Схема экспериментального стенда:
/—испаритель фреоновый ИТР-18, 2 — компрессор фреоновый 2ФВ 10, 3 — конденсатор фреоновый
KTPI2, 4 — центробежный вентилятор среднего давления, 5—испытываемый воздухоохладитель, в —
члектроиодогреватель первого подогрева, 7 — мокрый кондиционер, 8—электроподогреватель второго
подогрева, 9 — водяная линия, 10 — паоовая линия.
38
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Таблица 1
ю
опы
"?
^
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
расход,
кг/час
534
783
810
814
1180
1235
1155
2200
1910
2240
3350
3740
4510
4430
весовая
скорость,
кг/м2сек
1,67
2,44
2.53
2,55
3,69
3,88
3,61
6,89
6,00
7,02
10,50
11,70
14,10
13,80
Условия опытов при режимах без
Воздух
температура
на
входе, °С
29,9
39,9
30,0
20,1
40,0
30,0
20,0
50,0
30,0
30,2
40,0
20,0
30.1
50,2
на
выходе, ° С
6,7
10,1
8,5
6,9
13,4
10,4
6,9
22,3
12,4
12,5
19,6
11,4
17,9
25,3
влагосо-
держание,
г/кг
4,5
4,9
4,3
5,4
5,6
5,3
4,7
5,8
5,2
4,7
5,9
1,9
6.5
6,9
расход,
л/час
2740
2750
3080
2570
2440
2990
2750
3060
2920
5900
5680
5830
4880
6330
влаговыпадения
Вода
температура
на
входе, °С
2,10
2,13
2,10
2,13
2,62
2,00
2,13
5,00
2,58
5,0
5,38
5,00
5,10
5,00
на
выходе, °С
3,19
4,16
3,50
3.18
5,68
4,00
3.42
9,60
5,35
6,50
8,19
6,30
7.90
9,13
~ «О
х к 5 <->
и 2 л «
* 5 о «¦
?tg3
° ОФ «
« к н *
18,6
25.6
25,2
23,3
33,0
33,2
31,8
54,5
49,0
58,0
72,2
81,0
85,0
98.0
Nu
13,4
18,1
18.2
17.2
23.2
23,8
23,3
37,3
34,9
41,5
50,3
59,0
60,3
66,6
Re
1480
2120
2240 1
2290
3190
3420
3240
5810
5260
6160
9020
10450
12300
11600
ратур после воздухоохладителя). Передвижная
термопара присоединялась к потенциометру
марки ППТВ-1 с нулевым гальванометром
ГЗС-47.
Влажность воздуха определялась по
температуре сухого и мокрого термометров. Расход
охлаждающей воды измерялся посредством
мерного бака. Количество тепла, переданного
воздухоохладителю, определялось по воде.
Условия и основные результаты опытов
приводятся в табл. 1 и 2.
При совместном действии тешю- и массо-
обмена обычно определению подлежит
коэффициент массообмена, который находится как
отношение удельного массового потока к
разности парциальных давлений пара в воздухе
и среднего парциального давления по поверх?
ности аппарата. Непосредственное
экспериментальное определение коэффициента
массообмена в ребристом воздухоохладителе
представляет значительные трудности. Поэтому в
настоящей работе выбран косвенный путь
определения коэффициента массообмена через
коэффициент конвективного теплообмена,
полученный при совместном действии теплообмена
и массообмена.
Обработка опытных данных производилась
по следующим формулам:
Таблица 2
ю
о
2 -
о
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
асход,
г/час
о.*
510
450
530
460
510
800
820
800
815
820
1165
1310
1050
1200
1000
2150
1870
1870
-а ье
К f- <Ъ
я о о
CQ О <n
о а. s
о о-5.
а» Ы <м
шок
1,60
1,41
1,62
1,44
1,60
2,50
2,54
2,50
2,55
2,56
3,64
4,10
3,28
3,77
3,14
6,70
5,87
5,87
Условия
Воздух
температура
на
входе, ° С
40,1
29,8
21,1
40,0
30,0
39,8
29,9
19,9
40,0
29,9
40,0
20,1
40,0
30,1
40,1
50,0
40,0
30,0
на
выходе, °С
9,5
7,6
7,3
10,0
9,7
11,3
9,0
7,2
13,3
10,9
14.8
9,2
15,2
14,9
16,9
23,3
17,3
15,0
опытов при режимах
влагосодержание
на
входе, г/кг
13,5
14,1
15,4
19,6
19,7
9,4
10,0
10,1
14,3
15,1
9,68
8,70
19,6
20,15
29,6
15,2
14,5
14,4
на
выходе, г/кг
6,9
6,2
6,45
7,60
7,50
7,00
7,00
6,60
7,90
8,0
8,25
7,10
10,9
10,8
Н.7
13,2
П.1
10,0
с влаговыпадениями
s Л 5
л н с
2* 2
К V О
1,55
1,81
2,42
1,90
2.41
1,20
1,36
1,63
1,58
1,90
1,16
1,36
1,86
2,51
2,89
1,19
1,36
1,73
асход,
/час
а.ъ
2610
2930
2900
3060
2850
2840
3070
2570
3080
3020
5580
4800
2880
2720
5600
3050
3020
3000
Вода
температура
на
входе, ° С
2,50
2,15
2,40
2,60
2,32
2,10
1,95
2,15
2,40
2,30
5,10
4,80
2,30
2,72
4,87
5,00
2,30
2,31
на
выходе,
°С
4,80
3,70
4,00
4,80
4,54
4,50
3,83
3,75
5,20
4,74
6,60
5,80
6,45
6,89
7,84
10,52
7,10
6,30
я 2
О 03 ^
К ее S«
¦е-ч 5Д
W С С S*
29,4
29,0
45,5
32,2
40,2
30,0
35,0
41,5
37,1
48,6
36,0
49,5
58,2
80,0
85,5
69,0
71,0
81,0
NuD
12,9
11,0
13,1
11,5
11,4
16,9
17,5
17,8
15,8
17,6
20,9
25,5
21,0
21,7
19,8
38,0
35,1
31,4
Re
1380 1
1250
1450
1250
1410
2160
2240
2240
2210
2250
3120
3610
2830
3300
2720
5650
5060 |
5090
№ 4
Тепло- и массообмен в воздухоохладителе
39
а) при режимах без влаговыпадения
A0)
(И)
A2)
A3)
A4)
A5)
е1 и а определялись из уравнений A1) и A2)
графическим путем;
б) при режимах с влаговыпадением,
кроме формул A0), A1), A2), A3) и A5),
использовались соотношения
i a
- A
г*{тн
г —
н
а =
W
*v« F -0
1
*т . F» 1 ?н \
lT Fm awFen J
_ CP FP , '>
"«+?, Fw ' F*
I240.ierf-W.#..f
., a-d
Re=^-
^=2,75<[1,2]
t=l+-%-=M
G„,-r
G-CU(^-^)
$p-d
pmy
Dr
A6)
A7)
A8)
A9)
В' формулах обозначено:
Q — тепловая нагрузка на
воздухоохладитель, ккал\час\
Кн — коэффициент теплопередачи,
отнесенный к наружной поверхности
аппарата, ккал\м2час°С\
а — коэффициент теплоотдачи со
стороны воздуха, ккал\м2яас°Ол\
а— коэффициент конвективной
теплоотдачи при тепло- и массообмене,
ккал]м2час°С\
I—коэффициент влаговыпадения;
В —коэффициент массообмена, кг]м2час
апга;
С = 285 — тепловая проводимость ребер,
ккал\м2час°С\
v и Я — коэффициенты кинематической
вязкости и теплопроводности воздуха;
D — коэффициент диффузии;
С' m — средняя теплоемкость влажного
воздуха, ккал\кг°С)
G и G—количество сконденсированной влаги
и расход воздуха,кг\яас\
а)шиш—скорость воды и воздуха;
F =13,9 м\ Fr=l9S м2 и F =15,2 м2—
наружные поверхности ребер, труб и
суммарная;
FeH = l,2 м2 ' и Fm = l94 м2 — внутренняя
поверхность и поверхность,
подсчитанная по среднему диаметру труб;
s и sf — коэффициенты, учитывающие влия-
ние длины трубок и режим течения
(при /?е<104) [3,4].
Физические константы (по воздуху) взяты
при температуре потока.
2.0
1.9
1.8
1.5
12
Ы
1.0
|— | \~ \ 1 \ г г 1 1 Ь J j 1 1 J [ 1 I I 1 j [ 1
II—————————————————H—L»q4 —
1иН|
Ijbnii i~n
u^fT
111111111 I^HI 11111111111
1111111 IrH^T 11 ii~t 111111111
——*&r\ ————————— —— H
EgB m
JO V 3.2 3.3 W 3,5 3J 3.7 3.8 3.9 ЧД Ы *,2 lg Re
NU;
pr0T4 "
о о — режимы без влаговыпадения.
Nu 1>1иЛ
Рис. 6. Зависимость ztcTa и ;г~оТ от ^е-
РгЛ
40
Промышленное и торговое холодильное оборудование
№ 4
Усредняющая кривая описывается
уравнением:
N«=0,051 Re°-7\ B0)
Вводя критерий Рг0,4, можно получить
более общую зависимость:
JVa = 0,06 Re0'76 Pr°'\ B1)
которая, после опытного подтверждения,
может быть использована для жидкостей с Рг,
отличающимся от Рг для воздуха.
Экспериментальные значения Nu и Re
приведены на графике 6.
В развернутом виде уравнение B0) дает:
а =12,5 ИH*76. B2)
Для режимов с влагообменом получена
зависимость:
NuD =0,05 Re0J6- B3)
Введя диффузионный критерий Прандтля
в степени 0,4, получим более общую
зависимость:
NuD = 0,06Re0J6Pr°D4.
Уравнения B1) и B4) структурно
одинаковы, что подтверждает существование аналогии
между явлениями теплообмена и массообмена.
Таким образом, при работе ребристых
аппаратов в установках кондиционирования
воздуха, когда мала концентрация активного
компонента (водяного пара) в паровоздушной смеси,
можно пользоваться методом приближенной
аналогии между явлениями переноса тепла и
вещества.
Экспериментальные точки, полученные при
наличии массообмена, нанесены на рис. 6.
На основании проведенных исследований
можно сделать следующие выводы.
1. Для теплообменных аппаратов с
ребристыми трубами, применяемых в холодильной
технике и кондиционировании воздуха,
тепловая проводимость спиральных ребер с
достаточной для практики точностью определяется
фактором
Указанный фактор является основной
величиной, характеризующей в этом случае
конструкцию ребра, с точки зрения его
проводимости.
2. На основе проведенных опытов
получены критериальные зависимости, которые
позволяют рассчитывать тепло- и массообмен в
аппаратах, подобных испытанному.
ЛИТЕРАТУРА
1. Л. Д. Берман, «Теплоэнергетика», № 8, 1955 г.
2. Р. М. Ладыженский, Кондиционирование
воздуха, 1952 г.
3. М. А. Михеев, Основы теплопередачи, 1949 г.
4. В. М. Р а м м, Теплообменные аппараты, 1948 г.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Качественные изменения рыбы при замораживании
Канд. техн. наук А. ПИСКАРЕВ, инж. Л. ЛУКЬЯНИЦА
Сложный химический состав и
гистологическая структура замораживаемых объектов
предопределяют и сложность изменений,
вызываемых замораживанием, с чем нельзя не
считаться при оценке эффективности принятой
технологии.
Только всесторонний учет качественных
изменений при замораживании позволит
подойти правильно к решению вопроса
технологии замораживания. При этом изменения,
вызываемые замораживанием, должны
рассматриваться в связи с исходным состоянием
продукта перед замораживанием.
Одним из основных изменений продуктов
при замораживании обычно считается
денатурация белка, причем степень и скорость
денатурации зависят от условий замораживания.
Под денатурацией ранее понималось
только уменьшение растворимости белка или
полная потеря ее. Такое определение
денатурации не соответствует новым представлениям
о сущности этого явления.
В работах последнего периода (Пасынский,
Тонгур, Белицер) денатурация представляется
как сложный процесс, связанный с
определенным изменением структуры белковой молекулы,
приводящий к изменениям физических,
химических и биологических свойств белка,
который полно может быть охарактеризован лишь
целым комплексом показателей. Однако
главное место в этом комплексе показателей также
занимает растворимость белка.
Применительно к пищевым продуктам
наибольший интерес для учета качественных
изменений при замораживании могут
представлять показатели, характеризующие изменение
растворимости белка, изменение электрофоре-
тической характеристики белка, изменение
гидрофильных свойств ткани и набухание.
Имеющиеся литературные данные
свидетельствуют о том, что эти изменения
исследованы еще недостаточно и нуждаются в
дальнейшем изучении. Помимо теоретического
они имеют также важное практическое
значение; с ними тесно связаны вопросы качества
при использовании замороженного сырья для
консервного производства, размер выходов
при обработке и использовании мороженого
сырья, товарная характеристика продукта
после размораживания.
В этой связи во ВНИХИ были проведены
исследования по изучению влияния
замораживания на качественные изменения рыбы.
В данной статье приводятся результаты
исследований растворимости белка — одного из
основных показателей, характеризующих
качественное изменение рыбы.
Характерной особенностью белка рыб, в
отличие от белка теплокровных животных,
является то, что до 75% общего его количества
составляет миозин — наиболее лабильный со-
лерастворимый белок. И поскольку миозин
является преобладающим белком, он главным
образом и будет определять все изменения,
связанные с тем или иным воздействием на
ткань.
В работе изучалось влияние
замораживания на качественное состояние белка при
различных условиях замораживания в воздухе.
С этой целью было проведено несколько серий
опытов по замораживанию при различных
температурах воздуха (от —5 до ¦—25°) до
температуры, близкой к температуре среды. Кроме
того, была проведена серия опытов по
выявлению влияния глубины замораживания до —45°
и скорости замораживания. В качестве
объектов исследования была использована рыба —
сом и карп.
Размораживание рыбы для анализов
производилось при температуре воздуха 16—13°
в течение 6—12 часов непосредственно (или
через короткий срок) после замораживания.
Контрольными показателями при
исследовании служили количество водорастворимых и
солерастворимых белков и количество' миозина.
Поскольку миозин является основным
белком, условия экстракции белка были
подчинены требованию максимальной экстракции этой
фракции.
Методика опытов. С рыбы снимали
филе и пропускали через охлажденную
мясорубку с диаметром отверстий сетки 1 мм.
Навеска фарша в 1 г растиралась с 1 г кварцевого
46
Холодильная технология
№ 4
песка в ступке, помещенной в чашку со снегом
для охлаждения. Растертая навеска смывалагь
30 мл растворителя (вода или 5%-ный раствор
NaCl) в центрифужный стаканчик емкостью
50 мл, после чего настаивалась при
периодическом помешивании в течение 5 минут и
центрифугировалась 30 минут. Центрифугат
сливался и осадок повторно экстрагировался
30 мл растворителя и центрифугировался 30
минут. Центрифугаты собирались вместе и
фильтровались через мезгу; мезга промывалась
несколько раз растворителем. Фильтрат
использовался для определения азота по
микрокьельдалю.
О растворимости белка судили по
количеству экстрагированного азота. Для
определения количества миозина полученный фильтрат
разбавлялся 10-кратным количеством
дистиллированной воды, охлажденной до
температуры 0-^-2° С, с последующим выдерживанием
в холодильном шкафу в течение 40 часов.
Выпавший осадок отцентрифуговывался и
сжигался по микрокьельдалю. Результаты
анализов представлены в табл. 1, 2, 3 и 4.
T а б л и та 1
Растворимость белка при медленном замораживании
сЗ
3
^
1
2
3
4
1 5
Вид
рыбы
Сом
Сом
Сом
Сом
Сом
Температура, ° С
3
t(
о.
о
—5
—5
-5
—5
—5
3
3
о.
-3,5
—3,5
—3.5
-3,5
-3,5
Немороженая рыба
водорастворимый
белок в %
азота
0,67
0,64
0,65
~
солераство-
римый
белок в %
азота
0,39
0,2
0,25
1,28
1,32
Мороженая рыба
водорастворимый белок
в % азота
0,63
0,67
0,67
¦—•
~
солераство-
римый белок
в % азота
0,31
0,18
0,30
1,28
1.29
Примечание 1
Экстракция водой и солевым
раствором проводилась последовательно
То же
„ „
Экстракция проводилась только
5%-ным раствором NaCl
То же
Таблица 2
Растворимость белка при умеренном замораживании
пыта
о
1
2
3
4
рыбы
s
Сом
Сом
Сом
Сом
Температура,
3
о»
о,
о
—25
—25
—25
—25
°С
3
vo
3
о,
—23
—23
—23
—23
Немороженая рыба
1 .vP
?¦
а»-
ЧчО
° 3 m
nSce
0,64
0,64
0,65
0,93
.*
S-
раство
белок
а
° ? «
о S га
0,39
0.2
0,25
0,3
Мороженая
рыба
. г?
раство
белок
а
о л m
ш S га
0,64
0,66
0,62
0,84
a»
раство
белок
a
4 "Я О
о л ?
о 2 сз
0,39
0,27
0,23
0,34
Растворимость белка при более глубоком
замораживании
Таблица 3
га
опы
<,
1
2
1 3
4
Ь
Вид рыбы
Карп зеркальный
Карп зеркальный
Карп простой
Карп простой
Карп простой
Температура, ° С
3
5
Си
о
—45
—50
—50
—50
—50
3
о
3
Си
—42
—45
—45
—45
—43
Немороженая рыба
og
в 5 я
о о
Cut *
а) 3
OS
о о. m
1.5
1,44
1,64
1,64
1,53
аз
вхо
ниео
s со
S га
0,42
0,32
0,42
0,39
0,36
Мороженая
рыба
ю ? га
5^S
лера
мый
% аз
О К
у am
1,42
1,44
1,62
1,60
1,63
И
X
n f-i
2 о
К со
S га
0,51
0,56
0.37
0,44
0.39
Таблица 4
Растворимость белка при разных скоростях замораживания
№ опыта
1
2
3
Вид рыбы
Сом
Сом
Сом
Температура, ° С
среды
—8
-15
—25
рыбы
—7
—6
—7
Немороженая рыба
солераство-
римый белок
в % азота
1,32
1,46
1,28
Мороженая
рыба
солераство-
римый белок
в % азота
1 ,29
1,47
1,28
№4
Холодоустойчивость вин и их; транспортировка зимой
47
Из результатов анализов видно, что при
замораживании рыбы растворимость белка не
изменяется. Это в равной степени относится
как к области низких температур (—45°), так
и к области умеренных температур (—23°) и
к весьма медленному замораживанию при
температуре —5°.
Однако отсутствие видимой разницы в
растворимости белка до и после замораживания
не является достаточным доказательством
отсутствия денатурационных изменений в
процессе замораживания. Свертывание
денатурированного белка может тормозиться благодаря
защитному действию остающегося в растворе
нативного белка и, наоборот, коагулят
нерастворимого денатурированного белка может
адсорбировать молекулы натцвного белка.
Денатурация, как уже отмечалось,
полностью может быть охарактеризована только
комплексом показателей.
В процессе замораживания могут также
иметь место как изменения, касающиеся
структуры ткани (гистологические изменения), так
и физико-химические изменения. Поэтому один
показатель растворимости не может служить
достаточным основанием для выбора
правильного режима замораживания.
Из приведенных таблиц видно, что солевым
раствором экстрагируется около 45% общего
количества белка.
Поскольку действие низких температур на
ткань связано с качественными изменениями
ее, неизбежно возникает вопрос об
обратимости процесса.
В качестве критерия обратимости процессов
замораживания и холодильного хранения
обычно принимается потеря сока при
размораживании. Это, очевидно, объясняется тем, что
с потерей сока связана потеря питательных
веществ и вкусовых достоинств продукта, в
результате чего ухудшается консистенция
продукта, а также его товарный вид.
В связи с новым толкованием явлений
денатурации Пасынский и другие авторы
указывают, что полная обратимость денатурации
вряд ли достижима, так как при бесконечном
разнообразии свойств белка могут
существовать некоторые, еще не изученные, свойства, по
которым данные белки могут отличаться по
обратимости от других известных свойств.
Поскольку замораживание представляет
собой сложный процесс, об обратимости его
нельзя судить по одному только показателю —
потере сока. Даже при полной обратимости по
показателю потери сока процесс может быть
необратим еще по целому ряду химических и
физических показателей.
Об обратимости замораживания следует
говорить лишь применительно к отдельным
изучаемым показателям или группе свойств.
Холодоустойчивость вин и их транспортировка зимой
Инж. Н. КУДРЯШОВ, канд. техн. наук Н. МОИСЕЕВА
Виноградные вина в бутылках
транспортируют зимой в деревянных ящиках, утепленных
войлоком.
В связи с большим расходом войлока
возникла необходимость изыскать другие, более
доступные виды термоизоляционных
материалов.
С этой целью ВНИХИ совместно с
Московским филиалом Всесоюзного
научно-исследовательского института винодельческой
промышленности провел работу по определению
холодоустойчивости виноградных вин и
установлению эффективности применения
различных термоизоляционных материалов.
Для испытания были взяты белый портвейн
Абрау-Дюрсо, рислинг черноморский,
шампанское сладкое и сухое. В качестве
термоизоляционных материалов для утепления ящиков
были использованы древесная стружка,
солома, плиты лигнолитиза, мипора (крошка),
отходы хлопка (хлопковые очесы) и в качестве
контрольного материала войлок.
Была проведена серия опытов для
определения при отрицательных температурах
наружного воздуха продолжительности
сохранения вин в бутылках, упакованных в ящики,
утепленные различными термоизоляционными
материалами.
Опытам предшествовали определения
температуры замерзания вин и термоизоляционных
показателей принятых материалов.
48
Холодильная технология
№ 4
Определение температуры замерзания вин
Температура замерзания вин определялась
на специальном приборе, принятом для крио-
скопичееких измерений.
Пробирку с вином помещали в стеклянный
цилиндр, закрытый корковой пробкой, через
которую вставляли точные термометры для
измерения температуры вина и воздуха в
цилиндре. Цилиндр погружали в эвтектический
раствор хлористого натрия (температура
замерзания —21,2° С), который являлся
охлаждающей средой в приборе.
Эвтектический раствор помещали в
теплоизолированный бачок прибора.
Применение эвтектического раствора
обеспечивало постоянство температуры среды в
течение всего опыта при определении температуры
замерзания вин, а наличие воздушной
прослойки между вином и охлаждающей средой
способствовало равномерному, медленному
охлаждению вина.
Для испытания были взяты рислинг и
портвейн с начальной температурой от 0 до 12° С и
шампанские вина с начальной температурой
0°С. Низкая начальная температура шампан-
о
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
-2
-3
-if
-5
-6
-7
-10
N
—>
\
\|
X
ч
ч
^,
—-я
—*ч
^
\
\
>
v
\
2.5 5 7.51D12J515 12.5 20 22.5 t мин
1 I
\
\
\
— 1
N
¦*¦<¦—
Г"
*-^
f-ч
N
\
;
К
N
ских вин была принята в целях уменьшения
потери углекислоты из них.
Изменение температуры вин до криоскопи-
ческой точки протекало по линии охлаждения,
далее от криоскопической точки начиналась
горизонтальная температурная площадка,
которая характеризовала процесс замораживания,
связанный с выделением скрытой теплоты
затвердевания. Конец площадки означал
замерзание основной части влаги, после чего
продолжался процесс дальнейшего охлаждения
замороженного вина.
В табл. 1 приведена температура
замерзания различных вин.
Наименование вин
Портвейн Абрау-Дюрсо . .
Рислинг черноморский . . .
Шампанское сладкое ....
Содержание
спирта, %
17,8
10
11,4
10,9
Т
Содержание
сахара, %
10
10,2
3,1
а б л и ц а 1
Темпера- 1
тура
замерзания,
° С
—12,0
—4,5
—7,13
—5,75 1
2,5 5 7,5 10 12,515 17,52022J525 t„UH
Кривые замораживания
рислинга черноморского.
Анализ термоизоляционных материалов
для упаковки вин
Проведем характеристику материалов для
упаковки вин при транспортировке в зимних
условиях.
Сыпучие материалы зернистого строения не
пригодны для теплоизоляции ящиков, так как
они могут уплотняться и оседать, в связи
с чем нарушаются их теплозащитные свойства
и непрерывность изоляционного слоя.
Наиболее пригодными для утепления
ящиков при транспортировке вин являются
рыхлые, волокнистого строения материалы.
Минеральная и стеклянная вата обладает
хорошими теплоизолирующими свойствами.
Но в связи с тем, что они состоят из тонких
(от 5 до 50 {^) стекловидных и стеклянных
палочек, использование их для упаковки вин
не рекомендуется.
К органическим рыхлым материалам
волокнистого строения относятся древесная
стружка, солома, хлопковый пух (отходы хлопка),
улюк и другие. Все эти материалы вполне
доступны и дешевы.
Из органических гибких материалов
волокнистого строения представляют интерес войлок,
рогозит и шевелин.
По теплоизоляционным свойствам они
равноценны. Однако шевелин и войлок
изготовляются еще в ограниченном количестве.
Из плиточных материалов волокнистого
строения заслуживают внимания торфошшты,
№ 4
Холодоустойчивость вин и их транспортировка зимой
49
лигнолитиз и древесноволокнистые плиты,
равноценные по своим теплоизоляционным
свойствам.
Небольшой объемный вес, низкий
коэффициент теплопроводности и малая стоимость
определяют целесообразность использования
этих материалов для упаковки вин.
Из органических материалов ячеистого
строения для утепления ящиков может быть
использована мипора, имеющая очень малый
объемный вес и малый коэффициент
теплопроводности.
Также заслуживает внимания гофрокартон
с воздушными прослойками между листами
толщиной 4—5 мм.
Для испытания были приняты следующие
термоизоляционные материалы: древесная
стружка, солома, отходы хлопка (хлопковый
пух), рогозит, войлок, мипора и лигнолитиз.
Коэффициенты теплопроводности
термоизоляционных материалов определялись на
приборе ВНИХИ, основанном на методе
получения стационарного теплового потока через
испытуемый материал, ограниченный
параллельными плоскостями. Результаты испытания
материалов приведены в табл. 2.
Таблица2
Коэффициенты теплопроводности' термоизоляционных
материалов, выбранных для теплозащитной упаковки вин
Наименование
материала
Стружка древесная
Солома
Войлок .
Лигнолитиз . . .
Торфоплита. . . . ,
Рогозит ,
Мипора .,....,
Хлопковый пух . .
Объемный вес,
кг/м*
28
43
151
200
233
44
20
67
Влажность
весовая,
%
14
12
12
8
12
12
14
7
Коэффициент
теплопроводности,
ккал/м час ° С
0,069
0,059
0.П55
0,055
0,056
0,04
0,036
0,047
Определение продолжительности охлаждения
вин в ящиках, утепленных различными
термоизоляционными материалами
Бытулки с винами укладывали в
стандартные ящики размером 510 X 380 X 300 мм.
В качестве упаковочного материала,
предохраняющего бутылки от боя, была
использована древесная стружка толщиной 0,2 мм и
шириной 5 мм.
Термоизоляционные материалы
располагались внутри у стен ящика. Для упорядочения
и сохранения примерно одинаковой толщины
теплоизолирующего слоя материалы были
уложены между двумя слоями крафт-бумаги (вес
1 м2 бумаги — 80 г). Расположение
волокнистого материала между двумя слоями бумаги
4 Холодильная техника, № 4.
улучшает его термоизоляционные свойства,
так как в этом случае значительно
затрудняется конвекция и инфильтрация теплого
воздуха через ограждение ящика. Кроме того,
наличие двух оболочек предохраняет
волокнистый материал от усадки и уплотнения при
вибрации. Такой способ укладки и утепления вин
не сложен и требует времени не больше, чем
при обычной упаковке.
Температура вин во время испытаний
измерялась термопарами, которые вводили внутрь
бутылок так, чтобы спаи касались стенок
бутылок в их цилиндрической части.
Опыты проводили в холодильной камере
при средней температуре от —21,7 до —24,4° С,
естественной конвекции воздуха и его
относительной влажности 85—90%.
Охлаждение вин продолжалось до
достижения температуры замерзания.
По окончании опыта ящики вскрывали и
бутылки с вином осматривали.
Анализ теплообмена, происходящего между
вином, упакованным изложенным выше
способом, и холодным воздухом, показывает, что
весь термоизоляционный слой следует
размещать у стенок ящика, а между бутылками
желательно укладывать минимальное количество
упаковочного материала, необходимое лишь
для предохранения бутылок от боя.
Чем меньше упаковочного материала
(стружки) между бутылками и чем больше
поступает тепла от бутылок, расположенных
в центре ящика, к крайним периферийным
бутылкам, тем дольше не замерзнет вино.
Влажность стружки, уложенной между
бутылками, не влияет на продолжительность
сохранности вин от замерзания, однако она не
должна заметно увлажнять тонкую бумагу,
в которую завернуты бутылки. Влажность
утепляющего^ материала, уложенного у стен
ящика, сильно влияет на его
термоизоляционные свойства.
Результаты испытаний ш> определению
продолжительности охлаждения вин, упакованных
в ящики, утепленные различными
термоизоляционными материалами, представлены в
табл. 3.
Ойщий анализ этой таблицы показывает,
что нет значительной разницы в
теплозащитных свойствах материалов, выбранных нами
для утепления вин.
Для того чтобы более наглядно*
представить теплозащитные свойства различных видов
термоизоляции, была произведена обработка
экспериментальных данных в соответствии
50
Холодильная технология
№ 4
4
Таблица 3
Продолжительность охлаждения вин, упакованных в ящики, утепленные различными термоизоляционными материалами
Вид вина
Портвейн Абрау-
Дюрсо
То же
Шампанское сладкое
1 Шампанское сухое
о
я
?^
о -
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
0,8
0,8
Вид теплозащитной
изоляции
Войлок между двумя листами
бумаги
Мипора между двумя листами
бумаги
| Лигнолитиз между двумя
листами бумаги
Стружка между двумя листами
бумаги
Рогозит между двумя листами
бумаги
Хлопковый пух между двумя
| листами бумаги
Солома между двумя листами
бумаги
Стружка между двумя листами
бумаги
То же
Средняя
толщина
теплозащитной
изоляции,
мм
32,7
35,2
25,0
34,5
35,2
33,7
34,2
34,2
32,1
Вид
кладочного
материала
Стружка
Средняя
температура
наружного
воздуха,
°С
—24,4
—24,4
—24,4
—24,4
—21,7
—21,7
—21,7
-21,8
—21,8
Температура
вина, °С
начальная
12,1
10,5
| 13,3
10,5
15,0
15,2
15,8
8,1
9,7
конечная
-9,7
—8,9
-12,9
—11,2
-10,1
—9,2
—10,3
—8,0
—5,9
жительность
охлаждения
вина, час.
28
28
| 28
28
40
40
40
27
24
Примечание. Портвейн Абрау-Дюрсо укладывали в ящик по 40 бутылок, а вина шампанские — по 25 бутылок.
с теорией регулярного режима при
охлаждении тел.
Так как с момента наступления
регулярного режима логарифм разности между
температурой тела и температурой среды (-Н)
изменяется во времени по линейному закону, мы
определили так называемый темп охлаждения
вин (т), утепленных различными
материалами:
In М„ — 1пДг„
Построив соответствующий график, на
котором по оси ординат были отложены зна-
чения In -гт—, а по оси абсцисс время т, уда-
лось получить ряд прямых линий для
каждого вида материала, имеющих различный
наклон, характеризующий темп охлаждения
вин.
На основании этого графика мы
определили значения m для наших опытов.
Продолжительность охлаждения различных
видов вин, утепленных различными
изоляционными материалами, при любых низких
температурах наружного воздуха составит:
m
В результате обработки экспериментальных
данных указанным способом составлена
табл. 4, в которой продолжительность
охлаждения вин приведена к одинаковому
понижению их температуры.
Таблица 4
Продолжительность охлаждения вина Абрау-Дюрсо, упакованного*
в ящики, утепленные различными теплоизоляционными
материалами
Наименование
термоизоляционного материала и
способ утепления
Войлок между
двумя листами
Древесная
стружка между
двумя листами
бумаги
Мипора между
двумя листами
Рогозит между
двумя листами
бумаги ....
Солома между
•двумя листами
Хлопковый пух
между двумя
листами бумаги
Лигнолитиз . . .
Средняя
толщина изоляции, мм
32,7
34,5
35,2
35,2
34,2
33,7
25,0
Средняя
температура в
холодильной камере,
°С
—25
-25
—25
—25
—25
—25
—25
Температура
охлаждения вина, °С
начальная
15
15
15
15
15
15
15
конечная
—10
-10
—10
—10
—10
—10
-10
охлаждение
25
25
25
25
25
25
25
Поодолжитель-
ность
охлаждения, час.
33,0
35
40,3
38,6
35,0
38,5
28,5
№ 4
Применение антиокислителя при замораживании косточковых млодов
51
Анализ результатов испытания в
холодильной камере показывает, что наиболее
продолжительное время сохраняются вина до их
замерзания в ящиках, утепленных мипорой,
хлопковым пухом и рогозитом. Несколько быстрее
охлаждаются вина в ящиках, утепленных
войлоком, стружкой, лигнолитизом и соломой.
Заключение
1. Лучшими термоизоляционными
материалами для утепления ящиков с винами
являются мипора, отходы хлопка (хлопковый пух) и
рогозит.
2. Солома, древесная стружка и лигноли-
тиз, уложенные между двумя слоями крафт-
бумаги, обеспечивают сохранность вин от
замерзания примерно так же, как и войлок.
3. При толщине термоизоляционного слоя
в ящике 35 мм и укладке прокладочного слоя
стружки между бутылками емкостью 750 г
можно сохранить вина от замерзания при
температуре наружного воздуха —25 °С в течение
30—40 часов, в зависимости от принятого
материала.
4. Калорические расчеты показали, что для
увеличения продолжительности сохранения вин
от замерзания до двух суток необходимо
увеличить толщину изоляционного слоя до 50 мм,
что связано^с небольшим изменением размеров
ящика по длине и высоте.
5. Учитывая доступность и небольшую
стоимость отходов хлопка, соломы и древесной
стружки, целесообразно использовать эти
материалы для упаковки вин при
транспортировке зимой.
6. При использовании указанных
материалов для утепления ящиков необходимо
соблюдать следующие технологические условия:
влажность термоизоляционного материала не
должна превышать 15%; термоизоляционный
материал должен быть уложен между двумя
слоями крафт-бумаги внутри ящика, у его
стен, равномерным по толщине и плотности
слоем; количество стружки в ящике,
уложенной между бутылками, не должно превышать
700—800 г; на один ящик крафт-бумаги
необходимо около 300 г; бутылки должны
обертываться в тонкую оберточную бумагу.
7. Увеличение начальной температуры
вина удлиняет срок его сохранения от
замерзания, поэтому следует обеспечить хранение вин
зимой на складах и базах при температуре
воздуха не ниже 12—15° С.
Применение антиокислителя при замораживании косточковых
плодов
Канд. биолог, наук А. СААТЧАН
В настоящее время в Советском Союзе и
за рубежом большое внимание уделяется
вопросу применения антиокислителей в
различных отраслях промышленности с целью
замедления окислительных процессов в пищевых
продуктах, а также предупреждения прогорка-
ния их.
Применение антиокислителей для
обработки плодов перед замораживанием способствует
сохранению естественного вкуса, цвета и
аромата плодов в процессе их хранения и дефро-
стации.
Из литературных данных известно, что
обычно при замораживании косточковых
плодов с сахарным сиропом для предотвращения
потемнения применяются аскорбиновая,
лимонная и дегидрооксималеиновая кислоты. Наи-
4*
лучшие результаты получаются при
применении аскорбиновой кислоты.
Небольшое количество чистой
кристаллической аскорбиновой кислоты задерживает
окислительное воздействие энзимов, не внося при
этом в плоды каких-либо посторонних веществ
и не изменяя их вкусовых особенностей, потому
что сами плоды содержат аскорбиновую
кислоту.
Во ВНИХИ была проведена
экспериментальная работа по применению аскорбиновой
кислоты при замораживании абрикосов и
персиков сухим способом с целью сохранения
естественного цвета, вкуса и аромата их в
процессе длительного хранения.
Экспериментальные работы по применению
аскорбиновой кислоты в качестве антиокисли-
52
Холодильная технология
№ 4
теля при замораживании абрикосов и
персиков, проведенные на консервном заводе им.
1 Мая в Тирасполе, на холодильнике в Киеве,
а также во ВНИХИ, показали, что
положительные результаты этого способа зависят от
строгого соблюдения требований
технологического процесса и степени механизации его.
Поступившие на сырьевую площадку
абрикосы и персики после взвешивания
сортировались по качеству.
Отобранные абрикосы и персики после
мойки, с последующим стеканием избытка воды
с поверхности плодов, разрезали на части
О 30 60 90 120 150 110
Продолжительность диффузии
Диффузия аскорбиновой кислоты в ткань абрикосов в
зависимости от концентрации раствора и
продолжительности процесса (плоды половинками).
Концентрация раствора аскорбиновой кислоты (в %) указана в
верхней точке каждой кривой.
и уддляли косточки. Плоды половинками и в
целом виде погружали в раствор
антиокислителя.
Количество диффундировавшего
антиокислителя в основном определялось
концентрацией раствора и временем нахождения в нем
плодов.
Для плодов, обрабатываемых половинками,
были испробованы следующие концентрации
раствора антиокислителя: 0,5%, 1%, 2%, 3%
и 4% (см. рисунок). Из рисунка видно, что
с увеличением продолжительности нахождения
плодов в растворе антиокислителя количество
диффундировавшего в плоды антиокислителя
увеличивается, и это увеличение зависит от
концентрации раствора. Так, при концентрации
антиокислителя 0,5% после выдержки в
течение 30 минут в абрикосах содержалось всего
17,84 мг%. За тот же период времени при
концентрации раствора 4% содержание
антиокислителя повысилось до 135,87 мг%.
Таким образом, при увеличении
концентрации раствора в 8 раз содержание продиффун-
дировавшего антиокислителя увеличилось
также примерно в 8 раз.
В результате обработки плодов раствором
антиокислителя содержание аскорбиновой
кислоты в плодах половинками увеличивалось
примерно в 14—16 раз, а в целых плодах —
в 6—9 раз по сравнению со свежими
образцами, у которых содержание аскорбиновой
кислоты составляло 12,1 мг%.
На основании проведенных исследований
было установлено, что обработку плодов
половинками необходимо проводить в течение
\ Концентрация
\ раствора анти-
\
Nv
Сроки N.
отбора проб N^
До обработки в
свежих плодах
После обработки
(перед замораживани-
В процессе хранения
через 3 месяца
. 6 .
ш 9 .
. 12 .
Температур
4%
в плодах половинками
мг%
12,1
191,25
183,0
167,4
145,6
118,62
%
100
95,7
87,53
76,14
62,0
цвет плодов
Светло-желтый натураль-
Светло-
желтый
То же
. .
• ¦
¦
а хранения-
-18°
7%
Температура
4%
Содержание антиокислителя—аскорбиновой кислоты
в целых плодах
мг%
12,1
106,16
73,43
65,45
58,24
41,36
%
100
69,17
61,65
54,86
38,96
цвет плодов
i Светло-желтый
натуральный
Светло-желтый
То же
• *
Незначительное
изменение цвета у
единичных плодов
Поверхность
плодов несколько
потемневшая
в плодах половинками
мг%
12,1
191,25
94,55
22,32
16,4
14,45
%
100
49,41
11,67
8,58
7,56
цвет плодов
Светло-
желтый
То же
Поверхность
плодов
потемневшая |
Темно-коричневый
То же
хранения—9
•
7%
в целых плодах
мг%
12,1
106,16
34,16
11,16
10,1
8,17
%
100
32,18
10,51
9,5
7,7
цвет плодов
желтый
То же
Потемневший
Темно-коричневый
То же
1
№ 4 Применение антиокислителя при замораживании косточковых плодов 53
30 минут в 4%-ном растворе антиокислителя,
а целых плодов—в течение 90 минут в 7% -ном
растворе, при этом количество продиффундиро-
вавшего в ткань плодов антиокислителя
соответственно будет 150—180 мг% и 100 —
120 мг%.
Подготовленные и обработанные указанным
способом плоды передавались для укладки
в коробки емкостью 0,5 кг (если
замораживались половинками) или завертывались в
целлофан пачками по 2—3 штуки. Коробки или
пачки с плодами укладывали на противни и
направляли в скороморозильный аппарат для
замораживания при температуре —24, —28°.
Продолжительность замораживания до
температуры —18° для целых плодов в пачках
составляла от 1 часа 30 минут до 2 часов, для
плодов половинками в коробках — от 4 часов
до 4 часов 30 минут.
Замороженные плоды упаковывали в
контейнеры и хранили в камерах опытного
холодильника ВНИХИ при —18° и —9° в течение
12 месяцев.
В процессе хранения при температуре —18°
содержание антиокислителя в плодах,
замороженных половинками, изменялось
незначительно (см. таблицу).
В течение, годичного хранения при —18°
в плодах сохранилось больше половины
антиокислителя, при этом плоды сохранили
свою нормальную светло-желтую окраску.
. При температуре хранения —9° через 3
месяца в персиках сохранилось только 30—49%
антиокислителя.
Дальнейшее хранение при температуре —9°
привело к изменению цвета плодов в связи с
резким снижением содержания антиокислителя.
Эти данные подтверждают, что при
температуре хранения —9° ферментативные
процессы в плодах протекают гораздо интенсивнее,
чем при —18°.
Во всех опытах потемнение замороженных
абрикосов и персиков при хранении начиналось
тогда, когда антиокислителя в плодах было
меньше 60—70 мг%.
Контрольные образцы (без антиокислителя)
потемнели в первые месяцы хранения при
температуре —18° и получили
неудовлетворительную оценку.
Известно, что под влиянием различных
факторов аскорбиновая кислота может быть
окислена и переведена в дегидроаскорбиновую
кислоту, которая не является антиокислителем.
Однако это дегидрирование не сопровождается
утратой витаминных свойств и дегидроформа
путем восстановления легко может быть
превращена обратно в исходное состояние.
Наши исследования показали, что
количество образовавшейся в замороженных
персиках дегидроаскорбиновой кислоты зависит от
исходного содержания аскорбиновой кислоты,
температуры и продолжительности хранения.
Персики, имевшие первоначальное
содержание аскорбиновой кислоты—191,25 мг%,
уже имели до замораживания 25,33%
дегидроаскорбиновой кислоты. В процессе хранения
при температуре —18° наблюдалось увеличение
дегидроформы, содержание которой к 12
месяцам составило 46,7% от общего содержания
антиокислителя.
По-видимому, наличие дегидроформы в
замороженных персиках при указанных
количествах не вызывает изменения качественных
показателей, и плоды в течение 12 месяцев
сохранили свои исходные качества, получив
хорошую оценку.
Выводы
Косточковые плоды (абрикосы и персики),
замороженные сухим способом, без
применения антиокислителя, в процессе хранения
подвергаются потемнению. Потемнение следует
рассматривать как энзиматический процесс,
происходящий в результате окисления катехин-
таннидов с превращением их в темноокрашен-
ные вещества — флобафены.
Обработка плодов в течение 30—90 минут
раствором антиокислителя—аскорбиновой
кислоты концентрацией 4% для плодов
половинками и концентрацией 7% для целых плодов—
обеспечивает сохранение естественного цвета
плодов в процессе их длительного хранения.
После обработки плодов содержание
аскорбиновой кислоты в них возрастало
соответственно до 150—180 мг% и 100—120 мг%.
После 9-месячного хранения при
температуре —18° содержание антиокислителя
составляло еще 76—58% от исходного количества.
Для сохранения натурального цвета плодов при
хранении в замороженном состоянии
необходимо, чтобы содержание аскорбиновой кислоты
в плодах не снижалось ниже 60—70 мг%, из
которых половину может составлять дегидро-
аскорбиновая кислота.
Дополнительные затраты на обработку
плодов в растворе антиокислителя
незначительны. Устойчивость действия аскорбиновой
кислоты как антиокислителя при хранении
замороженных плодов подтверждает
возможность ее широкого применения в
промышленности.
*
В международном институте холода
Научная сессия в Кембридже
Канд. техн. наук Д. РЮГОВ
В г. Кембридже (Англия) с 6 по 11 апреля
1956 г. состоялась научная сессия четвертой
комиссии Международного института холода,
которая созывается ежегодно. Как известно,
четвертая комиссия занимается вопросами
применения холода для сохранения пищевых и
сельскохозяйственных продуктов. Данная
сессия была посвящена вопросам хранения яиц и
методам оценки качества пищевых продуктов.
На сессии присутствовало 50 делегатов от
11 европейских стран. Представителями от
СССР явились Д. Г. Рютов и В. И. Шелапу-
тин. В организации конференции близкое
участие приняли научные сотрудники институтов
английской Организации пищевых
исследований и прежде всего д-р Дж. К. Фидлер,
неутомимая энергия которого во многом
способствовала успеху конференции.
На конференцию было представлено 24
доклада по указанным вопросам повестки дня.
Делегатам были розданы литографированные
резюме докладов на английском или
французском языках. В конце каждого заседания имел
место краткий обмен мнениями по
прочитанным докладам. Полные тексты докладов
опубликованы Международным институтом холода
в специальном сборнике.
Нижеследующие вопросы, затронутые в
докладах и при обсуждении, представляют
наибольший интерес.
Хранение яиц
В западноевропейских странах заготовка
яиц производится упаковочно-сортировочными
станциями, которые раз в неделю посылают
свои автофургоны в крестьянские хозяйства
для сбора яиц. На упаковочных станциях яйца
сортируют по весу и качеству и упаковывают
в деревянные или картонные ящики по
360 штук в каждый. Со станции яйца
отправляют в торговую сеть или на ближайший
холодильник. Станции, как правило, не имеют
своих холодильных камер, за исключением"
Швеции, где на заготовительных станциях
обычно имеются холодильники для
кратковременного хранения яиц.
Ввиду почти равномерного производства
яиц сезонное холодильное хранение их в
некоторых странах осуществляется лишь в
небольших масштабах (Швеция, Франция,
Голландия). В несколько больших размерах
холодильное хранение яиц практикуется в Англии
и особенно в Швейцарии. В последнее время
в Бельгии, Англии и Франции появился
интерес к хранению яиц в переохлажденном
состоянии при температуре от —2 до —3°, однако
этот метод еще не вышел из стадии
полупромышленных опытов, хотя в Советском Союзе
он применяется уже около 20 лет.
Газовое хранение яиц в атмосфере
углекислоты по способу Эверарт-Лескарде, которое
применялось до войны в Бельгии, Голландии,
Франции, в настоящее время не применяется
и имевшиеся установки демонтированы.
Указывают, что этот способ экономически
нерентабелен, так как качество яиц при таком
хранении ухудшается; наблюдалось разжижение
белка и появление постороннего привкуса.
В последние годы разрабатываются новые
способы сохранения яиц, а именно: покрытие
маслом, пастеризация и обработка
бактерицидными растворами.
Покрытие скорлупы тонкой пленкой
парафинового (вазелинового) масла резко
замедляет газообмен яиц с внешней атмосферой,
скорость усушки яиц уменьшается втрое,
в яйце сохраняется естественная углекислота,
оказывающая некоторое консервирующее
действие, и затрудняется развитие
микроорганизмов. Для покрытия яиц применяется
медицинское парафиновое масло, удовлетворяющее
требованиям британской фармакопеи. Масло не
должно придавать привкус яйцам даже при
нагревании его. Для погружения яиц в масло
в Англии, США и Дании выпускаются
несложные машины, которые установлены на многих
упаковочных станциях. Например, машина
№ 4
Научная сессия в Кембридже
4
55
фирмы Хискок в г. Бристоле,
производительностью до 6 тыс. яиц в час, имеет легкий
цепной конвейер, который погружает проволочную
корзинку с яйцами на 12 секунд в ванну с
подогретым до 30° С вазелиновым маслом, затем
конвейер проводит корзинку в течение 3 минут
над поддоном для стекания масла и над
вращающимися нейлоновыми щетками, которые
снимают с яиц остатки масла.
Такого рода машины, несомненно, должны
получить применение и на советских пунктах
заготовки яиц. Наибольший эффект дает
обработка в том случае, если она производится
непосредственно после доставки свежих яиц на
заготовительный пункт.
Пастеризация яиц осуществляется
погружением их в горячую воду при 62—64° С на 3
минуты или в горячее вазелиновое масло при 64°
на 10 минут. Пастеризованные яйца хорошо
сохраняются в течение 6 недель при 20°. При
указанных температурах коагуляции белка
в яйце не происходит.
Известно, что мытое яйцо становится
крайне нестойким и быстро портится как при
комнатной температуре, так и на холодильнике.
По внешнему виду отличить мытое яйцо
невозможно, вместе с тем его желательно
отсортировать, чтобы реализовать в первую очередь
или подвергнуть обработке. Поэтому с
большим интересом,был выслушан на сессии доклад
д-ра Брукса (Англия), разработавшего
несложные химические методы обнаружения
' мытых яиц и яиц, подвергнутых сухой очистке.
Для улучшения стойкости мытых яиц на
сессии обсуждались два метода—пастеризовать
их или обрабатывать погружением в
бактерицидный раствор. В качестве бактерицидного
вещества был рекомендован пентахлорфенолят
натрия при концентрации в растворе 3% и
продолжительности погружения яиц 10 минут.
Методы оценки качества продуктов
В западноевропейских странах
продолжается разработка как
инструментально-химических, так и органолептических методов оценки
качества продуктов.
Наиболее интересным был доклад Шуэна
и Листона (Англия) о химических методах
оценки свежести рыбы. Они предложили
комплекс из трех реакций, показатели которых
хорошо согласуются с органолептической оценкой
свежести рыбы: 1) реакция с солью тетразола,
2) содержание летучих оснований, 3)
содержание триметиламина. Свежесть яиц предложено
оценивать по интенсивности флуоресценции
смеси белка и желтка в ультрафиолетовых
лучах.
Применение метода хроматографии на
бумаге для оценки изменения качества пищевых
продуктов при хранении, как можно судить по
докладу д-ра Морено (Испания), является
многообещающим, но еще не вышло из стадии
лабораторных изысканий.
Не меньшее внимание на конференции
было уделено органолептическим методам оценки
качества продуктов. По общему мнению,
инструментальные и химические методы не могут
полностью заменить органолептическую оценку
вследствие чрезвычайной разносторонности и
сложности комплекса качественных
характеристик пищевых продуктов. За последние годы
проведена серьезная научная разработка
принципов органолептической оценки, чтобы
сделать этот метод до возможности объективным,
надежным и точным.
Английское министерство сельского
хозяйства, рыболовства и продовольствия применяет
следующие правила органолептической оценки:
1. Оценка проводится только групповая,
при количестве экспертов в группе не меньше
6, а в ответственных случаях до 20.
2. Эксперты отбираются после проверки по
двум показателям: способности различения
вкусов и согласованности оценок. Эксперты
обучаются однообразному применению
принятой системы оценки и терминологии. Ведется
систематическое наблюдение за показателями
работы каждого эксперта и при ослаблении
или потере его способности к различению
вкуса он исключается из группы.
3. Проводится только закрытая и
независимая оценка продуктов. Подготовку и
шифровку образцов, а также обработку результатов
оценки проводят лица, не участвующие в
экспертизе.
4. Для каждого продукта разрабатывается
подробная и несложная система оценки,
причем наилучшей считается аналитическая
система, при которой дается перечень признаков,
наличие или отсутствие которых только и
должен отметить эксперт. Такие системы приняты,
например, для оценки сушеного картофеля
E2 признака) и сушеной моркови D6
признаков). Там, где еще не удалось разработать
аналитическую систему (например, для мяса),
применяют условную 10-балльную шкалу для
оценки интенсивности наиболее важных
свойств.
5. Применяется научнообоснованная
техника экспертизы: эксперты работают в изолиро-
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЕ РАБОТЫ
Исследование процесса окисления растворов моноэтаноламина
Канд. техн. наук К. ПОПОВА
Практика работы заводов сухого льда и
жидкой углекислоты показывает, что растворы
моноэтаноламина, применяемые в качестве
абсорбента, с течением времени изменяют свои
физико-химические свойства. Они темнеют,
иногда начинают пениться. Концентрация
моноэтаноламина постепенно снижается, что
приводит к падению производительности,
повышению удельного расхода моноэтаноламина и
иногда к коррозии аппаратуры.
В литературе [1, 2, 3, 4, 5] имеются указания
на то, что изменение физико-химических
свойств растворов моноэтаноламина
происходит под воздействием высокой температуры,
состава дымовых газов и загрязнений,
накапливающихся в рабочем растворе. Насколько
велико влияние каждого из упомянутых
факторов на потери моноэтаноламина, полностью
еще не выяснено. В этом направлении
необходимы дальнейшие исследования.
В данной работе, проведенной во ВНИХИ,
была поставлена задача — выяснить величину
потерь моноэтаноламина в результате
окисления его кислородом воздуха и в какой мере
продукты окисления повышают вспенивание
растворов и понижают эффективность
моноэтаноламина.
При проведении экспериментов1 применялся
моноэтаноламин, полученный с
завода-изготовителя, который удовлетворял ТУ 2277—50.
Из этого продукта были приготовлены
растворы с различным содержанием
моноэтаноламина. Все они в исходном состоянии и после
окисления подвергались анализу.
Удельный вес растворов определяли в
стеклянном пикнометре при температуре 20° С.
Вязкость измеряли вискозиметром типа
Оствальда при температуре 20° С, которую как и
при определении удельного веса поддерживали
в пределах +0,2 ультратермостатом.
Поверхностное натяжение определяли методом Ребин-
1 В работе принимала участие научный
сотрудник А. А. Козловская.
дера путем измерения наибольшего давления
образования пузырька при температуре 20 °С.
Цветность измеряли путем сравнения
окраски раствора моноэтаноламина с окраской би-
хромата калия известной концентрации в
колориметре.
Сравнительная поглотительная способность
растворов моноэтаноламина по отношению к
С02 определена на специальном аппарате,
собранном научным сотрудником ВНИХИ
Г. Ю. Пек и несколько измененном в процессе
выполнения данной работы.
Определение общего содержания азота в
растворах было проведено по микрокьельда-
лю. Сера в растворах моноэтаноламина
определена общепринятым методом — по весу
сернокислого бария.
Вспенивающая способность растворов
определялась при 20° С в стеклянной трубке,
помещенной в рубашку с проточной водой для
создания определенной температуры. В нижний
конец стеклянной трубки для распыления газа
впаяна пористая пластинка диаметром 35 мм.
Через пористую пластинку в раствор подавали
с различной скоростью воздух комнатной
температуры. Высоту столба пены, остающуюся
над раствором в течение минуты, при каждой
скорости пропускания воздуха записывали
отдельно.
Все приготовленные растворы подвергались
окислению на специальной установке, схема
которой представлена на рисунке. Через
каждый раствор, нагретый до 100° С в течение
160 часов, продували чистый воздух или
воздух с добавлением двуокиси серы в количестве
5 мл/час, либо воздух с добавлением двуокиси
серы в том же количестве и сероводорода в
количестве 1 мл/час.
Кроме того, для ускорения процесса
окисления проведен опыт с пропусканием чистого
кислорода при более полном контакте газа с
нагретым раствором. И, наконец, для
выявления размера потерь моноэтаноламина от хими-
62
Научно-исследовательская работа
№ 4
Схема установки для окисления моноэтаноламина:
/—источник S02, 2 — источник H2S, 3 — промывной сосуд, 4 —
сосуд для сухого льда, 5 — сосуд для ожижения газа,
5—газгольдер, 7 — промежуточный газосмеситель, 8 — маностат, 9 —
поглотитель H^S, 10 — поглотитель S02, 11 — поглотитель Н20,
12 — поглотитель С02, 13 — основной газосмеситель, 14 —
масляный термостат, 15— сосуд для раствора моноэтаноламина, 16—
поглотитель для моноэтаноламина.
ческого связывания кислыми компонентами
дыма было проведено пропускание дымового
газа через растворы комнатной температуры в
количестве 15 л /час и 100 л/час в течение
160 часов.
Результаты анализа исходных и окисленных
растворов и растворов после пропускания
дымового газа позволили выявить потери
моноэтаноламина от окисления и химического
связывания. Они представлены в табл. 1.
Таблица !
Концентрация
{[СХОДНОГО
раствора
258,3
153,1
79,6
Потери моноэтаноламина (
окисления
СЗ
>>
Ч
со
О
ю
1,9
2,0
1,6
б
СО
i
>,
со
о
са
4,2
3,6
0,4
кислородом
^6
"со
°4-
6,1
9,0
1,0
Я
t*
о
К'
34,6
?/л) от
химического
связывания
2,2
3.91
— |
1 При количестве дымового газа 100 нл/час.
Из таблицы видно, что окисление
кислородом воздуха приводит к потере
моноэтаноламина — 2 г/л. Добавление двуокиси серы и
сероводорода увеличивает потери моноэтаноламина
за счет перехода в химически связанное
состояние. Окисление чистым кислородом в
течение 160 часов привело к потере ^-23%
моноэтаноламина, имевшегося в исходном растворе.
Потери моноэтаноламина от химического
связывания кислыми компонентами дымовых
газов при количестве последних 100 нл/час за
160 часов составили 3,9 г/л. +
Если исходить из того, что на заводе
производительностью две тонны сухого льда в сутки
на каждый литр рабочего раствора
приходится также 100 нл дымового газа в час, то
можно допустить, что потери моноэтаноламина в
рабочем растворе на заводе также будут
равны 3,9 г/л. Тогда потери моноэтаноламина во
всей системе завода составят
3,9 X 7000 X 24
160
: 4,095 KZJCyniKU, ИЛИ
— 2,05 кг\пг сухого льда.
Потери от полимеризации моноэтаноламина
под влиянием кислорода воздуха при 100° С
за 160 часов по лабораторным опытам,
приведенным в табл. 1 для раствора с содержанием
моноэтаноламина 153,1 г/л, составляют 2 г/л.
Если учесть, что при окислении этого
раствора продували воздух в количестве 0,944 нм?
на литр раствора с содержанием кислорода
примерно <в 4 раза больше, чем его может
попасть в абсорбер с дымовым газом, и
допустить, что процесс полимеризации в связи с
этим протекал тоже в 4 раза быстрее, чем на
заводе, то можно приближенно считать, что
потери от одной только полимеризации
составят:
2X24 X 7000 Q QnQ ,
—4W44— = 8,898 кг\сутки, или
-~ 4,45 кг/m сухого льда.
Это дает основание приближенно
определить, что при увеличении подачи в топку котла
воздуха с избытком от 1,2 до 1,5 потери
моноэтаноламина будут увеличиваться в результате
окисления добавочным кислородом от 3,1 до
6,2 кг/т сухого льда.
Кроме того, через унос с дымом на
выходе из абсорбера, по нашим определениям, на
заводе сухого льда опытного холодильника
ВНИХИ потери моноэтаноламина составляют
1,54 кг/сутки, или 0,77 кг/т сухого льда.
Следовательно, потери моноэтаноламина от
химического связывания, полимеризации и
уноса из абсорбера с дымом составляют (табл. 2)
7,27 кг/т сухого льда.
Но здесь не учтены механические потери,
а также потери моноэтаноламина при уносе
потоком углекислого газа.
В результате анализа окисленных
растворов на содержание серы установлено, что
количество серы, задержавшейся в растворах моно-
№ 4
Исследование процесса окисления раствора
63
Таблица 2
Причины потерь
Химическое связывание
Полимеризация под влиянием
и высокой температуры . .
кислорода
Унос с дымом на выходе из абсорбера . .
Сумма
Потери
кг/m
сухого льда
2,05
4,45
0,77
7,27
%
28
61
11
100 j
этаноламина (табл. 2), при введении
сероводорода быстро увеличивается.
Таблица 3
Концентрация
моноэтанол-
амина,
г/л
258,3
151,6
153,1
79,6
Окисление возду-
xoM-fS02
введено
серы, г /л
0,615
0,615
0,615
0,615
найдено серы
| %
0,556
0,398
0,295
0,392
90,4
64,7
48,0
63,7
Окисление возду-
xoM-rS02+H2S "
введено
серы, г/л
0,731
0,731
0,731
0,731
найдено серы
г
0,714
0,585
0,451
0,618
%
97,8
80,1
61,8
84,7
Растворы моноэтаноламина всех
испытанных концентраций в присутствии сероводорода
как бы активизируются в связывании серы из
проходящей газовой смеси.
. Это можно объяснить тем, что при
взаимодействии двуокиси серы и сероводорода в
присутствии влаги происходит реакция:
S02 + Н20 -t- 2H2S = ЗН20 4- 3S.
Таким образом в растворе может
задерживаться вся сера из сероводорода и
дополнительно одна треть выпадающей серы за счет
ее двуокиси..
В свете этих данных весьма важно при
производстве жидкой углекислоты и сухого льда
не допускать попадания сероводорода в
рабочий раствор моноэтаноламина, чтобы
предотвратить быстрое накапливание в нем серы за
счет всегда имеющихся проскоков двуокиси
серы через промывочные устройства.
В связи с понижением концентрации
моноэтаноламина удельный вес растворов,
окисленных кислородом воздуха, меньше, чем в
исходных растворах (табл. 4).
Окисление кислородом воздуха с
добавлением двуокиси серы, а также с добавлением
двуокиси серы и сероводорода привело к
повышению удельного веса по сравнению с
Таблица 4
*
Концентрация
моноэтаноламина,
г /л
258,3
153,1
79,6
Удельный вес растворов ,
о
и
о
X
о
X
о
я
1,027
1,016
1,008
окисленных |
кислородом воздуха
1,022
1,012
1,006
+so2
1,024
1,015
1,008
-f-S02-f-H2S
1,024
1,015
1,007
дымовыми
газами
_
1,070
ЧИСТЫМ]
кислородом !
3,038
i
окисленным кислородом воздуха, так как
одновременное потерей моноэтаноламина здесь
произошло накопление сернистых соединений,
которые частично восполнили понижение
удельного веса растворов в результате потери
моноэтаноламина.
Отчасти тем же объясняется увеличение
удельного веса раствора, окисленного
дымовыми газами. Но в этом случае
превалирующая доля увеличения удельного веса относится
за счет насыщения раствора углекислотой, так
как после кипячения с обратным
холодильником в течение часа удельный вес этого
раствора понизился ло 1,019.
Раствор, окисленный чистым кислородом,
несмотря на большое снижение концентрации,
имеет более высокий удельный вес по
сравнению с исходным. Это указывает на глубоко
зашедший процесс окисления с образованием
полимеров с большим удельным весом. Из
этого следует, что удельный вес рабочих
растворов однозначно изменяется от концентрации в
них моноэтаноламина, степени насыщения
углекислым газом, от количества
накопившихся сернистых соединений, а также от
количества продуктов полимеризации
моноэтаноламина.
В связи с этим удельный вес является
показателем степени загрязнения и изменения
рабочего раствора моноэтаноламина.
Вязкость растворов увеличивается с
повышением в них концентрации моноэтаноламина
(табл. 5). Под влиянием окисления
кислородом воздуха вязкость растворов увеличилась
за счет частичной полимеризации
моноэтаноламина.
Окисление кислородом воздуха с
добавлением газов, содержащих серу, несмотря на
более значительные потери моноэтаноламина,
также повысило вязкость растворов в связи
с образованием полимеров моноэтаноламина и
накоплением сернистых соединений.
64
Научно-исследовательская работа
№ 4
Таблица 5
Концентрация
моноэтанол-
амина,
г/л
153,1
151,6
79,6
исходного
раствора
1,64
1 1,62
1,25
Вязкость ?]/*) H2S—20°
раствора, окисленного
кислородом воздуха
1,68
1,63
1,28
+so2
1,67
1,66
1,28
+S02+H,S
1,66
1,66
1,29
дымовыми ]
газами
1,76
чистым
кислородом
1,58
Вязкость растворов, окисленных дымовыми
газами, сильно возросла за счет насыщения
углекислым газом. Достаточно было
покипятить такой раствор в течение часа с обратным
холодильником, чтобы вязкость его стала
равной 1,64.
Вязкость раствора, окисленного чистым
кислородом, понизилась в связи с тем, что
концентрация моноэтаноламина в нем
уменьшилась настолько сильно, что образовавшиеся
полимеры не смогли перекрыть полностью
уменьшение вязкости раствора в результате
потери моноэтаноламина.
Следовательно, вязкость, как и удельный вес
растворов моноэтаноламина, увеличивается с
ростом концентрации моноэтаноламина,
продуктов полимеризации и накоплением
сернистых и углекислых солей в растворе.
Поверхностное натяжение (табл. 6) с
увеличением концентрации раствора понижается,
так как моноэтаноламин является
поверхностно-активным веществом.
Таблица 6
Концентрация
моноэтаноламина,
г/л
258,3
153,1
151,6
79,6
Поверхностное натяжение о~, дан/см
3 о,
Ясэ
Е[ 0Q
О Н
X CJ
О СО
я а
65,3
67,7
68,7
68.5
раствор окислен
кислородом воздуха
65,7
67,8
68,7
69,6
+so2
64,7
66,7
68,7
70,3
+S02-fH2S
65,4
66,2
68,2
69,0
дымовыми
газами
74,3
чистым
кислородом
69,5
I
Окисление кислородом воздуха, а также
кислородом воздуха с добавлением газов,
содержащих серу, не оказало существенного влияния
на поверхностное натяжение растворов.
Поверхностное натяжение раствора,
окисленного чистым кислородом, значительно
повысилось в связи с резким снижением
концентрации моноэтаноламина.
В растворе, окисленном дымовыми газами,
поверхностное натяжение увеличилось в связи
с высокой насыщенностью углекислым газом.
После кипячения этого раствора его
поверхностное натяжение понизилось до 72,0 дин/см.
Это вполне согласуется с литературными
сведениями о том, что добавление к воде
углекислого или сернокислого натрия увеличивает
поверхностное натяжение раствора.
Отсюда вытекает практически важное
следствие, заключающееся в том, что для
понижения поверхностной активности раствора
моноэтаноламина и повышения его поверхностного
натяжения, по-видимому, следует добавлять в
рабочий раствор, особенно когда он начинает
пениться, углекислый натрий, который
одновременно может выполнить вдвойне полезную
работу: освободить моноэтаноламин из его
сульфата по реакции
(RNH3JS04 + Na2C03 % 2RNH2 + Na2S04 +
+ H20 + C02
и снизить поверхностную активность раствора
благодаря образующемуся сульфату натрия,
что, по всей вероятности, предохранит на
некоторое время раствор от вспенивания. Но эти
предположения нуждаются в дополнительной
проверке экспериментальным путем.
Результаты определения вспенивающей
способности растворов моноэтаноламина до и
после окисления (табл. 7) не обнаружили
существенной разницы.
Таблица 7
Концентрация
моноэтаноламина,
г/л
258,3
153,1
151,6
79,6
Вспенивающая способность растворов, в мм
столба пены при продувании воздуха 27 л/час\
исходного
раствора
5
3
4
6
окислен
кислородом воздуха
| +so2
3
3
4
5
3
3
3
7
+S02-bH2S
5
5
4
5
дымовыми
газами
3
чистым
кислородом
5
По-видимому, вспенивание рабочих
растворов на заводах объясняется не только
наличием продуктов полимеризации. Оно, пожалуй,
в большей степени зависит от загрязнений
рабочего раствора грубодисперсными и
коллоидными частицами, попадающими в раствор в
виде золы, образующегося в растворе
сульфида железа и выпадающей серы при
взаимодействии двуокиси серы и сероводорода, а
также при разложении тиосульфатов.
Известно [6], что прочность пены возрастает
с концентрацией коллоидного
пенообразователя, достигая предельной величины. Плохо
или частично смачиваемые твердые частицы
способствуют пенообразованию, так как они,
прилипая к пузырькам газа, вместе с ними
№ 4
Исследование процесса окисления раствора
65
переходят в пену, образуя своего рода жесткий
каркас, повышающий механическую прочность
слоя пены. Кроме того, твердые частички
препятствуют сращиванию пузырьков в более
крупные и тем самым повышают устойчивость
пены.
С этой точки зрения представляют интерес
наши определения вспенивающей способности
свежего раствора с содержанием моноэтанол-
амина 153,1 г/л при добавлении к нему уноса
золы, собранной перед абсорбером на заводе
сухого льда Московского хладокомбината
имени А. И. Микояна и Московского углекислот-
ного завода, а также с добавлением серы в
виде порошка (табл. 8).
1 о
is
О,55
о 2
«Й
258,3
153,1
79,6
а
тво
рас
.*¦,
одны
я
0,020
0,016
0,000
т
а б л и
Цветность соответствует К2Сг207 г/л
раствор окислен
кислородом воздуха 1
0,260
0,130
0,032
б
ОО
-т-
0,223
0,120
0,015
w
о.
бо^
<л *т Z
+ о%
0,284
%
со |
X !
+
б
со
+
0,186
0,081
i 0,013
а
мовым
ами
3 w
S2
0,049
ц а 9
ело
я
о <
я о
го.
25,000
Таблица 8 формуле:
щей силы абсорбции (АРс лог) вычислено по
1 Количество
проходящего
через раствор
воздуха, л/ч '
1 2,0
| 4,5
9,0
13,5
18,0
22
27
1 3'
Вспенивание раствора, в мм столба
*->
о
одн
исх
0
0
0
0
1
3
1 з
1 5
пены 1
с добавлением к 100 мл раствора |
500 мг 1
золы завода
сухого льда
0
10
20
30
40
60
60
70
золы угле-
кислотного
завода
0
5
10
20
30
30
50
60
200 мг 1
серы
0
0
2
з
5
1 1°
15
40 |
В свете этих данных и всего изложенного о
.вспенивании окисленных и свежих растворов
моноэтаноламина, а также данных о
поверхностном натяжении этих растворов
напрашивается вывод о том, что главной причиной
вспенивания рабочих растворов
моноэтаноламина на заводах сухого льда следует считать
накопление загрязнений в виде коллоидных и
грубодисперсных частиц: золы, серы,
сернистого железа и т. п.
Результаты определения цветности
растворов (табл. 9) показывают, что интенсивность
окраски растворов увеличивается при
повышении концентрации моноэтаноламина,
продуктов его полимеризации и железа. Двуокись
серы и сероводород, попадая в раствор,
ослабляют его окраску.
По результатам определения сравнительной
абсорбционной способности исходных и
окисленных растворов были найдены
коэффициенты абсорбции по уравнению:
„СОо1час
к--
погА ^21 ~" кг С09/ж3 • час • атм.
насадки *¦" ср.лог
Среднелогарифмическое значение движу-
5 Холодильная техника, № 4.
АР. . =-
Рг — Рг
ср.лог
Рг
2,303 lg —r
Рг
где: рг-
парциальное давление С02 в
поступающем в абсорбер газе;
-парциальное давление С02 в газе,
выходящем из абсорбера.
Коэффициент абсорбции (табл. 10) под
влиянием окисления кислородом воздуха при
равных прочих условиях понизился в среднем
для четырех растворов на 14%. Для растворов,
окисленных кислородом воздуха с добавле-
Концентрация
моноэтаноламина,
г/л
258,3
153,1
151,6
79,6
Таблица 10
Коэффициент абсорбции кг СОг/мъ
исходный
раствор
581
482
540
393
раствор окислен
кислородом воздуха
540
403
372
385
+so2 | +so2+h2s
540
470
462
385
403
460
423
329
час'атм 1
чистым
кислородом
240
нием двуокиси серы и сероводорода,
коэффициент абсорбции в среднем уменьшился на
19%.
Окисление чистым кислородом привело к
снижению коэффициента абсорбции более чем
в два раза.
ЛИТЕРАТУРА
1. А. Г. Л е й б у ш, Очистка газов от углекислоты и
сероводорода этаноламинами. Отчет по теме
546-54.
2. Petroleum Processing, 1950, 1, 29.
3. Petroleum Refiner, 1951, 30, 2, 27.
4. «Oil and Gas» Journ., 1950, 39, 57.
5. „Холодильная техника", 1954, 1,28; 1955, 2, 59.
6. „Сахарная промышленность", 1930.
ОБМЕН ОПЫТОМ
Экранирование охлаждающих батарей в камерах холодильника
Инж. В. ОГУРЦОВ
Для уменьшения естественной убыли
мороженого мяса при его хранении на
холодильнике в Тульской области произведено
экранирование охлаждающих батарей одной из камер,
размером 24X17 м.
Камера оборудована 11 однорядными
пристенными рассольными батареями из 14 труб
по высоте, длиной 4,5 м, поверхностью
охлаждения 11,4 ж2, а также потолочной двухрядной
батареей поверхностью 80,5 м2.
На расстоянии 0,4 м от охлаждающих
батарей параллельно трем наружным стенам
натянут сплошной брезентовый занавес,
укрепленный рейками, расположенный у пола и потолка.
Рейки прочно расклинены вертикальными
стойками, поставленными на расстоянии 1,5 м
друг от друга. Сечение реек и стоек — 6X6 см.
На брезентовые занавесы был наморожен
слой льда толщиной 5 мм вверху и 10 мм
внизу, со стороны продуха, образовавшегося
между экраном и наружными стенами камеры.
Толщина намороженного льда на брезенте со
стороны грузовой части-камеры составила 1,5—
2 мм. После этого экран герметично отделил
камеру от пристенных батарей.
Вдоль штабелей мяса по центральному
проходу камеры были развешены марлевые
полотнища шириной 1,2 м, глазированные слоем
льда толщиной 1—2 мм. Наличие просветов
в 10 еж между полотнищами создало
возможность систематического осмотра штабелей со
стороны проходов.
Таким образом в камере была создана
активная поверхность испарения льда площадью
400 ж2, которая открыта в сторону проходов и
батарей, где имеется конвективное движение
воздуха и такая же по размеру площадь, но
менее активного испарения, обращенная в
сторону штабелей.
Для устройства экранов было
израсходовано 200 м2 брезента, 220 м2 марли и 0,5 м3 реек.
Трудовые затраты составили около 42
человеко-дней.
Намораживание льда на экраны
проводилось при помощи переносного краскопульта
чистой водопроводной водой.
Проведенные бактериологические
исследования выявили, что экранированная камера
находится в нормальном санитарном режиме.
Наблюдение показало, что с намороженных
экранов происходило интенсивное испарение
льда и через 130 дней на верхней части экрана,
со стороны пристенных батарей лед испарился
почти полностью, а со стороны центрального
прохода ледяную корочку за этот срок
приходилось пополнять дважды. При этом
установлено, что с наступлением теплого времени года
интенсивность испарения льда резко
возрастает.
Через 10 дней после первого
намораживания льда относительная влажность воздуха
в центральном проходе опытной камеры
достигла 97% и затем постепенно возросла до
98%. На этом уровне влажность воздуха в
камере удерживалась и в летнее время.
Относительная влажность воздуха в продухе, то есть
в зоне пристенных охлаждающих батарей,
находилась на уровне 86—88%.
С начала загрузки камеры температура
воздуха в ней поддерживалась на уровне —18°,
с редкими колебаниями в пределах ±0,5°. В то
же время температура в экранированном
коридоре подвергалась резким колебаниям — от
¦—18 до —14°.
Из этого следует, что даже тонкий ледяной
экран является хорошим буфером,
предохраняющим от резкого колебания температуры
воздуха в камере.
Температура воздуха как в прилегающих,
так и во всех остальных камерах холодильника
поддерживалась также на уровне —18°, но
колебания ее в неэкранированных камерах были
более резки.
Относительная влажность воздуха во всех
неэкранированных камерах находилась в
пределах 83—90%, однако с наступлением
теплого периода года влажность воздуха в
некоторых камерах понизилась до 81%.
№ 4
Обмен опытом
67
При грузовом объеме камеры 1000 ж3 в нее
было загружено 312 т баранины. Создание
экрана не вызвало уменьшения емкости
камеры, так как штабели мяса уложены вплотную
к экрану, без оставления каких-либо отступов.
В период загрузки все мясо в камере было
взвешено. Хранящееся в камере мороженое
мясо через 12 месяцев находилось в хорошем
состоянии и не имело признаков усушки.
Данные об изменении веса мяса будут получены
по окончании опытного хранения, которое
рассчитано на длительный срок.
Опыт показал, что устройство экранов имеет
большое преимущество перед способом
укрытия штабелей Мяса брезентом с
намораживанием льда и особенно без намораживания его.
Воздухоотделитель для крупных холодильных установок
Инж. М. ДИК
Воздухоотделитель составляет неотъемлемую
часть всякой более или менее крупной
холодильной установки.
Среди различных типов
воздухоотделителей — отечественных и зарубежных (Линде,
Штейн, Иорк), применяемых на холодильниках
СССР, по своим эксплуатационным качествам
наилучшим оказался многотрубный
воздухоотделитель, предложенный инж. Ш. Н. Кобула-
швили.
В этом аппарате смесь
неконденсирующихся газов и паров аммиака со всех сторон
окружена испаряющимся аммиаком, что
обеспечивает хорошее отделение воздуха из смеси с
совершенно незначительной потерей аммиака.
При условии правильного подключения и
внимательного обслуживания
воздухоотделитель ийж. Кобулашвили почти полностью
освобождает систему от воздуха, что способствует
\Киспарителю
058*3,1
установлению 'минимальной температуры
конденсации при соответствующих внешних
условиях, тем самым принося производству
значительное снижение расхода электроэнергии на
работу компрессоров.
Воздухоотделитель, серийно изготовляемый
заводом «Компрессор», состоит из четырех
труб, последовательно вставленных и
соединенных друг с другом, причем диаметр внутренней
(первой) трубы равняется 30 мм, а наружной
(четвертой)—100 мм; общая длина
аппарата — 1540 мм.
Однако до настоящего времени, как
правило, в проектах холодильных схем на всю
установку, независимо от количества
смонтированных компрессоров и конденсаторов,
предусматривался только один воздухоотделитель
указанного типа.
Наши наблюдения за работой воздухоотде-
РазрезпоЫ-Ш-Ш
I
Подбодаммиака
от
регулирующего вентиля
Выпуск воздуха
Г
Выпуск инерт- В испарит систему
ных гозоб^—^ щ^
От кон(]енса- 1 " '
тораФ15 &
2910-
5*
68
Обмен опытом
№ 4
лителя показали, что одного воздухоотделителя
подобного типа для крупной установки
недостаточно. Когда приходится вскрывать
компрессоры, аппаратуру и линии для осмотра и
ремонта, в систему попадает много воздуха и
воздухоотделителю нужно затратить 5—6 дней,
чтобы довести уменьшение инертных газов
в системе до минимума.
Поэтому на больших холодильных
установках необходимо в целях ускорения удаления
воздуха из системы иметь воздухоотделитель
с большей поверхностью охлаждения.
На Московском холодильнике № 9, по
предложению автора, изготовлен
воздухоотделитель, получивший благодаря своим большим
размерам название «Гигант».
Преждевременный износ цилиндров,
поршневых пальцев, сальника и других деталей
компрессоров в большинстве случаев
происходит из-за недостаточного количества масла,
поступающего к узлам трения, а также в
случае загрязнения масла.
Для аммиачных компрессоров
предназначается масло ХА (фригус) по ГОСТу 5446—54,
заменителем которого может служить
индустриальное-12 (бывшее веретенное 2) по ГОСТу
1707—51. Первоначально в картер
компрессоров 4АУ-15 и 4БАУ-19 заливается около
60 кг масла и в картер компрессора 2АВ-15—
около 40 кг. Расход масла для смазки шатун-
но-поршневой группы и сальника
соответственно составляет: для компрессора 4БАУ-19 —
120 г/час, для 4АУ-15 — 100 г/час и для
2АВ-15 — около 80 г/час.
Масло, подаваемое к узлам трения, должно
быть хорошо очищенным, с рабочим
давлением на 0,5 -т- 1 атм выше давления в 'картере и
температурой, не превышающей 70° С
(температура окружающей среды 35°С).
Указанные параметры должна обеспечить
хорошо работающая система смазки,
состоящая из шестеренчатого маслонасоса,
перепускного вентиля фильтра, фильтра с
пластинчатым патроном МФМ-25 и масляного бачка,
связанных маслопроводиыми трубками в одну
систему.
Оставляя принцип действия, предложенный
инж. Кобулашвили, мы увеличили диаметры
труб, из которых собран воздухоотделитель,
а также его линейные размеры (см. рисунок).
Это позволило охлаждаемую поверхность
аппарата довести до 1,82 м2 против 0,49 м2 у
воздухоотделителя в его прежних размерах, то
есть увеличить поверхность более чем в три
раза.
Практика работы указанного аппарата
с увеличенной поверхностью охлаждения
показала его значительную эффективность. Даже
при большом попадании воздуха в систему
достаточно 1—2 сутфк беспрерывной работы
воздухоотделителя для полного освобождения
системы от инертных газов.
Несколько слов о конструктивных
изменениях в узле маслонасоса и масляного бачка,
осуществленных заводом «Компрессор».
Шестеренчатый маслонасос с 1953 г.
оснащается удобным для очистки съемным
маслофильтром. Различия и преимущества съемного
фильтра перед несъемным видны на рисунке.
В компрессорах выпуска до 1953 г. можно
заменить старый фильтр и нижнюю крышку
маслонасоса DАУ-15-6603).
При замене следует запросить у завода
«Компрессор» чертежи общего вида
маслонасоса DАУ-15-6603), нижней крышки
DАУ-15-6603в) и маслофильтра DАУ-15-6612-
00а) с деталями.
Масляная система аммиачных вертикальных компрессоров
I Л КАШКИ Н I
№ 4
Обмен опытом
69
В компрессорах, выпускаемых с 1951 г.,
в масляный бачок вместо верхней глухой
пробки стали ввертывать термометровую гильзу
длиной 150 мм. Замер температуры масла
с помощью этой термогильзы дает возможность
определить примерную температуру масла
в системе.
Следует переделать и крепление масляного
бачка к корпусу сальника. Для этого нужно
приварить в низу бачка соответствующие
детали — удлиненный ниппель с надетой на него
до приварки накидной гайкой.
Перед пуском компрессора нужно
полностью открыть перепускной вентиль на
корпусе фильтра. В дальнейшем, по мере
подогрева масла и уменьшения его вязкости,
давление, создаваемое маслонасосом, будет падать
и перепускной вентиль следует прикрыть.
Давление масла равно разности показаний
масляного манометра и мановакуумметра,
регистрирующего давление в картере.
Если маслонасос при запуске компрессора
на холодном масле не дает давления или его
недостаточно, то в этом случае необходимо
проверить все соединения (уплотнение) мас-
лопроводных трубок, находящихся внутри
картера. К этим соединениям относятся четыре
места по концам двух маслопроводных трубок
диаметром 17/2 мм, подающих масло от масло-
насоса к фильтру и от фильтра в коленчатый
вал.
Как известно, все эти места имеют
пустотелый штуцер с шаровой головкой, по которым
масло поступает к назначенному месту, а
уплотнение достигается двумя паронитовыми
прокладками по обеим сторонам шаровой
головки. Верхние прокладки весьма
недолговечны, так как подвергаются скручиванию; при
ревизии соединений маслосистемы их хорошо
заменить свинцовыми или алюминиевыми.
До заполнения системы аммиаком должны
быть проверены все соединения. Для этого
запускают компрессор с открытой передней
крышкой, установив вместо нее совок,
сделанный из жести или из прокладочного материала.
Масло может пробиваться и через
удлиненный пустотелый штуцер в торце коленчатого
вала. Незначительная утечка здесь
закономерна; при значительной же утечке следует
вывернуть штуцер, имеющий левую резьбу (во
избежание самоотвинчивания), и осмотреть
исправность пружинки и двух шайб, находящихся
внутри коленчатого вала. Это можно
проделать и на компрессоре при заполненной
аммиаком системе, но в этом случае необходимо
отсосать картер и пускать компрессор при
закрытых всасывающем и нагнетательном
вентилях. Выброс воздуха должен осуществляться
через байпас или воздушный краник.
При работе компрессора двухступенчатого
сжатия (АДС-30, 45 и 150) стрелка масляного
манометра стоит на нуле. На первый взгляд
создается впечатление, что маслонасос не
работает и к узлам трения масло не поступает.
Однако это не так. Давление масла равно
разности показаний масляного манометра и
мановакуумметра, указывающего давление в
картере. Следовательно, при давлении в
картере 0,15-^0,25 ата и давлении масла 0,5 кг/см2
(достаточно для смазки трущихся частей
компрессора) масляный манометр, не имеющий
вакуумной шкалы, не покажет давления. В этом
случае следует убедиться на ощупь по
температуре масла в маслопроводных трубках, что
по ним идет масло, а также довести давление
по манометру несколько больше нуля, если
это допускает полное закрытие перепускного
вецтиля.
Корпус сальника нагревается больше по
сравнению с другими частями компрессора, что
происходит из-за недостаточного поступления
масла к сальнику. В этом случае следует
осмотреть обратный шариковый клапан на линии
от маслофильтра к сальнику. Клапан
находится внутри штуцера, посредством которого
присоединяется маслопроводная трубка
диаметром 10/1,5 мм к сальнику. При осмотре
клапана следует вывернуть пробку в низу
сальника и слить масло из междудиафрагменного
пространства сальника. Клапан следует
осмотреть и очистить от грязи и ржавчины. В
случае, если не это является причиной плохого
поступления масла в сальник, нужно ослабить
пружину, прижимающую шарик к седлу, для
чего на 2—3 нитки вывертывается пробка,
ограничивающая свободу пружины, и уменьшается
предварительный натяг ее.
Маслоспускной вентиль может быть также
использован как наполнительный для
пополнения картера маслом. Это проделывается
следующим образом: на наконечник вентиля
плотно надевается прорезиненный шланг и
опускается в ведро с чистым маслом.
Всасывающий вентиль компрессора закрывается и
отсасывается картер компрессора на вакуум, после
чего открывают маслоспускной вентиль и
масло из ведра емкостью 8-ь 10 л за 4—5 минут
всасывается в картер.
Важным узлом в системе смазки является
пластинчатый маслофильтр — агрегат МФМ-25,
70
Обмен опытом
№ 4
вставляемый как очистительный патрон в
корпус фильтра, служащий для тонкой очистки
масла, поступающего для смазки трущихся
частей компрессора и в сальник.
Агрегат МФМ-25 представляет собой
щелевой фильтр, состоящий из набора тонких
пластин, образующих зазоры в 0,09 мм. Фильтр
запроектирован для очистки масла от
взвешенных твердых частиц в масляных системах
авиамоторов.
Масло от маслонасоса поступает в корпус
фильтра снаружи патрона МФМ-25,
просачивается сквозь щели между пластинами и
оттуда, очищенное от грязи, идет по трем
каналам: к коленчатому валу, к сальнику и на
масляный манометр.
От накапливающейся между пластинами
грязи фильтр очищают вручную, поворачивая
рукоятку через каждые 5 часов работы на
2—3 оборота.
В случае полного засорения фильтра (чего
ни в коем случае допускать нельзя) масло, не
проходя внутрь через пластины, продавит
перепускной шариковый клапан, находящийся
Производство сухого льда основано на
дросселировании жидкой углекислоты и
понижении температуры ее сначала в промсосудах,
а затем в ледогенераторе.
При ледогенераторах значительная часть
жидкой углекислоты переходит в газообразное
состояние. Образующийся газ отсасывается
в систему дополнительным компрессором. Чем
интенсивнее идет процесс отсасывания газа,
тем быстрее в ледогенераторе образуется
брусок льда.
Обычно для образования бруска льда
размером 840 X 200 X 200 мм, весом в 42 кг
затрачивается 45—50 минут, при этом установлено,
что скорость образования бруска льда
понижается по мере увеличения объема бруска.
Ледогенератор состоит из двух полостей;
первая — призматической формы и соответ-
в агрегате и отрегулированный на 2,5 -г-
3 кг/см2, и пойдет неочищенным к местам
смазки.
Паспортные данные фильтра.
Перепад давления в фильтре при расходе
масла 16 л/мин, полностью открытом дроссельном
кране и температуре масла 80—90° составляет
0,08 -т-0,35 кг/см2; страгивающий момент
рукоятки не более 18 кг/см; вес агрегата (без
масла) не более 1 000 г; гарантийный срок работы
без переборки до первого ремонта 1 000 часов.
До установки агрегат МФМ-25 должен быть
промыт бензином. Во время эксплуатации его
следует при каждой смене масла вынимать и
также промывать бензином.
При подготовке компрессора к пуску после
монтажа следует производить смену масла
через каждые 2—3 дня работы, проделав это
3—4 раза. В дальнейшем смену масла
необходимо производить через 400—500 часов
работы компрессора, в зависимости от степени его
загрязненности. Масло может быть и
регенерированным, но должно полностью
удовлетворять по своим показателям ГОСТам 5546—54
или 1707—51.
ствует размерам ледяного бруска 200Х200Х
X 840 мм, вторая полость имеет
цилиндрическую форму. Обе полости сообщаются между
собой посредством вентилей диафрагм.
Внутренняя полость сообщается со вторым промсо-
судом посредством жидкостного вентиля.
Наружный цилиндр сообщается со всасывающей
трубой цилиндра первой ступени
дополнительного компрессора. Внутренняя призма в
нижней части закрывается крышкой.
Порядок пуска в работу ледогенератора:
закрывают нижнюю крышку и открывают
жидкостной вентиль.
Через 2—3 минуты после открытия
жидкостного вентиля открывают диафрагмы—сначала
первую, затем вторую. Открытие диафрагм
производят медленно и постепенно. Через
диафрагмы происходит отсос газообразной
углекислоты.
Интенсификация процессов ледообразования
при производстве сухого льда
Инж. Я. ГРИНБЕРГ
№ 4
Обмен опытом
71
Диафрагмы размещены в нижней части
ледогенератора. До тех пор, пока брусок льда,
образующийся во внутренней полости
ледогенератора, невелик, отсос газообразной
углекислоты идет весьма интенсивно и уже через
одну минуту образуется 5 кг льда, а через
10 минут — 20 кг, то есть 48% веса всего
бруска. В последующие 35 минут образуется
22 кг льда, то есть 52%.
Однако можно вместо одной пары диафрагм
поставить три пары, располагая их по высоте
ледогенератора и образуя таким образом три
зоны: первая на высоте 100 мм, вторая на
высоте 403 мм и третья — 705 мм (см. рисунок).
Порядок закрытия и открытия диафрагм
следующий: вначале открывают диафрагмы
первой зоны, где через 10 минут образуется
20 кг льда. Через 10 минут закрывают диаф-*
рагмы первой зены и открывают вторую зону,
где через 19 минут образуется 35 кг льда.
Через 19 минут закрывают диафрагмы второй
и открывают диафрагмы третьей зоны. Через 5
минут после открытия диафрагм третьей зоны
ледогенератор полностью заполнен сухим
льдом. Это узнается по признаку падения
стрелки на манометре, установленном на
ледогенераторе.
При трех парах диафрагм, установленных
на ледогенераторе, образование полного бруска
льда происходит через 24 минуты по
сравнению с обычным образованием его в течение
45 минут.
^3 Отсос б цилиндр
1 DUступени компрессора
10ткрыть через 19мин
после пуска
2 Закрыть при пабении
стрелки манометра
^¦Мембрана
1 Открыть через 10мин
после писка
2 Закрыть через 19мин
после писка
1. Открыть припуске
2 Закрыть через 10мин
после пуска
1 полость
2 полость
Следовательно, устройством дополнительных
диафрагм к существующему ледогенератору
можно интенсифицировать его работу.
справочный отдел
Промежуточные сосуды
В журнале «Холодильная техника» № 3 за 1956 г.
приведены типы аммиачных компрессоров
двухступенчатого сжатия.
В этих установках между цилиндром низкого
давления (ЦНД) и цилиндром высокого давления (ЦВД)
устанавливается промежуточный сосуд,
предназначенный для охлаждения паров аммиака, нагнетаемых
компрессором (ЦНД).
Промежуточный сосуд (рис. 1) представляет собой
стальной цилиндр с верхним и нижним донышками и
штуцерами для входа и выхода паров аммиака,
подвода и отвода жидкого аммиака и другими
вспомогательными патрубками.
Штуцер для входа паров аммиака, нагнетаемых
из ЦНД, находится внутри сосуда под уровнем
жидкого аммиака- Он снабжен конусными дырчатыми
отбойниками, отражающими капли жидкого аммиака и
масла от паров аммиака на пути их движения к
выходному штуцеру, соединенному трубой со
всасывающей стороной ЦВД.
Жидкий аммиак от вентиля первой регулирующей
станции поступает в верхнюю часть входного
парового штуцера и стекает в нижнюю часть сосуда,
частично испаряясь и производя понижение
температуры перегрева паров.
Уровень жидкого аммиака в промежуточном
сосуде устанавливается поплавковым регулятором и
отмечается дистанционным указателем уровня аммиака.
Из нижней части сосуда жидкий аммиак
отводится к вентилю второй регулирующей станции.
В промежуточном сосуде устанавливается среднее
промежуточное давление между давлением всасывания
ЦНД и нагнетания ЦВД и осуществляется охлажде-
Таблица 1
Марка ../...... 50ПС 60ПС 70ПС
Обичайка, мм;
диаметр, Д 500 600 700
толщина стенки, s 8 10 10
высота, ft . ......... 1970 1970 2300
общая высота Н, мм .... 2590 2650 ЗОЮ
Штуцеры, мм:
вход паров аммиака, d ... 125 150 150
выход паров аммиака dt: 125 150 150
hx . . . 125 125 150
вход жидкого аммиака, d? . . 25 32 50
выход жидкого аммиака, dz . 32 40 50
уравнительные линии, d± . . 50 50 50
h2 .............. 1520 1580 1910
Опора, мм: г
фланец, ?>| . . . 550 700 750
расстояние между
отверстиями, ?J ... v 500- 625 680
число отверстий, л 4 6 8
диаметр отверстий, db .... 27 30 30
ее аппарата, кг 360 488 650
Поступление паров
аммиака из ЦаД
Выход пароб
аммиака в
ЦВД
К дистанцион
ному у к а- -т—
зателю уровня
Указатель
уробня
Рис. 1.
ние жидкого аммиака до температуры,
соответствующей промежуточному давлению.
Размеры промежуточных сосудов данной
конструкции приведены в табл. 1.
В другом типе промежуточного сосуда (рис. 2 и
табл. 2) внутри аппарата дополнительно вмонтирован
змеевик, в котором поступающий из конденсатора
жидкий аммиак охлаждается до промежуточной
температуры и затем уже направляется к регулирующей
станции.
На рис. 3 изображена конструкция промежуточного
сосуда для крупных установок деух- и
многоступенчатого сжатия. • В нем вмонтирован змеевик диаметром
Справочный отдел
№ 4
(ttdgodduldUOOl»
BdHii/dUjnHgodf,
yozs^ Z
(ьоншэохрпж)
dUOOl» tsDHWdUjnHgodfi
д!/001шо I охопыыо
xDnwwo nnxgnyt огомрп#рох/9д
OOLi-
Dh
(uDgodDu)
jl/ » ион91/дшпндодь~
?JU09 n €JU01? (uDHUiooxpnw)
tfl/p ХОЛИМО ППНрПЖ (/[J M VDH9l/9UJnHgDdfi
' H~
?OUOS n BJUO* «fP
ОНППИНй рОХIRQ
№ 4
Справочный отдел ,
77
50 мм. Вес сосуда 2035 кг. *
Промежуточные сосуды относятся к V категории.
После изготовления их испытывают водой на 24 атм
и воздухом на 16 атм.
По правилам техники безооасности в
промежуточных сосудах необходимо установить
предохранительные клапаны.
Таблица 2
Марка 40ПС<3;5ЭПС560ПС370ПС3
Обичайка, мм;
диаметр Д 426 500 600 700
толщина стенки, 5 . . . 8 8 10 10
высота, h 1 760 2 000 1 970 2 300
общая высота Я, мм . . 2 460 2 820 2 880 3 250
Штуцеры, мм:
вход паров аммиака, dx 70 100 150 150
Выход паров аммиака:
d2 70 70 125 153
hx 470 500 555 600
/ 200 200 200 250
Вход жидкого аммиака:
ds — — 32 50
йА *20 20 — —
Выход жидкого аммиака:
d5 — — 40 50
d6 10 10 — —
h3 300 370 970 650
Уравнительные линии:
d7 32 32 50 50
/i4 1 430 1 670 1 595 1 910
Уровень жидкого аммиака,
Кь 1 000 1 000 1 450 1 700
Змеевик, мм:
диаметр, d 20 25 32 32
поверхность, м2 1,4 1,78 3,4 5,6
Опора, мм:
Dt 700 770 870 1 120
D2 . . 600 670 770 1 020
диаметр отверстия d8 . . 23 23 23 28
число опорных лап, п . . 3 3 3 3
вес аппарата, кг ... . 374 403 540 883
Оребренные приборы охлаждения холодильных камер
Для изготовления пристенных и потолочных
батарей, а также воздухоохладителей могут применяться
бесшовные трубы следующих размеров (гОСТ 301 —
50): горячекатаные трубы диаметром 57X3,5 мм,
цельнотянутые диаметром 38X2,25 мм и 32X2,25 мм-
Для оребрения труб применяется лента стальная
низкоуглеродистая холодной прокатки (ГОСТ 503—41),
по качеству поверхности — II класса, по отделке
поверхности— неполированная (НП), по твердости —
мягкая (М), по точности изготовления — нормальной
точности (Н), по характеру кромок — обрезная (О).
Рекомендуется навивать ребра из ленты толщиной
1 мм, так как по данным ВНИХИ более толстая
лента не приводит к соответствующему увеличению
эффективности охлаждающих батарей.
Характеристика сребренных труб при наиболее
часто применяющейся ленте шириной 40—50 мм
приведена в таблице.
При составлении таблицы принималось во
внимание растяжение ленты при ее навивке, которое
определялось ВНИХИ путем специальных опытов. Поэтому
приведенные в таблице данные являются более
точными по сравнению с помещенными в приложении 16
«Инструкции по проектированию холодильных
установок» (Госторгиздат, 1956 г.).
В порядке уточнения инструкции следует также
указать, что оребренные трубы размером 57X3,5 мм
имеют при круглых ребрах с шагом 35,6 мм расчетную
поверхность- 1,03 м2 (пог. ж), а при квадратных
ребрах размером 150X150 мм с шагом 35, 6 мм — 1,30 м2
(пог. м)
Таблица
Размер
трубы, мм
57X3,5
57X3,5
38X2,25
32X2,25
Размер
.ленты,
мм
46X1
50X1
46X1
40X1
Число ребер
на 1 пог. м
трубы
28
28
28
28
Длина ленты
на 1 пог. м
трубы, м
, Ю,9
11,5
9,5
8,2
Расчетная
поверхность
1 поз. м ореб-
ренной трубы
м*
1,02
1,13
0,81
0,62
Вес на 1 пог.м оребренной трубы
ленты,
кг
3,94
4,51
3,43
2,58
трубы,
кг
4,62
4,62
1,98
1,65
оребренной трубы,
кг
8,6
9,1
5,4
4,2
Вес 1 м2
расчетной
поверхности,
кг
8,4
8,0
6,7
6,9
Емкость
трубы на
1 пог. м, кг
1,96
1,96
0,88
0,59
ПОПРАВКА
В научном сообщении ВНИХИ «Исследование
тепловых свойств пищевых продуктов» (издано Госторг-
издатом в 1956 г.) на стр- 3 в фразе «Коэффициент
теплопроводности, например, 'охлажденного мяса, по
данным Р. Планка, равен 1,25, по данным В. Там-
ма — 0,43, по данным Н. Головкина — 0,39» вкрались
досадные опечатки.
Следует читать: «Коэффициент теплопроводности
замороженного мяса по данным Р. Планка равен 1,25,
а коэффициент теплопроводности охлажденного мяса
по данным В. Тамма— 0,43, по данным Н.
Головкина — 0,39»-
Перечень материалов, опубликованных в журнале
„Холодильная техника" в 1956 году
Больше внимания холодильному хозяйству . IV — 1
За новый подъем социалистической
промышленности . . I — 1
Модернизация оборудования предприятий —
важнейшая задача II — 1
Шире внедрять автоматизацию холодильных
установок 1 — 1
Иоффе А., Стильбанс Л., Иорданишвили Е.,
Федорович А. Термоэлектрическое
охлаждение в холодильной технике . . III — 5
ПРОМЫШЛЕННОЕ И ТОРГОВОЕ
ХОЛОДИЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
Бадылькес И. К проблеме применения
пароструйных приборов в качестве
поджимающих холодильных компрессоров . .1 —3
Бадылькес И. О выборе холодильного агента
для холодильников IV—
Вихорев Г. Номограмма для теплового
расчета вертикальных кожухотрубных
конденсаторов .III — 25
Гимпелевич С. Уточнение методов определения
коэффициента теплопередачи ограждений
изотермических объектов II—18
Иоффе Д. Испытания охлаждающей батареи
с внутренней циркуляцией аммиака . . IV—18
Карпис Е., Зусманович Л. Индивидуальные
кондиционеры новой конструкции . .III—17
Кудачков И. Серийный выпуск
газоаналитических приборов . . . . . . .II — 23
Кан К. Тепло- и массообмен в
воздухоохладителе со спиральными ребрами . . . IV—34
Лаврова В., Лифшиц Г. Результаты испытания
насосной схемы питания фризеров . . IV—23
Лихарева Н. Определение теплопроходимости
изотермических устройств малых объемов IV —29
Розенфельд Л., Оносовский В., Сердаков Г.
Опытная установка для теплофикации
гидростанций с помощью холодильной
машины II — 5
Цирлин Б., Сенягин Ю:, Вольская Л.
Испытание терморегулирующего вентиля . . I — 16
Шереметьев М., Давыдов Ю. Новый образец
электрического термометра сопротивления IV—26
Шумелишский М., Бежанишвили Э., Смойлов-
ская И. Аммиачная двухступенчатая
холодильная машина для рефрижераторных
судов IV—11
Щербаков В. Электропривод холодильного
компрессора I— Ю
Якобсон В., Шавра В. Автоматизация
аммиачных холодильных установок торгового
типа П— И
Яковлев Н. О схеме питания циркуляционной
системы жидким аммиаком .... IV—27
ЭКСПЛУАТАЦИЯ ХОЛОДИЛЬНЫХ
ПРЕДПРИЯТИЙ
Демьянков Н., Некрутман С. Опыт
эксплуатации поездов с машинным охлаждением . I — 29
Ткачев Н. Новые холодильники вступили
в эксплуатацию I — 22
Юров А Ревизия двухступенчатого
четырехцилиндрового компрессора . . . .1 — 2
Проф. Р. Планк. Магнитная холодильная
машина для достижения температур
ниже 1° К II —35
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И СТРОИТЕЛЬСТВО
холодильников
Максимов П. Типовые проекты холодильников
малой емкости IV—41
Сафонов В. Сборные перекрытия с' монолитной
конструкцией стыков III — 29
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
[Барсов И.| Усушка фасованного мороженого
при длительном хранении I — 40
Гисин И. Тепловая обработка смесей
мороженого в закрытом тонкослойном потоке . III — 33
Головкин Н., Чижов Г., Арефьева М., Алямов-
ский И., Шаган О. Естественные потери
мороженой баранины при долгосрочном
хранении II — 25
Кудряшов Н., Моисеева Н.
Холодоустойчивость вин и их транспортировка зимой . IV—47
Пискарев А., Лукьяница Л. Качественные
изменения рыбы при замораживании . . IV—45
Саатчан А. Новые сорта ягод для
замораживания 1 — 33
Саатчан, А. Применение антиокислителя при
замораживании косточковых плодов . IV—51
Савиновский Н. Определение жира в смесях
мороженого I — 36
Савиновский Н. Технология производства
мягкого мороженого II — 30
Сунцева Т. Переработать инструкции по
технологии хранения продуктов . . . .II—32
ИЗ МАТЕРИАЛОВ IX МЕЖДУНАРОДНОГО
КОНГРЕССА ХОЛОДА
Горбунов М., Кобулашвили Ш., Ткачев Н. Хо
лодильная промышленность Франции
Максимов П. О некоторых технических
решениях на холодильниках Франции . II
1 — 42
39
№ 4 Перечень материалов, опубликованных в журнале «Холодильная техника» в 1956 году 79
Мартыновский В., Алексеев В. Новые
конструкции холодильных машин . . .III — 39
Мартыновский В. Применение тепловых
насосов — 53
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ
ХОЛОДА
Рютов Д. Научная сессия в Кембридже . . IV—54
ЭКОНОМИКА И ПЛАНИРОВАНИЕ
Геллер И. О мощности морозилок в мясной
промышленности II — 45
Позин М. Резервы повышения
производительности труда в производстве мороженого I — 57
Позин М. Резервы снижения себестоимости
хранения продуктов на холодильниках . III — 44
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЕ
РАБОТЫ
Вейнберг Б. К выбору холодильного агента I — 63
Вейнберг Б. Термодинамические свойства фре-
она-142 . Ш —55
Иоффе А., Стильбанс Л., Иорданишвили Е.,
Федорович Н. Термоэлектрический
холодильник . .... . . . . [1—62
Китаев Б. Теплотехнический расчет
железнодорожных изотермических цистерн . . II — 55
Мельцер Л. О расчете фреоновой поршневой
машины III—50
Попова К* Исследование процесса окисления
растворов моноэтаноламина .... IV—61
Ткачев А. Приближенное теоретическое
решение аадачи конвективного теплообмена при
плавлении и затвердевании . . . .11 — 50
Тезиков А. Очистка дымовых газов от
механических примесей II — 57
ОБМЕН ОПЫТОМ
Бубенцов Ф. Улучшение конструкции насосов
для выпечки вафельных стаканчиков . II — 65
Галкин Т. Бак для слива масла из маслособи-
рателя .'\ ,11 — 64
Гринберг П. Интенсификация процессов
ледообразования при производстве сухого льда IV—70
Дик М. Воздухоотделитель для крупных
холодильных установок IV—67
Дик М. Резервуары для хранения аммиака . III — 62
Заварин М. Усиление крепления
ограничителей в-'аятначвых обратных клапанах . 1 — 69
Карпуля А. Жалюзи для осевых вентиляторов II — 63
I Кашкин Г.I Масляная система аммиачных
вертикальных компрессоров : IV—68
Коган Ф. Определение концентрации
моноэтаноламина рефрактометром .1 — 68
Муравлянский В. Кассета для изготовления
брикетов сухого льда II —64
Огурцов В. Съемное приспособление к элек-
. трокару . ч III — 65
Огурцов В. Экранирование охлаждающих
батарей в камерах холодильника . . . IV—66
^ Симонов Н. Схема управления соленоидным
вентилем II — 61
Тезиков А. I. Взаимодействие сернистого ан- «
гидрида с моноэтаноламином. II. Фасовка
сухого льда в процессе его производства I — 67
Шапиро Б. Термическая обработка клапанных
пластин компрессоров II — 62
КОНСУЛЬТАЦИЯ
Бежанишвили Э. Непосредственный привод
холодильных компрессоров . . . .III — 66
Канторович В., Явнель Б. Ремонт терморегу-
лирующего вентиля ТРВ-2 . . . .III — 67
Кругляк И. Определение неисправностей
электрооборудования в холодильнике «Зис-
Москва» I — 70
Сенягин Ю. Монтаж терморегулирующего
вентиля II —67
Чупахин Н. Проверка качества металлов при
ремонте оборудования II — 66
ЗА РУБЕЖОМ
Зайцев В., Павлов Е. Интенсифицированные
ледогенераторы, выпускаемые
итальянскими фирмами I — 73
Лобзин А. Быстрое изготовление ледяных
блоков I — 75
ХРОНИКА
Всесоюзная научно-производственная
конференция IV—72
В Международном институте холода . .11—69
Научно-техническая конференция ВНИХИ . III — 71
Совещание работников холодильного
транспорта железных дорог 1 — 70
К 70-летию профессора Н. С. Комарова . . IV—74
К 70-летию профессора В. Е. Цыдзика . .II — 71
ПО СТРАНИЦАМ ИНОСТРАННЫХ
ЖУРНАЛОВ
Гиндлин И. Осушка изоляции в
ограждающих конструкциях холодильников . . II — 72
Расстановка дверей на крупном холодильнике II — 73
Строительство двухэтажного холодильника
в США III-72
Дезент Г. Применение теплового насоса . . III—73
Технолюлические условия, обеспечивающие
высокое качество мороженого . . . .1 — 79
Душин И. Искусственные изоляционные
материалы из пластмассы и каучука . . 1 — 77
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Аммиачные компрессоры двухступенчатого
сжатия . . . .Ш — 74
Оребренные приборы охлаждения
холодильных камер IV—77
Промежуточные сосуды IV—75
Термодинамические свойства льда и водяного
пара при низких температурах . . . II—79
Холодильные компрессоры II—74
СОДЕРЖАНИЕ
Больше внимания холодильному хозяйству 1
ПРОМЫШЛЕННОЕ И ТОРГОВОЕ ХОЛОДИЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
И. Бадылькес. О выборе холодильного агента для холодильников ... 4
М. Шумелишский, Э. Бежанишвили, И. Смойловская. Аммиачная
двухступенчатая холодильная машина для рефрижераторных судов .... 11
^ Д- Mgjfejfee* Испытание охлаждающей батареи с внутренней циркуляцией
"~~ аммиака • 18
В. Лаврова, Г. Лифшиц. Результаты испытания насосной схемы питания
фризеров 23
М. Шереметьев, Ю, Давыдов. Новый образец электрического
термометра сопротивления 26
^ Н. ЯковлеВд.О схеме питания циркуляционной системы жидким аммиаком 27
Н. ТГихарева. Определение теплопроходимости изотермических устройств
малых объемов . 29
К. Кан. Тепло- и массообмен в воздухоохладителе со спиральными
ребрами 34
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И СТРОИТЕЛЬСТВО ХОЛОДИЛЬНИКОВ
П. Максимов. Типовые проекты холодильников малой емкости 41
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
А. Пискарев, Л. Лукьяница. Качественные изменения рызы при
замораживании 45
Н. Кудряшов, Н. Моисеева, Холодоустойчивость вин и их
транспортировка зимой . . 47
А. Саатчан. Применение антиокислителя при замораживании
косточковых плодов , 51
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Д. Рютов. Научная сессия в Кембридже 54
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЕ РАБОТЫ
К. Попова. Исследование процесса окисления растворов моноэтанол-
амина ! 61
ОБМЕН ОПЫТОМ
В. Огурцов. Экранирование охлаждающих батарей в камерах
холодильника . . . 66
М. Дик. Воздухоохладитель для крупных холодильных установок ... 67
Т. Кашкин, Масляная система аммиачных вертикальных компрессоров . 68
П. Гринберг Интенсификация процессов ледообразования при
производстве сухого льда 70
Хроника 72
Справочный отдел 75
Перечень материалов, опубликованных в журнале „Холодильная
техника" в 1956 г 78
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. Л. Горбунов (редактор), Ш. Я. Кобулашвили
(заместитель редактора), проф. И. С Бадылькес, В. И. Блинов, М. Г. Дик,
Д. И. Кобзев, Д. Г. Рютов, Н. Ф. Ткачев, проф. В. Е. Цыдзик.
Адрес редакции: Москва, ул. Кирова, № 47. Министерство торговли СССР
Телефон К 2-78-19
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО ТОРГОВОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Техн. редактор Г. И. Рослое
Т 11687 Подписано к печати 29/ХН 1956 г. Формат 82Xl08!/ie Печ. л. 5 (приведен. 3,2). Бум. л. 2,5. Уч.-изд. л. 8,21.
Тираж 5 650 экз. Заказ № 1581
Типография Госэнергоиздата, Москва, Шлюзовая наб., 10.