оподильная
ехника
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
ИЗДАЕТСЯ
С 1923 ГОДА
658.6
РАЗВИТИЕ МАТЕРИАЛЬНО-ТЕХНИЧЕСКОЙ БАЗЫ
ХОЛОДИЛЬНОГО ХОЗЯЙСТВА ТОРГОВЛИ
В ТЕКУЩЕЙ ПЯТИЛЕТКЕ
А. Н. БЫКОВ,
член коллегии Министерства торговли СССР
В постановлении декабрьского A972 г.)
Пленума ЦК КПСС и в докладе товарища
Л. И. Брежнева «О пятидесятилетии Союза
Советских Социалистических Республик»
подчеркивалось, что дальнейший экономический рост
пзсе в большей степени должен обеспечиваться
путем повышения производительности труда и
ускорения научно-технического прогресса,
более полного использования действующих
производственных мощностей и повышения
эффективности общественного производства в целом.
Только при этом условии можно успешно
выполнить плановые задания пятилетки, обширную
программу улучшения благосостояния
советских людей.
На всех этапах развития Советского
государства партия исходила и исходит из того, что
высшая цель социалистического общества —
наиболее полное удовлетворение материальных и
духовных потребностей людей. На это прямо
указано в решениях XXIV съезда КПСС.
Повышение благосостояния советских людей
тесно связано с развитием и улучшением
советской торговли. Торговлю, систему
общественного питания, сферу обслуживания можно в
полной мере назвать зеркалом девятой
пятилетки.
В постановлении ЦК КПСС и Совета
Министров СССР «О некоторых мерах по улучшению
торговли и ее технической оснащенности»
определены конкретные пути ускорения
технического прогресса в торговой отрасли, где
развитие материально-технической базы играет
первостепенную роль.
В свете поставленных задач Министерством
торговли СССР утверждены основные
направления технического развития торговли на 1971 —
1975 гг.
В оптовой торговле предусматривается
строительство главным образом крупных
механизированных прирельсовых общетоварных
объединенных баз и складов, для хранения овощей и
фруктов — строительство плодоовощных баз в
крупных городах и промышленных центрах,

преимущественно на одной площадке, с
максимальной блокировкой производственных
зданий и цехов по переработке и фасовке
продукции, для холодильной обработки и хранения
скоропортящихся продуктов — строительство
распределительных холодильников с учетом
расширения ассортимента хранящихся грузов и
увеличения емкости камер хранения
охлажденного мяса.
Основные направления определены с учетом
достижений отечественной и зарубежной науки
и техники и должны обеспечить дальнейшее
повышение степени индустриализации
строительства, улучшение объемно-планировочных и
конструктивных решений зданий и сооружений,
оснащение предприятий современным
высокопроизводительным оборудованием и приборами,
совершенствование технологических процессов,
систем автоматизации управления
оборудованием, внедрение комплексной механизации
трудоемких операций и погрузочно-разгрузочных
работ.
Управление проектирования и капитального
строительства Министерства торговли СССР в
свете этих направлений перспективного
технического развития торговой отрасли планирует
работу проектных организаций. Итоги двух лет
девятой пятилетки показывают, что намеченные
мероприятия как в области проектирования,
так и строительства осуществляются
удовлетворительно.
Исходя из поставленных в девятом
пятилетнем плане развития народного хозяйства задач
по дальнейшему росту сельского хозяйства,
пищевой, мясной, молочной и рыбной
промышленности и товарооборота в 1971—1975 гг.
намечается значительное увеличение холодильных
емкостей, обеспечивающих повышение объема
производства пищевых продуктов, улучшение
их качества и снижение потерь на всех стадиях
производства, транспортировки, хранения и
реализации.
В девятом пятилетнем плане намечено
значительное увеличение емкости холодильников для
хранения фруктов и овощей, что вытекает из
поставленной XXIV съездом КПСС задачи —
обеспечить в стране значительный рост
потребления свежих фруктов и овощей.
Планируемый на 1971—1975 гг. рост
холодильных емкостей улучшит географическое
размещение холодильников в целом по стране и
союзным республикам.
Вместе с тем имеющиеся мощности торговых
предприятий, включая распределительные
холодильники, пока еще не удовлетворяют
потребностей в них. Поэтому, учитывая, что
капитальные сложения в развитие торговли из года
в год увеличиваются, важнейшей задачей
является эффективное их использование.
План капиталовложений на 1971—1975 гг. по
всем источникам финансирования по
государственной торговле составляет более 5 млрд. руб.,
или 131 % к фактическому выполнению плана
1966—1970 гг.
В девятой пятилетке будут построены и
введены в эксплуатацию склады площадью 3,5 млн.м2,
холодильники емкостью около 388 тыс. т
и хранилища для картофеля, овощей и фруктов
емкостью 3,4 млн. т. Прирост предприятий
розничной торговли составит более 4 млн. м2,
предприятий общественного питания — около
3,7 млн. посадочных мест.
За два года девятой пятилетки план
капитальных вложений по основным источникам
финансирования торговой отрасли суммарно
выполнен благодаря перевыполнению плана по
нецентрализованным источникам финансирования.
За это время за счет всех источников
финансирования на развитие материально-техниче- '
ской базы государственной торговли вложено
более 2 млрд. руб. За два года пятилетки
построены и введены в эксплуатацию хранилища для
картофеля, плодов и овощей в количестве,
составляющем почти 40% планового, из них две
трети с прогрессивными формами хранения и
применением искусственного холода.
За последнее время в системе государственной
торговли введены в действие крупные
плодоовощные базы в Москве (в Ховрино на 34 тыс.
т, в Хлебниково на 22,5 тыс. т) и других городах.
Вместе с тем на декабрьском A972 г.)
Пленуме ЦК КПСС были отмечены серьезные
недостатки в строительстве объектов торговли.
План централизованных капиталовложений
отрасли торговли за 1972 г. в целом по Союзу
выполнен на 93%, в Казахской ССР на 77%,
в Белорусской, Грузинской, Киргизской на
78%, в Азербайджанской на 86%, Узбекской нЛ
87%. Не устранено распыление средств по
многим объектам: в 1972 г. не выполнены планы
ввода общетоварных складов и холодильников
и прироста сети предприятий общественного
питания, нарушаются нормативные сроки
строительства ряда объектов, недостаточно
сокращаются объемы незавершенного строительства.
Одна из причин этого —
неудовлетворительное руководство строительством со стороны
отдельных министерств торговли союзных
республик, включающих в план строительства новые
объекты, не завершив ранее начатого
строительства.
Не случайно поэтому в последние годы
восьмой пятилетки и в течение первых двух лет
девятой пятилетки при перевыполнении плана
нецентрализованных капитальных вложений цент-
2

рализованные источники используются
неполностью (93%). Иначе говоря, средства из
централизованных источников финансирования,
направляемые на строительство важнейших
объектов — холодильников, объединенных складов
и баз, — не осваиваются.
В 1973 г. на строительство предприятий
государственной торговли выделено 1051 млн. руб.:
будут введены в действие холодильники общей
емкостью 52 тыс. т, хранилища для картофеля,
овощей и фруктов емкостью 560 тыс. т.
Учитывая, что главная задача состоит не
только в освоении средств, но и в ускорении
ввода в действие начатых или
реконструируемых объектов, министерства торговли союзных
республик заканчивают составление перечня
пусковых комплексов. Все переходящие объекты,
не введенные в прошлом году, включаются в
план текущего года.
Совместно с министерствами торговли
союзных республик Управление проектирования и
| капитального строительства Минторга СССР еще
раз проверило правильность распределения
средств во избежание их распыления. Можно
считать, что многие объекты, строительство
которых затянулось, будут введены в 1973 г.
Для повышения экономической эффективности
строительства торговых объектов необходимо
проектирование их вести на научной основе.
В этом отношении большое значение имеет
разработка нормативных документов и
методических материалов.
В 1971—1972 гг. разработаны нормы
удельных капиталовложений, технологического
проектирования торговых складов, холодильников
и овощехранилищ, продолжительности
строительства, нормативы задела строительства,
основные технические направления в
проектировании складов, овощехранилищ и
холодильников, а также методические указания по
составлению схем развития и размещения
общественных складов, холодильников, овощехранилищ.
Эти нормативы предусматривают научно
обоснованное размещение объектов торговли и
разработку их проектов с учетом последних
достижений в области строительства.
Важнейшим вопросом научно-технического
прогресса в развитии и совершенствовании
материально-технической базы торговли является
оснащение предприятий отрасли
высокоэффективным технологическим оборудованием.
Постановлением ЦК КПСС и Совета
Министров СССР предусмотрено увеличить в 1975 г. по
сравнению с 1970 г. производство торгового
холодильного оборудования в 2 раза, в том числе
холодильных прилавков открытого типа для
магазинов самообслуживания в 7 раз, линий
самообслуживания в 1,7 раза.
Уже сейчас в предприятиях государственных
торгующих организаций установлено более
90 тыс. холодильных машин, из них свыше 50%
холодопроизводительностью до 4000 ккал/ч, а
также около 800 тыс. единиц холодильного
оборудования (холодильные прилавки, витрины,
сборно-разборные шкафы).
В 1973 г. в торговлю будет поставлено
оборудования на сумму более 341 млн. руб., что
в 1,36 раза больше уровня 1970 г.
Однако есть еще претензии к промышленности
по объемам поставки, качеству и техническому
уровню выпускаемого оборудования, машин и
линий.
Построенные по современным проектам
склады, хранилища и холодильники не оснащаются
необходимым электрифицированным подъзм-
но-транспортным оборудованием и в первую
очередь электроштабелерами и
электропогрузчиками.
Это снижает эффективность использования
капитальных вложений в развитие материально-
технической базы торговли, приводит к затратам
ручного труда.
Большое значение для развития материально-
технической базы торговли имеет
проектирование и строительство распределительных
холодильников, фабрик мороженого, заводов сухого
льда, охлаждаемых складов и хранилищ для
картофеля, овощей и фруктов на основе
последних достижений науки и техники.
В соответствии с постановлением ЦК КПСС
и Совета Министров СССР Советам Министров
союзных республик, Министерству торговли
СССР и Госстрою СССР необходимо разработать
к 1974 г. перспективные планы развития и
размещения общетоварных складов,
распределительных холодильников и хранилищ для
картофеля, овощей и фруктов по краям, областям и
республикам, не имеющим областного деления.
В 1973 г. институт «Гипрохолод» закончит
разработку перспективных схем развития и
размещения распределительных холодильников до
1990 г.
При размещении распределительных
холодильников, фабрик мороженого, заводов сухого
льда следует руководствоваться экономическим
обоснованием строительства.
В структуре холодильной емкости следует
учитывать тенденцию к расширению
ассортимента хранящихся грузов и увеличению удельного
веса охлажденных продуктов.
При проектировании фруктовых
холодильников необходимо предусматривать камеры для
хранения яблок и груш в регулируемой газовой
среде.
Основным направлением в строительстве
распределительных холодильников в государствен-
i*
з

ной торговле в текущей пятилетке остается
строительство крупных холодильников.
Холодильники емкостью 10 тыс. т и выше
предпочтительно проектировать в виде
многоэтажных зданий.
Проекты холодильных предприятии должны
обеспечивать: возможность поддержания
оптимальных санитарно-гигиенических условий
труда улучшение санитарно-бытового,
медицинского и культурного обслуживания
работающих, совершенствование техники безопасности,
дальнейшую индустриализацию и повышение
уровня механизации строительно-монтажных
работ (увеличение сборности конструкций,
внедрение крупноблочного монтажа оборудования,
трубопроводов, санитарно-технических,
электротехнических и других устройств),
комплексную механизацию погрузочно-разгрузочных
работ, внедрение стоечных поддонов, позволяющих
использовать высокие складские помещения,
напольных аккумуляторных механизмов, в том
числе поднимающих грузы на большую высоту.
Кроме того, необходимо предусматривать
системы охлаждения, обеспечивающие оптимальные
температурно-влажностные условия хранения
скоропортящихся продуктов, минимальные
потери их от [усушки, и стремиться к снижению
трудоемкости и стоимости эксплуатации этих
систем На холодильниках должны применяться
эффективные унифицированные воздухоохладители,
насосно-циркуляционные системы охлаждения
Следует отдавать предпочтение винтовым
компрессорам производительностью 250 тыс. ккал/ч
и выше и компрессорам с регулируемой
производительностью, воздушным и испарительным
конденсаторам. _лл
Для ускорения ввода холодильных емкостей
и повышения эффективности капитальных^
вложений необходимо увеличивать удельный вес
затрат, направляемых на расширение и
реконструкцию холодильников.
Выполнение намеченных планов нового
строительства, расширения и реконструкции
распределительных холодильников внесет крупный
вклад в дальнейшее развитие материально-тех-|
нической базы торговли.
Аммиачный двухступенчатый автоматизированный агрегат АДС-РАБ200А.
Применяется на распределительных
и производственных холодильниках,
а также в других отраслях
промышленности в диапазоне температур
кипения от —25 до г45° С и
конденсации не более +35 С.
Состоит из двух
мотор-компрессорных агрегатов, маслоотделителя
низкой ступени, промежуточного сосуда
и системы автоматизации. В качестве
низкой ступени используется ^
ротационный компрессор высокой
ступени _ поршневой бескрейцкопфный
компрессор.
Холодопроизводительность при
температуре кипения —30° С и
температуре конденсации +35 С —
186000 ккал/ч.
Серийное производство освоено
московским заводом «Компрессор».
4

536.24.001:681.142
Об оптимизации ребристых поверхностей воздухоохладителей"
В. С. КАНЕВЕЦ, Д. Н. ИЛЬИНСКИЙ
Украинский научно-исследовательский институт мясной и молочной промышленности
Канд. техн. наук Г. Е. КАНЕВЕЦ
Институт газа АН УССР
По алгоритму и программе расчета
оптимального ребристого элемента (РОРЭ) на ЭЦВМ
«Минск-22» проведена технико-экономическая
оптимизация спирально-ребристых
поверхностей аммиачных воздухоохладителей при
условиях работы их в морозильных камерах
мясокомбинатов. Показателем оптимальности (ПО)
являются удельные приведенные затраты,
приходящиеся на 1000 ккал переданного тепла. В
результате расчетов оптимальным оказался тип
) оребрения 212с (стальные спиральные ребра на
стальных круглых трубах в шахматном пучке)
и близкий к нему 211с (стальные спиральные
ребра на стальных круглых трубах в коридорном
пучке), ПО которого на 7% хуже, чем у типа
212с. Конструктивные размеры этих ребристых
поверхностей и основные результаты
оптимизирующих расчетов по алгоритму РОРЭ приведены
в табл. 1.
Для практики проектирования большое
значение имеет компактное представление
результатов машинных оптимизирующих расчетов в
проектном пособии, с помощью которого легко
и быстро можно определить тепловые,
гидравлические, конструктивные и экономические
величины.
При анализе результатов оптимизирующих
расчетов представляет интерес исследование
влияния независимых переменных на показатель
^оптимальности, направление и степень изменения
основных тепловых (ак, &н, Qp.8)> гидравлических
(ДРр.э, NBn), КОНСТРУКТИВНЫХ (Gn.p.e, Vn.p.8)
и экономических (/С, Э) величин. Независимые
переменные и указанные величины представлены
в виде безразмерных симплексов:
SP .
nS — с )
^р.опт
nw =
пн =
"d = -
__Шв_.
ftp .
^р.опт'
^т.опт f
A)
B)
C)
D)
Характеристики
Показатель оптимальности ПО
(удельные приведенные затраты),
руб/1000 ккал
Шаг между ребрами 5р, мм . . .
Толщина ребра 6р, мм
Наружный диаметр и толщина
стенки трубы с?тХбт, мм . . . .
Скорость воздуха в узком сечении
Коэффициент теплоотдачи со
стороны воздуха ак, ккал/(ч-м2- °С)
Коэффициент теплопередачи,
отнесенный к наружной поверхности
Поток тепла через ребристый эле-
Полное падение давления в
ребристом элементе АРр. э, кгс/м2
Приведенная мощность для
перемещения воздуха в ребристом эле-
Приведенная масса ребристого
элемента Gu. p. э» кг-ч/ккал ....
Приведенный объем, занимаемый
ребристым элементом, Vu. p. э>
Капитальные вложения в ребри-
Годовые эксплуатационные расхо-
Та
блица 1
Типы оребрения
212с
0,000794
12
40
0,8
38x2
2,0
33,97
10,89
2,293
0,2540
0,003106
0,04991
0,000076
0,03855
: 0,00756
211с
0,000854
12
40
0,8
38X2
2,25
29,6
10,34
2,18
0,2937
0,004169
0,052530
0,000080
0,03866
0,00782
* Окончание. Начало см. «Холодильная техника»,
1973, № 4, с. 36—41.
ппо
пк -
*э-
Па-
nh =
nQ~
ПО
~ЯОоПт'
К
Копт
э
J7q|IT
«К .
о^к-опт'
^н.опт
Qp-э .
Ц?р.э.опт
Д^Р.э .
'АР - ДРр.э.опт'
E)
F)
G)
(8)
(9)
A0)
(П)
5

nN =
nG —
NB.U .
А'в.п.опт
бп.р.э
^п.р.э.опт
Уп.р.е
Пу
Сп.
р.э.опт
A2)
A3)
A4)
в^которых^ индекс «опт» относится к
оптимальному варианту.
рНа^рис. 1, а— г графически показана связь
исследуемых безразмерных величин с каждой из
безразмерных независимых переменных при
остальных независимых переменных,
фиксированных в оптимальной точке (т. е. равных 1). Для
большинства величин эти зависимости
одинаковы для обеих рассмотренных ребристых
поверхностей B12с, 211с). Имеющиеся отличия для
поверхности 211с выделены штриховыми
линиями.
Рассмотрены возможности распространения
безразмерных связей, полученных для
ограниченной оптимальной области, на всю широкую
область поиска оптимума. Такой анализ привел
к очень интересным выводам:
0,375 0,50 0,625 0J50 0,875 7,0 1,125 1J5 щ
а
'0,50 0,7$ 1,00 1,25 1,50 1,7$ 2,00 ns
в
1,25
0,5 0,75 1,0 1,25 1,5 1,75 2,0 2,25 л^
б
Ц6 47
0,9 1,0 р 1,2 1,3 vd
Рис. 1. Зависимость исследуемых величин:
а — от пъ\ б — от awl в — от ng; г — от п^
в

— если во всей области изменения
переменных имеется только один оптимум, то полученная
зависимость исследуемых безразмерных
величин E) — A4) от безразмерных независимых
переменных A) — D) с достаточной точностью
распространяется на всю область;
— графики, построенные в безразмерных
координатах на основе машинных расчетов, содержат
всю необходимую информацию для достаточно
точного определения показателя оптимальности и
тепловых, гидравлических, конструктивных и
экономических величин при любых (в том числе и не
оптимальных) наборах независимых переменных.
Последний вывод имеет важное практическое
значение, так как открывает возможность
создания компактных и достаточно надежных
проектных пособий, с помощью которых можно
быстро и полно проводить проектный расчет и
оптимизацию теплообменных поверхностей без
применения ЭЦВМ.
| При проектировании предлагается
следующая схема определения тепловых,
гидравлических, конструктивных и экономических величин
с помощью графиков при любом наборе (ftp,
wB, Sp, dT) независимых переменных:
— по формулам A) — D) рассчитываются
безразмерные независимые переменные;
— по графику (рис. 1, а) для искомой
величины z устанавливается nz при заданном nh.
Вместо nz введем обозначение (п2)А;
— по графику (рис. 1, б) аналогично
определяется (nz)wi т. е. nz при заданном nw\
— по графику (рис. 1, в) — (nz)S9 т. е. пг
при заданном ns\
— по графику (рис. 1, г) — (nz)d, т. е. nz при
заданном nd,
— рассчитывается комплексный
корректирующий коэффициент
nz = (nz)h-(nz)w-(nz)s-(nz)d\
— рассчитывается искомая величина
2 = 2
опт
•П,
где гоПт — значение этой же величины при оптимальном
наборе независимых переменных.
В табл. 2 приведены основные тепловые,
гидравлические, конструктивные и экономические
величины, найденные с помощью графиков, при
наборе независимых переменных (ftp -- 35 мм,
wB = 3,00 м/с, Sp = 15 мм, dT = 42 мм),
выбранном произвольно для поверхности 212с.
Этому набору соответствуют п^ = 0,875; nw =
= 1,5, ns = 1,25; nd = 1,105.
Как видно из табл. 2, погрешности
определения с помощью графиков по сравнению с
результатами машинного расчета незначительны.
При оптимизации поверхности типа 212с число
наборов независимых переменных (или вариантов
машинного расчета) составляет 5832. Это
множество машинных вариантов достаточно точно может
быть заменено 32 вариантами, используемыми
при построении графиков. Таким образом, объем
информации становится компактнее в 182 раза.
Направление и степень изменения тепловых,
гидравлических, конструктивных и
экономических величин при увеличении независимых
переменных показана в табл. 3. Стрелка,
направленная острием вверх, означает увеличение, на
правленная вниз — уменьшение, цифра справа
от стрелки показывает, во сколько раз изменилась
(увеличилась либо уменьшилась) величина.
Данные приведены для оптимальной поверхности
212с.
Из табл. 3 следует, что на изменении
указанных величин наиболее сильно сказывается рост
wB, а затем соответственно рост ftp, dT, Sp. При
этом все независимые переменные довольно
ощутимо влияют на них, поэтому при расчетах и
анализе ни одну из независимых переменных,
к сожалению, исключить не удается.
Зависимость показателя оптимальности ПО от
конструктивных размеров оребренной поверх-
Таблица 2
Величины
ак
kn
Qp. э
АРр.э
Л^в.п
^п. Р. э
Vn. р. э
э
к
по
(nzh
при
П/гп=0,875
1,02
1,115
0,935
1,065
0,965
0,89
0,91
0,937
0,935
1,006
(nz)w
при
^=1'5
1,28
1,1
1,09
2,18
3,00
0,91
0,91
1,29
1,025
1,071
(«г)8
при
rtg=l,25
1,07
1,095
1,11
0,92
1,065
0,94
1,12
1,12
1,12
1,004
(nz)d
при
nd*= 1,105
0,95
0,98
1,04
1,035
0,98
1,035
1,025
1,05
1,04
1,006
nz
1,327
1,316
1,176
2,21
3,021
0,792
0,95
1,435
1,116
1,088
20ПТ
при
оптимальных
h, iv, S, d
33,97
10,89
2,293
0,254
0,00310
0,0499
0,000076
0,00756
0,03855
0,000794
Значения г

определенные
с помощью
графиков
(рис. 1, а—г)
45,78
14,33
2,697
0,562
0,00937
0,0395
0,0000723
0,1083
0,04302
0,000864

рассчитанные
с помощью
эцвмм
45,32
14,31
2,710
0,578
0,00970
0,0420
0,000073
0,01085
0,04377
0,000874
Погрешность
определения
с помощью
графиков, %
0,98
0,14
0,48
2,8
3,5
6
0,96
0,2
1,7
1,15

ftpt4,5
?н;2,33
АЯр. 9|1,56
aKil,19
tf».ntl,29
/CtU54
Э| 1,548
6п. р.эТ Ь818
Кп.р.еТ^9
Qp.it 2,1
wBt5
6п. р. в 1 1,43
Km p. e 11.43
/С|1,15
Qp.etM3
^нТ 1,375
aKT2,69
Э|3,08
A Pp. e 12,08
Л^в.пТ7,24
Spt3,66
APp.eil.52
Gn. P. » i 2,015
#в.п|1.23
aK| 1,207
^Ht2,39
Qp.8t2,18
/Ctl,66
Kn.p.et2,08
Э| 1,658
T аблица 3
rfTt2t3
aK| 1,62
#в.п|1,3
^h^^I
Kn.P.etU
3tb21
/Cf 1*12
Gn.p.8tl,015
A Pp. et 1,23
Qp. at 1,55
ности исследовалась для оптимальных типов
оребрения 212с и 211с.
Влияние каждой независимой переменной на
изменение ПО рассматривалось при значениях
остальных независимых переменных,
фиксированных в оптимальной точке.
На рис. 2 показана зависимость ппо от %»
%> nWi nd для поверхностей 212с, 211с.
Имеющиеся отличия для поверхности 211с выделены
штриховыми линиями. По степени уменьшения
влияния на ПО независимые переменные
располагаются в следующей последовательности: /гр,
wB, Sp. Зависимость ПО от dT двоякая: при dT <
< dT.onT влияние этой переменной на ПО
наиболее значительно, при dT > dT.0nT меньше.
Однако переменные невозможно разделить на
главные и второстепенные, так как влияние
каждой из них довольно значительно и ни одной из
них пренебречь нельзя.
Для сокращения числа рассматриваемых
вариантов, т. е. для ускорения поиска оптимума,
необходимо установить такие большие шаги
изменения переменных, при которых оптимум
рассчитывается достаточно точно. Эти шаги могут
быть определены из условия, что наибольшее
значение
ппо ^ У гпо t
где
гпо — допустимая погрешность расчета оптимального ПО;
т — число независимых переменных.
Если принять гпо = 1,05 (т. е. погрешность
поиска оптимума не превышает 5%), а т == 4,
то наибольшее ппо = 1,0123. Это условие
показано на рис. 2 прямой линией, параллельной
оси абсцисс с ординатой 1,012. В этом случае,
допустимые шаги изменения независимых
переменных следующие:
для поверхности 212с:
Щ
1Щ
/л
щ
/м
щ
ж
щ
щ
ж
. Y>v
N^v\
-Ъ
->-^
~"d
4
1
1
Ш
Л
/j
i
\ /
i\
l
i }
/ /
1A
1 f
1 /У
*J
/7\
Y0
~^y
0Д6 Ц8 1,0 U 1ft 46 WndWhJiv,
Рис. 2. Зависимость ппо от независимых переменных.
/^ = 0,73-7-1,4
nw = 0,82-Mf23
/гд = 0,85—1,2
nd = 0,95-т-1,1
для поверхности 211с:
ns = 0,8-rl,3
л^ == 0,82-7-1,18
nh = 0,85 -т-1,2
nd = 0,95-7-1,1
AS = 3 мм,
Дш = 0,36 м/с,
Ah = 6 мм,
Ad = 2 мм;
AS = 2,5 мм,
Аш = 0,405 м/с,
Ah = б мм,
Ad = 2 мм.
Для обеих поверхностей допустимые шаги
изменения независимых практически совпадают.
Следует отметить, что в сортаменте труб шаг
изменения диаметра Ad = 2-г-7 мм. Это,
естественно, сказывается на точности расчета
оптимума.
Выводы
Предложенный способ обработки результатов
оптимизирующих расчетов на ЭЦВМ, основан-^
ный на использовании безразмерных
симплексов, сокращает количество информации о
результатах расчетов в несколько сот раз; при этом
сохраняется достаточная точность определения
требуемых величин.
Предложенные графики рекомендуется
использовать при проектировании и оптимизации
рассмотренных поверхностей без применения
ЭЦВМ.
Все независимые переменные ощутимо влияют
на поиск оптимума, поэтому ни одной из них
нельзя пренебречь.
Шаги изменения независимых переменных, при
которых погрешность поиска не превышает 5%,
довольно значительны.
8

637.5.037.5
Экспериментальное исследование межпутевых воздухораспределителей
Доктор техн. наук И. Г. ЧУМАК, В. М. МОСКОВЧЕНКО, канд. техн. наук В. Т. ОЛЕИНИЧЕНКО
Одесский технологический институт холодильной промышленности
В камерах охлаждения, замораживания и деф-
ростации мяса в тушах, полутушах и
четвертинах наиболее эффективно распределение
воздуха с помощью межпутевых
воздухораспределителей щелевого и душирующего типов. При
равном расходе их эффективность определяется
средним значением скорости воздуха у
поверхности бедра (по периметру горизонтального
сечения, проведенного через его геометрический
центр), равномерностью поля скоростей в этой
зоне и полным сопротивлением
воздухораспределителя.
Поэтому важно получить расчетные
зависимости для межпутевых воздухораспределителей
щелевого и душирующего типов, а также дать
их сравнительную оценку по названным выше
характеристикам при одинаковых условиях
испытаний.
Таблица 1
Вид
воздуховыпускных
отверстий
Продольные
щели
> Радиальные
щели
Сопла — 6 шт.
Сопла — 9 шт.
Размер

воздуховыпускных
отверстий
на 1 м
воздуховода,
мм
820X24
876,5X10,5
90X55
100X21
050
050
Т%. игптя

направляющих
плоскостей,
насадок
(сопел), мм
28
55
100
100
Сечение

воздуховыпускных
отверстий
на 1 м
воздуховода,
М*
0,0392
0,0184
0,04
0,0168
0,0118
0,0177
Средняя си
из
воздуховыпускных
отверстий
2,44
3,46
4,85
6,0
7,2
10,9
5,23
7,5
10,1
12,4
16,3
2,44
3,44
4,6
5,63
7,55
10,0
5,63
7,7
10,7
11,7
15,4
8,1
11,6
15,2
18,5
23,4
29,9
8,13
10,9
12,4
16,9
орость, м/с
в бедренной
зоне
полутуши
1,04
1,59
2,07
2,54
3,49
4,52
1,53
2,35
3,22
3,82
4,97
1,02
1,58
2,15
2,58
3,38
4,38
1,57
2,39
3,13
3,68
4,46
1,54
2,37
3,23
3,86
4,88
6,63
2,09
2,85
3,45
4,68-

Среднеквадратичное
отклонение
от средней
скорости
в бедренной
зоне, % |
20,9
18,9
19,0
18,2
19,9
18,4
17,7
19,2
18,8
19,0
20,0
26,8
28,0
25,8
25,9
25,4
22,4
15,7
18,0
15,6
14,1
16,5
27,6
27,2
27,6
26,8
1 29,3
27,8
24,4
22,4
21,3
20,6
Расход воздуха
через воздуховыпуск-
ные отверстия
м3/ч
344
489
685
848
1015
1540
348
497
670
820
1079
352
496
663
811
1090
1440
342
468
650
715
940
344
493
646
785
995
1270
518
695
790
1075
м*/ч
на 1 т
мяса
1375
1955
2740
3390
4060
6170
1430
1985
2680
3280
4316
1410
1985
2650
3240
4360
5760
1367
1870
2487
2860
3760
1375
1970
2480
3140
3980
5080
2070
2780
3160
4310
9

Геометрические характеристики воздуховы-
пускных отверстий исследованных
воздухораспределителей представлены в табл. 1 и 2.
Продольные и радиальные щели выполнены в один
ряд с каждой стороны воздуховода и
располагаются симметрично таким образом, чтобы оси
струй были сориентированы на геометрический
центр бедра. Положение радиальных щелей
между рядами шахматное, по 8 шт. на 1 м
воздуховода. На 1 м душирующего воздуховода
приходится 6 или 9 сопел. Расстояние от начала
потока из щелей до поверхности бедра изменялось
от 270 до 550 мм, а из сопел душирующего
воздухораспределителя до горизонтального
сечения, проведенного через геометрический центр
бедра, — от 550 до 1000 мм.
Таблица 2
ВОЗДуХОВБ!-
;ных ОТВер-
CQ с о
Продольная
щель
Радиальная
щель
Сопла
4 шт.
6 шт.
9 шт.
6 s S
« v Л 5
о * я 3
й S
"is S
5 >>н ^*'
f° 3 <и о
О, д CQ DQ
840x10
840X10
- 895X24
900X19,5
95,8X52,5
95,8x52,5
95x21
95X21
99X21,5
99X21,5
50
50
50
ота направ-
щих плоско-
, насадок
ел), мм
о о «я с
^ч *> Н CJ
оа ч o-z-
11
—
28
28
55
—
21
—
21
—
100
100
100
ние возду-
тускных
рстий на
воздухово-
м2
си л ф
3" ю «a S «
и Он <я
U X О— ef
0,0084
0,0084
0,0215
0,0175
0,0201
0,0201
0,00807
0,00807
0,00852
0,00852
0,00785
0,0118
0,0177
ное сопро-
ение возду-
1спределите-
кгс/м*
ч ч S *
о ю й"*
Снкч
13,72
22,65
2,45
3,41
5,15
6,3
21,1
31,1
21,1
31,1
18,5
9,06
4,23
Результаты исследования представлены в
табл. 1 и 2 и обобщаются уравнением
_ _а_ __ П а у V
I- 2Ь I/ \2Ь ) ~w6.3b3600> W
где / — сечение воздуховыпускных отверстий на 1 м
воздуховода, м^/м;
a, b — постоянные коэффициенты;
V -— расход воздуха через щели (сопла) на 1 м
воздуховода, м3/(ч-м);
Шб.3 — сре№яя скорость воздуха по периметру бед-
ренной зоны полутуши, м/с.
Для щелевых воздухораспределителей при
сечении щелей 0,017—0,04 м2/м коэффициент
а = 4,41, b = 55,7. Для душирующего воздухо-
10
распределителя при сечении сопел 0,012—0,018
м2/м а = 7,26, Ъ = 217.
Средняя скорость воздуха на выходе из щелей
(сопел) определяется по уравнению сплошности
потока
иущ/3600 = V, B)
где шщ — средняя скорость воздуха на выходе из далей
(сопел), м/с.
Таким образом, задавшись типом
воздухораспределителя и решая последовательно
уравнения A) и B) при заданных значениях средней
скорости воздуха в бедренной зоне полутуши и
удельном расходе воздуха, можно определить
сечение / воздуховыпускных отверстий на 1 м
воздуховода и среднюю скорость воздуха wm на
выходе из них.
Анализ экспериментальных данных,
приведенных в таблицах, позволяет сделать следующие
выводы.
При равном расходе воздуха через воздухо-
выпускные отверстия и равном сечении их на 1 м
воздуховода величины средней скорости воздуха
по периметру бедренной зоны полутуши для всех
воздухораспределителей равны между собой и не
зависят от конструктивного оформления
отверстий и их формы.
При сечении воздуховыпускных отверстий
~0,017 м2/м и постоянном расходе воздуха через
них средняя скорость воздуха по периметру
бедренной зоны полутуши достигает максимума и
при дальнейшем уменьшении сечения отверстий
до 0,012 м2/м практически не изменяется, однако
гидравлическое сопротивление
воздухораспределителя при этом значительно возрастает. Так,
при сокращении числа сопел с 9 до 6 шт./м, что
сопровождается уменьшением сечения сопел с
0,0177 до 0,0118 м2/м, полное сопротивление
воздухораспределителя увеличивается более чем
вдвое.
Наличие направляющих плоскостей у
продольных щелей и насадков у радиальных щелей
при высоте направляющих плоскостей или
насадков, приблизительно равной ширине щелей,
уменьшает сопротивление воздухораспределителя.
Так, снабжение щели длиной 840 мм и шириной
10 мм направляющими плоскостями высотой
около 11 мм приводит к уменьшению полного
сопротивления воздухораспределителя с этой щелью
более чем в 1,5 раза.
При увеличении числа сопел с 6 до 9 шт. на
1 м воздуховода возможно сокращение
расстояния от сопел до горизонтального сечения,
проведенного через геометрический центр бедра, до
500 мм. Это позволяет увеличить площадь
начального сечения душирующего
воздухораспределителя и сократить соответственно
динамический и полный напор в этом сечении.

Равномерность поля скоростей
(среднеквадратичные отклонения) по периметру бедренной
зоны полутуши при заданном сечении воздухо-
выпускных отверстий на 1 м воздуховода
остается постоянной для каждого типа
воздухораспределителя при расходе воздуха 1300—6200 м3/ч
на 1 т мяса.
Наименьшую равномерность поля скоростей
по периметру бедренной зоны полутуши
обеспечивает душирующий воздухораспределитель
с 6 соплами и воздухораспределитель с
радиальными щелями при их сечении 0,04 м2/м, а
наибольшую — с радиальными щелями сечением
0,017 м2/м. Воздухораспределители с 9 соплами
и с продольными щелями имеют промежуточные
значения.
При равенстве сечения воздуховыпускных
отверстий на 1 м воздуховода наименьшее
сопротивление имеет воздухораспределитель с
продольными щелями, снабженными
направляющими плоскостями, высота которых равна полной
или половине ширины щели. За ним следует
душирующий воздухораспределитель.
При постоянном расходе воздуха через сопла
душирующего воздухораспределителя величина
средней скорости воздуха по периметру
бедренной зоны полутуши остается постоянной при
изменении расстояния от сопел до
горизонтального сечения, проведенного через геометрический
центр бедра от 550 до 1000 мм, что определяет его
наибольшую эффективность по сравнению с
рассмотренными типами воздухораспределителей
При пленочной конденсации холодильных
агентов внутри труб теплообмен зависит главным
образом от режима течения пленки конденсата.
Условия конденсации предопределяют
ламинарный, волновой или турбулентный режимы.
При турбулентном режиме течения пленки
(под действием сил трения пара пленка течет
симметричным кольцом вдоль стенок трубы в
направлении движения пара) положение трубы в
пространстве не влияет на теплообмен, и расчет
коэффициента теплоотдачи при конденсации
можно свести [1—3] к расчету теплообмена при
турбулентном течении внутри трубы условного
потока конденсата, занимающего все ее сечение. Ука-
в случае расположения их над балками
подвесных путей.
На основании результатов экспериментальных
исследований авторов, а также данных ВНИИМП
и ЛТИХП для выбора типа
воздухораспределителя и компоновки воздуховыпускных
отверстий можно сделать следующие рекомендации.
—Для камер охлаждения мяса при температуре
воздуха не ниже —2° С, а также для камер
замораживания наиболее эффективен межпутевой
воздухораспределитель круглого сечения с
продольными щелями и направляющими
плоскостями, высота которых составляет приблизительно
0,5—1 ширины щели. Длина продольной щели
при постоянной ширине ее должна быть не
более 900 мм на 1 м воздуховода. Щели
выполняются в нижней части воздуховода и образуют один
ряд с каждой его стороны, располагаясь
симметрично таким образом, чтобы оси струй были
сориентированы на геометрический центр бедра.
—Для камер охлаждения мяса при температуре
воздуха ниже —2° С, так же как и для камер
охлаждения и замораживания, в случае
расположения воздухораспределителя над балками
подвесных путей следует применять душирую-
ший воздухораспределитель с 9 соплами на 1 м
воздуховода. Диаметр цилиндрической части
сопла, а также высота цилиндрической и конической
его частей составляют по 50 мм, а диаметр
конической части у основания воздуховода 68 мм.
Сопла располагаются на нижней образующей
воздуховода в шахматном порядке.
536.24
занный подход обеспечивает удовлетворительное
совпадение расчетных и опытных данных.
При докрическом течении конденсата (этим
термином объединяют ламинарный и волновой
режимы) положение трубы в пространстве
существенно влияет на форму сечения и толщину
пленки конденсата и, следовательно, на
интенсивность теплообмена.
В вертикальной трубе течение пленки
конденсата осесимметрично. Толщина пленки,
составляющая при конденсации* чистого пара основное
термическое сопротивление и, следовательно,
коэффициент теплоотдачи зависят от скорости
и направления движения пара. Кроме того, ла-
Теплообмен при пленочной конденсации холодильных агентов
в вертикальных трубах
Канд. техн. наук А. Б. ЛЕВИН
Московский лесотехнический институт
ti

минарное течение пленки неустойчиво и большую
часть длины трубы занимает волновое течение,
при котором средняя во времени толщина пленки
конденсата и, следовательно, ее термическое
сопротивление меньше, чем при ламинарном.
Поэтому коэффициент теплоотдачи при волновом
течении выше, чем при ламинарном.
В настоящей работе рассмотрена конденсация
чистого пара в вертикальной трубе с постоянной
по длине температурой стенки и сделана попытка
учесть влияние волнообразования на термическое
сопротивление пленки и трение на стенке.
Направление движения пара и конденсата
сверху вниз.
В этом случае процесс конденсации
описывается системой уравнений
dGm + dGn = 0;
dG„
Qdx
(I)
тст = ржб? + тб.
где Gm,Gn — массовые расходы конденсата и пара;
Q—линейная плотность теплового потока;
тст, т.—касательные напряжения на стенке и на
границе раздела фаз конденсат — жидкость;
рш — плотность конденсата;
б — толщина пленки конденсата в данном
сечении;
g — ускорение силы тяжести.
Система уравнений A) справедлива при
следующих допущениях:
термическое сопротивление на границе
раздела фаз значительно меньше, чем термическое
сопротивление пленки;
инерционные силы и падение давления пара
по длине трубы малы по сравнению с силами
тяжести и трения;
уменьшение проходного сечения для пара
вследствие роста толщины пленки конденсата
незначительно;
физические свойства конденсата и пара
постоянны по длине трубы и определяются по
температуре насыщения на входе в трубу;
скорость конденсата существенно меньше
скорости пара;
участок ламинарного течения в начале трубы
невелик, и закономерности волнового течения
могут быть распространены на всю длину трубы;
теплота фазового превращения значительно
превышает теплоту переохлаждения конденсата.
Величина касательного напряжения на стенке
установлена по экспериментальным данным [4],
полученным при исследовании волнового
течения по вертикальной стенке. Тепловой поток
к стенке определен с учетом [5] уменьшения
термического сопротивления пленки вследствие
ее волнового течения.
В работе [6] показано, что систему
уравнений A) можно решить в явном виде, если ввести
безразмерный параметр интенсивности роста
толщины пленки конденсата а, определяемый
соотношением
dx
6Х ~~ 0,913а6 »
B)
где х — расстояние от начала трубы до
рассматриваемого сечения;
&х — текущее значение толщины пленки конденсата.
Для определения вида зависимости а = f (Re,
Reno) было выполнено экспериментальное
исследование теплообмена при конденсации фре-
она-12 в вертикальной трубе [7] и
использованы данные работы [8] для конденсации
водяного пара в вертикальной трубе.
Результат полуэмпирического решения
системы уравнений A) может быть представлен
следующим образом:
4Gatfl/2 ЦЛ + 0,02 (Reno - ЪеПУI '8Re°'76X
XReJj/1КРт f-jj-j = 0,094Re3' 15Re%33 (KPr)*IIV*, C)
gD*
где Ga =
tf =
K =
Reno =
Re =
к
Л —
V2 '
Рж .
Рп '
w0D в
4бы
г
СЖ (^Н ~"
-<<*)•
D — внутренний диаметр трубы;
vn> v,K — кинематические коэффициенты вязкости пара и
конденсата;
рп — плотность пара;
w0 — средняя по сечению скорость пара на входе в
трубу;
и — средняя по толщине пленки скорость
конденсата;
сш — теплоемкость конденсата;
^н> ^ст — температуры насыщения и внутренней
поверхности стенки трубы.
Выражение C) позволяет рассчитывать
средний коэффициент теплоотдачи на участке от
входа в трубу до выбранного сечения,
расположенного на расстоянии х от начала трубы.
Число Рейнольдса, определенное по толщине
пленки, характеризует не только режим
течения пленки, но и средний коэффициент тепло-
<
12

отдачи на участке от входа в трубу до
рассматриваемого сечения:
X
Re =
откуда
46м
4<3ж — 4а (^н — *ст) м
яЯрж^ж Фж^ж
Re/CPr
4Nu
D
/CPr
NU:
D)
F)
D
Для определения среднего по всей длине трубы
L коэффициента теплоотдачи вместо х в
уравнения C) и D) следует подставить L.
С помощью предлагаемой зависимости C)
можно рассчитать средний коэффициент теплоотдачи
для участка трубы, расположенного между
произвольными сечениями с координатами хг и х2-
Для этого необходимо вычислить значение Rex
и Re2, подставив в уравнение C)
соответствующие координаты сечений.
Средний коэффициент теплоотдачи на длине
участка от хг до х2
4 D
F)
Зависимость C) позволяет определить
коэффициент теплоотдачи при конденсации влажного
пара, если задано расходное массовое паросо-
держание на входе в трубу. В этом случае,
считая, что^весь конденсат течет по стенкам,
сначала следует вычислить
_ 4A— фр)(?см
а также
Gu
где ф0 = тт—
я?>рш^
4Gfi
(8)
Ren<>"" nDpnVn
¦расходное массовое паросодержание на
входе в трубу;
<?см — расход парожидкостной смеси.
Подставив в уравнение C) величины Re0 и
Reno, необходимо решить его относительно
переменной х. Решение дает длину х0 участка
трубы, на котором образуется конденсат в
количестве, определяемом заданным массовым
расходным паросодержанием на входе в трубу.
После расчета величины х0 вычисляем
Re для произвольного сечения по длине трубы
подстановкой в уравнение C) вместо координаты
х величины (х0 + х).
Средний коэффициент теплоотдачи для участка
от начала трубы до выбранного сечения
Nu =
(Re — Re0)/CPr
D
(9)
Наибольший интерес представляет полная
конденсация сухого насыщенного пара в трубе.
В этом случае
Reno = RetfJ/
и зависимость C) упрощается:
X \ 0-865
Re:
2,95
Ga
0,33.
D
W)
0,095
#Рг
A0)
На рис. 1 представлено сравнение с расчетом
по уравнению A0) опытных данных [9, 10] для
теплообмена при полной конденсации водяного
пара. Совпадение в обоих случаях вполне
удовлетворительное, что свидетельствует о
правильности принятого в настоящей работе подхода
к расчету коэффициента теплоотдачи для докри-
тического течения конденсата в вертикальной
трубе.
Re
чоо
zoo
100
I i Ь
t/z
• 5
ъ/
<o
&/
о о
уъ
6 8 fO3
ОаЦ
XPr
Рис. 1. Сравнение опытных данных с расчетными по
уравнению A0):
/ — опытные данные [9]; 2 — опытные данные [10]|
3 — расчетные данные.
На рис. 2 представлен график для определения
коэффициента теплоотдачи при полной
конденсации пара и указаны границы применимости
расчетной зависимости A0).
Границей применимости зависимости C)
является значение Re = 1800-^-2000 и Ren0 <
<2,5-105. При полной конденсации пара в трубе
4 2,0
•\ 1,6
0,8
¦—____
— ——«.
-
I l _L_
¦
,
I
I
¦~-Ж~2^^
9>1Z
t-il21
V^zz
^^jOj
,
4 5 6 7 8 д 10
ZO JO ЧО
Ш, М- °C
Рис. 2. Определение коэффициента теплоотдачи при
полной конденсации в вертикальных трубах.
13

Коэффициент теплотдачи можно рассчитывать по
уравнению A0), если величина Reno не
превышает значений, приведенных на рис. 3.
-чо -го о го tHt °c
Р'ис. 3. Максимальные значения чисел Reno, при которых
применима зависимость A0).
Зависимости C) и A0) можно рекомендовать
для расчета теплообмена при пленочной
конденсации холодильных агентов в вертикальных
трубах для докритического режима течения пленки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б о й к о А. Д., Кружилин Г. Н. Теплопередача
при конденсации пара в трубе. — «Известия АН СССР.
Энергетика и транспорт», 1966/№ 5, с. 113—128.
Для определения термодинамических
параметров влажного воздуха и расчета процессов
его термовлажностной обработки в настоящее
время широко применяется /, d-диаграмма
Л. К. Рамзина, построенная для конкретного
барометрического давления. Чтобы обеспечить
допустимый с инженерной точки зрения
интервал давлений, необходимо построить более 50
диаграмм, что создает большие неудобства в их
использовании. Кроме того, имеются трудности
расчета процессов обработки воздуха,
сопровождающихся изменением барометрического
давления.
В целях повышения оперативности и точности
термодинамических расчетов влажного
воздуха авторами построена /, d, Б-номограмма
влажного воздуха для различных давлений в
диапазоне 700—1000 мм рт. ст. (рис. 1), которая
позволяет определять термодинамические
параметры влажного воздуха, а также графически
изображать и рассчитывать процессы термовлажност-
2. Миропольский 3. Л. Теплопередача при
конденсации пара высокого давления внутри труб. —
«Теплоэнергетика», 1962, № 3, с. 79—83.
3. Akers W., et al. Condensation inside a Hori-
sontal tubes. — «Chem. Engng. Progr.», 1958, Vol. 54,
№ 10, pp. 89—90.
4. Brauer H. Stromung und Warmeubergang beim
Reisefilm. VDJ —Forschungheft 457. Dusseldorf, 1956.
5. Л а б у н ц о в Д. А. Теплопередача при пленочной
конденсации чистых паров на вертикальных
поверхностях и горизонтальных трубах. — «Теплоэнергетика»,
1957, № 7, с. 72—80.
6. Р о м а н е н к о П. Н., Л е в и н А. Б. Исследование
теплообмена при конденсации фреона-12 внутри трубы.
«Вопросы теплообмена», МЛТИ, 1969, вып. 32, с. 87—100.
7. Р о м а н е н к о П. Н., Левин А. Б. Исследование
теплоотдачи при конденсации фреона-12 внутри трубы. —
«Холодильная техника», 1969, № 6, с. 22—26.
8. Николаева Р. С. Исследование теплообмена при
пленочной конденсации чистого медленно движущегося
водяного пара внутри вертикальных труб значительной
длины. — «Труды Куйбышевского индустриального
института. Теплотехника», 1959, вып. 8, с. 301—307.
9. Исаченко В. П., СаломзодаФ.
Интенсивность и режимы теплообмена при конденсации водяного
пара в вертикальной трубе. — «Теплоэнергетика», 1968,
№ 5, с. 84—87.
10. И с а ч е н к о В. П., С о л о д о в А. П., Т и р у -
нараянан М. А. Исследование теплопередачи при
конденсации водяного пара внутри вертикальной трубы.—
«Труды Московского энергетического института», 1965,
вып. 63, с. 97—106.
661.92@83.57)
ной обработки воздуха, происходящие при
переменном барометрическом давлении.
Построение номограммы. При разработке
метода построения было использовано свойство
влажного воздуха, заключающееся в том, что|
при сохранении постоянного значения
отношения -|- (ф — относительная влажность, В —
барометрическое давление) влаго- и
теплосодержание воздуха остаются постоянными для
заданной температуры воздуха / независимо от
текущего значения переменных ср и В. Это
позволило заменить в известных выражениях,
описывающих влаго- и теплосодержание воздуха,
две переменные фиВ одной переменной б,
равной отношению-?-, а также графически связать
основную систему координат t—d—/ со
вспомогательной системой В—ф. Влагосодержание
в этом случае определяется выражением
* = 622Тоо=^- <')
1, dr В-номограмма влажного воздуха
Канд. техн. наук В. И. МУРАВЕЙНИК, В. К. ПРУДНИКОВ
Днепропетровский горный институт им. Артема
14

Относительная блажнасть а>, %
OZ48810 146810 Z46 830 2468 WZ46850Z4B(
80
ъ«
ъ 40
^20
^90о\
53 80
\
\ 60
\20
г воо\
^60
ЪЧО
20
700
Ш
ш
2 Ч 6 870 2 Ч Б 880 2 Ч 6 <
2 Ч 6 8109
1000
60
ВО
40
20
900
80
60
40
20
800
80
SO
О Z Ч 8 810 Z Ч 6 820 Z Ч 6 830 Z Ч 6 8 40 Z Ч 6 8 50 2 Ч В 860 Z 9 6 8/0 2 Ч В в 60 Z 4 б 890 2 Ч 6 в100
В лаг о содержание а> а/хг
0 12 3 4 5 8 7 8 9 10 11 1Z13 14 1516 171819 202122 232* 252627282930313Z 33 34 35363738 39 40 414Z 43 44 ЧШ 47 48 49 50515Z 53 54 55
20
700
Н 39°С
535455ъШ
0 12 3 4 5 6 7 8 9 10111213141516 П' 1819 202122232425282726293031323334 353637 3839 4041'42 43 44 ti464748 49505152535455
длагосодержание ?}г/кг
Рис. 1. /, d, В -номограмма влажного воздуха для барометрического давления 700—1000 мм рт. ст.

Таким образом, б представляет собой
характеристику влажного воздуха, однозначно
определяющую его влаго- и теплосодержание при
заданной температуре.
Порядок построения номограммы следующий
(рис. 2.).
Рис. 2. Схема построения системы координат t—6—d.
В произвольном масштабе строим
прямоугольную систему линейных координат: парциальное
давление водяных паров р (ось ординат)— вла-
госодержание d (ось абсцисс); числовой
диапазон шкал определяем по значению р и d
насыщенного воздуха в заданном интервале
температур, для которого строится номограмма.
Затем на оси ординат дополнительно строим
шкалу температуры воздуха t, для чего на шкале
р откладываем от начала системы координат
отрезки, соответствующие значению давления
насыщения при конкретных температурах в
заданном интервале. Линии постоянных температур
f (например линия а—п') проходят
параллельно оси абсцисс. Таким образом, получаем
систему прямоугольных координат f—d с
логарифмической шкалой температуры воздуха f
и линейной шкалой влагосодержания d. Для
удобства пользования номограммой шкалу р
выносим на некоторое расстояние от оси ординат.
После этого в системе координат f—d
проводим линии б', соответствующие постоянным
значениям отношений-—-. Линии б'= const,
выходя из начала координат точки 0,
располагаются веером, причем линия, соответствующая
нулевому значению отношения-^-, совпадает с осью
ординат и является прямой. С возрастанием
отношения ~г линии б' приближаются к оси
абсцисс, а их кривизна увеличивается.
Следующая операция заключается в
спрямлении линий постоянных отношений -2-. Для
этого из начала координат!проводим касательные
к линиям б', в результате в системе
прямоугольных координат f—d получаем веер прямых
линий б, исходящих из точки 0. Однако
спрямление линий б' требует введения поправки в
исходную систему координат f—d, т. е. взаимной
привязки. Для этого корректируем положение
линий постоянной температуры, в связи с чем
они приобретают наклон в сторону оси ординат,
возрастающий с увеличением температуры
воздуха. Таким образом, получаем комплексную
систему координат t—б—d, состоящую из
косоугольной системы t—d и полярной системы
б—а (б — полярный радиус, а — угол
наклона полярного радиуса к оси ординат — азимут
полярного радиуса).
tg«=-j-.
Здесь ф, %; 5, мм рт. ст.
Значение tg а присваиваем полярному
радиусу б. Например, если tga=0,l, то считаем, что
6=0,1.
Затем в скорректированной системе
координат t—б—d проводим линии постоянного
теплосодержания /, пользуясь для этого
общеизвестной формулой теплосодержания влажного*
воздуха. В результате получаем сетку
координат t—б—/—d.
Вспомогательную систему координат В—q>
строим следующим образом (рис. 3). На оси
ординат системы координат t—б—d строим шкалу
барометрического давления В, а на оси абсцисс^—
шкалу относительной влажности воздуха ср. Для1
выбора масштаба указанных шкал в верхней
части номограммы проводим произвольно линию,
соответствующую линии постоянного
барометрического давления 1000 мм рт. ст. Из точки О
проводим полярные радиусы 6=0—0,2 с
интервалом Д6=0,01. При этом линия постоянной
относительной влажности ср=0% совпадает с
осью ординат и полярным радиусом 6=0.
Через точку Л, лежащую на пересечении линий
6=0,1 и 5=1000 мм рт. ст., пройдет
параллельно оси ординат линия постоянной
относительной влажности ф=100%. Через точку ?>,
лежащую на пересечении линий 6=0,09 и 5=
= 1000 мм рт. ст., пройдет соответственно
линия ф=90%. Аналогично находим положение
остальных линий ср= const.
16

20 JO 40 50 ВО 70 80 30
намическое состояние воздуха характеризуется
на номограмме двумя точками (см. ключ к но-
\а мтвчоооммРт.щ. мограмме на рис. 1): точкой У, лежащей на
пересечении линий фх и Bl9 и точкой пх— на
пересечении линий tl9 dl9 1г. Связь основной
системы координат t—/—d со вспомогательной В—ф
осуществляется с помощью полярного
радиуса б1э положение которого определяется
началом координат 0 и точками / и пг. Эти точки
на номограмме характеризуют одно и то же
термодинамическое состояние воздуха в том
случае, если они лежат на общем полярном
радиусе. Иными словами: для того чтобы найти обе
точки, характеризующие данное состояние воз-
в=50оммрт.ст. духа, необходимо с помощью линейки провести
(можно условно) полярный радиус 0—пг—19 что
осуществимо, если известно положение точки 1
или п19 т. е. задано конкретное значение
величин Bi и фх или даны два параметра из трех —
tl9 dl9 1г.
Положение полярного радиуса на
номограмме для конкретного случая можно также
найти, если известны значения температуры и вла-
госодержания воздуха, т. е. отношение
d
со,
B)
(Ру%
Рис. 3. Схема построения системы координат ?—ф.
Точка Б\ лежащая на пересечении
полярного радиуса 6=0,1 с линией постоянной
относительной влажности ф=90%, указывает
положение горизонтальной линии, соответствующей
постоянному давлению 900 мм рт. ст., так как
В = -у = jj-j = 900 мм рт.ст. Аналогично этому
через точки В'9Г'9Д\ Е' пройдут линии В= const
^соответственно для 800, 600, 700 и 500 мм рт. ст.
ь~ Вспомогательная система координат В—ф
позволяет провести линии постоянного отноше-
ния -?- = б для любого сочетания В и ф,
поэтому на рабочей номограмме (см. рис. 1) линии б
отсутствуют. Рабочая номограмма имеет на оси
ординат и параллельно ей три шкалы:
температуры воздуха t в диапазоне —30~+41° С,
барометрического давления ?=700-М000 мм
рт. ст., парциального давления водяного пара
/7=0-т-60 мм рт. ст. На оси абсцисс и
параллельно ей построено две шкалы: влагосодержания
воздуха d=0-7-55 г/кг и относительной
влажности ф=0-М00%. Теплосодержание воздуха
указано на кривых/=const, проведенных на
поле основной системы координат t—I—d.
Свойства номограммы. Конкретное термоди-
гдерн = /(*, б).
Показатель со, так же как и величины ф и 5,
позволяет находить конкретное положение
полярного радиуса б, причем
6со = const = 0,161, C)
Ф р'н
т. е. -7j -г- = const = 0,161.
Параметром рн обозначают эквивалентное
давление насыщенных паров — такое парциальное
давление водяных паров, которое обеспечивает
неизменной исходную относительную влажность
воздуха, если увеличить его барометрическое
давление на величину исходного парциального
давления водяного пара.
Параметр р'н (см. рис. 2) определяется на
номограмме графически по заданным значениям
/ и 6 или d. Связь между ними
характеризуется следующими выражениями:
Рн-
1+622
1
Рн = -
1
— 0,16
D)
E)
Физическую сущность параметра рн в
определенной степени можно установить из
соотношения
2 Холодильная техника № 5
17

в
Рн
F)
& & й й
где рв — парциальное давление сухого воздуха.
С учетом выражений B) и C) влагосодержа-
ние воздуха может быть представлено как
функция параметра рн:
d = 6,22 6p
= 622
G)
(8)
/, d, В-номограмма позволяет решать
большой круг задач по кондиционированию воздуха.
Рассмотрим на конкретных примерах
некоторые принципы работы с номограммой.
Определение параметров воздуха по трем известным
(см. ключ к номограмме на рис. 1).
Задано: барометрическое давление Вг\ температура
воздуха по сухому термометру fx; относительная
влажность фх-
Определить: теплосодержание воздуха 1г; влагосо-
держание воздуха di\ температуру воздуха по
влажному термометру tBn; температуру точки росы ?р;
парциальное давление водяных паров рг\ давление
насыщения рн-
Порядок работы с номограммой следующий.
Находим точку U лежащую на пересечении линий
постоянного барометрического давления Вг и постоянной
относительной влажности <р1э соответствующих заданным
величинам Вг и фх. Соединяем прямой линией начало
координат 0 с точкой 1, определяя тем самым положение
<Pi
полярного радиуса б^тт-, пересекающегося в точке
пг с линией постоянной температуры tlt соответствующей
заданному значению температуры воздуха. Через точку
пх проходят искомые линии постоянного
теплосодержания 1г = const и влагосодержания d1=const.
Для определения температуры воздуха по влажному
термометру /вл дополнительно находим точку 2 на
пересечении заданной линии Вг и линии постоянной
относительной влажности ф2=100%. Из начала координат О
через точку 2 проводим полярный радиус 0—2 и находим
точку п2 на пересечении его с линией постоянного
теплосодержания /х: линия постоянной температуры,
проходящая через точку п2, указывает приблизительное
значение температуры по влажному термометру /вл. Действуя
В обратном порядке, можно найти относительную
влажность воздуха фх по заданным значениям температур
воздуха по влажному и сухому термометрам tBJl и tv
При определении температуры точки росы tp
дополнительно находим точку я3> лежащую на пересечении
полярного радиуса 0—2 с линией постоянного
влагосодержания di, линия постоянной температуры, проходящая
через точку п3, указывает искомую температуру точки
росы /р.
Давление насыщения воздуха устанавливаем также
по шкале парциального давления водяного пара с
помощью горизонтальной линии, проведенной через точку tlt
лежащую на шкале температур и указывающую
температуру, воздуха по сухому термометру.
Парциальное давление водяного пара рх находят с
помощью шкалы /7, делая на ней отсчет по одной горизонтали
с отметкой на шкале температур, соответствующей
значению температуры точки росы ^р.
Тепловлажностная обработка воздуха в
воздухоохладителе (рис. 4). Рассмотрим процесс обработки воздуха,
а!,з/хг
Рис. 4. Изображение процесса тепловлажностной
обработки воздуха.
сопровождающийся изменением давления при
прохождении его через вентилятор, воздухоохладитель и каналы.
Задано: параметры воздуха перед вентилятором
воздухоохладителя Вх$ Фх, tif давление и температура
воздуха в канале перед воздухоохладителем В2, t2\ пара-^
метры воздуха в канале после воздухоохладителя В3Щ
Фз> h\ температура воздуха на выходе из канала в
помещение /4.
Определить: относительную влажность ф2 и ф4; вла-
госодержание dlf dz и теплосодержание воздуха 1Ъ 12>
По методике, изложенной выше, находим положение
точки пъ через которую проходят искомые линии 1г
и d\. Поскольку в вентиляторе влагосодержание
воздуха не изменяется, точка л2, характеризующая искомые
величины /2 и d2=dlt лежит на пересечении линий dv
и t2. Точка 2, лежащая на пересечении заданной линии
В2 и полярного радиуса 0—п2, указывает величину
относительной влажности ф2. Далее устанавливаем
положение точек 3 и п3, характеризующих состояние воздуха
в канале после воздухоохладителя. Точка п3 указывает
положение искомых линий теплосодержания /3 и
влагосодержания d3. Так как в канале влагосодержание
воздуха не изменяется, искомая линия /4 проходит череа
точку я4, лежащую на пересечении линии постоянного
влагосодержания d3 и заданной температуры ?4. Искомая
линия постоянной относительной влажности ф4 проходит
18

через точку 4, лежащую на пересечении полярного
радиуса 0—п4 с заданной линией Въ соответствующей
заданному давлению воздуха в помещении.
С помощью номограммы можно рассчитать
также процесс тепловлажностнои обработки
воздуха с использованием луча процесса 8 (тепло-
влажностное отношение). Линии 8=const, харак-
| Рассмотрению процессов теплообмена при
замораживании уделено много внимания в работах
Стефана, Планка, Лондона и Себана, Ткачева
и других исследователей. Развитие техники
производства искусственного льда и непрерывный
рост его потребления в пищевой
промышленности, строительстве, химии вновь вынуждают
искать пути интенсификации процесса
получения льда при одновременном снижении
затрат на его производство. Большая часть
исследований в этой области проведена еще
до того, как были внедрены в промышленность
высокопроизводительные аппараты непрерывного
действия. Анализ выполненных исследований и
полученные аналитические решения
применительно к ГЧЛ показывают, что раньше не
учитывалось влияние на процесс намораживания
следующих важных факторов:
непрерывного набегания жидкости на
очищаемую от льда стенку;
части жидкости, увлекаемой из зоны
намораживания под действием сил смачивания;
термического сопротивления стенки.
Расхождение между производительностью ГЧЛ
без учета перечисленных факторов и получаемой
практически достигает иногда 100%.
Рис. 1. Принципиальная схема конструкции генератора
чешуйчатого льда с камерами:
1 — внутренний нож; 2 — внутренний ротор; 3 —
трубопровод слива избыточной воды или криоконцентрата;
4 — воронка; 5 — поддон ротора; 6 — центровочные
ролики ротора; 7 — трубопровод подачи воды (продукта)
на замораживание; 8 — станина; 9 — цилиндр
(испаритель); 10 — вал; 11 — зубчатый венец ротора; 12 —
шестерня редуктора; 13 — внутренняя камера; 14 — наружная
камера; 15 — электродвигатель; 16 — редуктор; 17 —
пружины прижима камер; 18 — наружный ротор; 19 —
наружный нож.
теризующие на номограмме процессы при по-
А/
стоянном значении отношения -д^, являются
кривыми. Поэтому использовать их при расчетах
можно путем наложения; на * номограмму
специальной масштабной карты, нанесенной на
прозрачную бумагу, например^кальку.
621.58:536.24.001.5
В целях повышения эффективности работы
генераторов чешуйчатого льда непрерывного
действия и подобных им аппаратов для
замораживания жидкостей или криоконцентрации
авторами были проведены исследования с учетом
перечисленных факторов.
Исследование намораживания тонких слоев льда
в аппаратах непрерывного действия
В. Б. РЖЕВСКАЯ, Л. А. СТЕПАНОВА
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Н. В. ФОМИН
Научно-исследовательский и конструкторский институт
механизации рыбной промышленности (НИКИМРП)
2*
19

Теоретическое рассмотрение задачи проведено
применительно к генератору чешуйчатого льда
конструкции НИКИМРП (рис. 1) с камерами
(кюветами), позволяющими намораживать
различные продукты, причем вынос из зоны
намораживания продукта под действием сил смачивания
и вязкости исключается [1, 2].
Вначале рассмотрим процесс намораживания
льда на плоской стенке (принятое упрощение
допустимо, поскольку отношение диаметра
цилиндра, на котором намораживается лед, к
толщине получаемого льда велико: приблизительно
250 к 1) из потока жидкости, протекающей со
скоростью w в камере, условно неподвижной
относительно стенки (рис. 2).
Рис. 2. Намораживание льда на стенке из камеры,
неподвижной относительно стенки:
/ — вода; 2 — лед; 3 — стенка; 4 — камера; 5 —
холодильный агент.
На одной поверхности стенки толщиной R
поддерживается в течение всего процесса
температура /о» а на Другой (в полости камеры)
происходит намораживание льда. Если переменную
толщину льда обозначим через ?, то задача
сводится к решению системы уравнений:
dt дЧ
при условиях сопряжения
dtx
dt
** Ar \ ~~~ *• А*
A)
B)
C)
D)
E)
Здесь и далее введены следующие
обозначения:
дх |*=0
и граничных условиях
х=0
дх
dt
t\ (—R> T) = U = const.
/ и tx—температуры льда и стенки;
Т—температура на границе раздела льда и
стенки;
tc — температура замораживаемой жидкости
(воды);
*кР — криоскопическая температура;
с и сх — удельные теплоемкости льда и материала
стенки;
о и рх — плотности льда и материала стенки;
%, Лс и лх — коэффициенты теплопроводности льда, воды
и материала стенки;
а — коэффициент теплоотдачи от воды к
поверхности льда;
q — удельная теплота льдообразования;
т — время намораживания.
Уравнение D) является условием Стефана для
намораживания из потока на стенке,
неподвижной относительно камеры, и получается из
равенства элементарных тепловых балансов.
Нужно учесть, что
\ @) = 0; t (g, т) = *кр.
В основе известного уравнения Планка и в
решениях последующих исследователей лежит |
заложенный Стефаном, а также Ляме и Клайпе- ^
роном принцип параллельного перемещения
границы раздела фаз (в нашем случае лед — вода)
относительно поверхности стенки или границы
отвода тепла.
Для случая намораживания на стенке,
движущейся относительно камеры со скоростью w>
или неподвижной, вдоль которой движется
камера (рис. 3), уравнение D) примет вид:
л dti It" " „ , ч , 1 dt
дх
*=5
F)
Здесь коэффициент ^ в последнем члене
является следствием движения камеры
относительно стенки, так как в этом случае приближенная
форма сечения слоя льда в зоне намораживания
треугольник ABC. На стенке, неподвижной
относительно камеры (см. рис. 2), форма сечени^
намерзшего слоя льда прямоугольник, при это™
необходимо отвести в два раза большее количе-
Рис. 3. Намораживание льда на стенке из камеры,
движущейся относительно стенки (обозначения 1—5 те же,
что и на рис. 2).
20

ство теплоты кристаллизации, что требует
соответствующего увеличения
продолжительности процесса.
Закон распределения температур в слое льда
и в стенке принят линейным. Это допущение
повлияет на точность решения, но оно принимается
во многих работах, относящихся к задачам с
подвижной границей раздела фаз, в частности
в работе [3]. Температуры в обоих слоях
определяются уравнениями:
i-*f*-« + r.
<i=
T-t0
х + Т.
G)
(8)
Температуру Т на границе льда и стенки,
зависящую от |, находим из условия равенства
тепловых потоков C):
Т =
kRtKp -\- X^t0
(9)
x^ + xr '
Подставляя t и Т в условие Стефана D),
получим обыкновенное дифференциальное
уравнение, которое при ^Кр = 0 (для пресной воды)
будет иметь вид:
X? + XR ' (Ш)
dl
Разделяя переменные в уравнении A0),
получим
откуда
9Q
CLtn
¦['¦
XXtt0
^(^g+X^ + U;
я}*-
A1)
т =
Р<7
atn
Xt \
l-^\n[atc(X1l+XR)+XX1t^+C. A2)
Произвольная постоянная С находится из
условия
I @) = 0,
^поэтому окончательное решение задачи A) — E)
ь для намораживания на стенке, неподвижной
относительно^ камеры, будет иметь вид:
T= -^^—^^[attXR + bKto +1)У A3)
Для случая намораживания на движущейся
относительно камеры стенке вместо условия D)
берем условие F) и тогда т будет определяться
по формуле
т_ 1 Р? fr *'о |п / atJni , Л1
т- ~ 2 afc |_ atc ш [ a/cW? + *Vo /J"
A4)
Ранее время намораживания заданной
толщины льда определяли по упрощенной формуле
т =
Р<7
Xtn
at-
at r
¦In 1
Mo JJ'
A5)
не учитывающей влияния непрерывного
движения очищаемой от льда стенки и ее термического
сопротивления (эта формула вытекает из
формулы A3), если R = 0).
Коэффициент теплоотдачи а от воды к
поверхности льда определяется в зависимости от
скорости перемещения камеры с водой w и ширины
камеры /, а также температуры воды.
Критериальные уравнения для определения а даны в
работах [4, 51:
NuA,c
a = •
/
Nu==0,76Re°'5Pr?*43
'кР
Pr,
ч 0,25
Pr,
A6)
A7)
'кР,
На основе полученного теоретического
решения задачи было выполнено моделирование
работы ГЧЛ на ЭВМ в следующих диапазонах
режимов работы и параметров цилиндров:
температура замораживаемой воды tc от 1 до 20° С через
2,5° С;
температура на поверхности стенки со стороны кипения
холодильного агента tG от —20 до —40° С через 2,5° С;
продолжительность цикла намораживания по частоте
вращения ротора с камерой вокруг цилиндра п от 1 до
10 об/мин через 1 об/мин;
толщина стенки цилиндра R от 4 до 12 мм через 1 мм;
материалы стенки цилиндра — сталь Х18Н10Т (Хг =
= 12,6 ккал/(ч-м-° С); сталь 30 (Хг = 50), сплав
алюминия Амг 5 (Хг = 102); сплав алюминия АД 31 (Хг = 162);
диаметр цилиндра D = 450 мм;
ширина камеры (по дуге) / = 225 мм.
Принятые режимы и конструктивные
параметры соответствуют наиболее распространенным
типам ГЧЛ или конструкциям, намеченным к
разработке. Общее число рассчитанных вариантов
составляет 29160. Для иллюстрации полученных
зависимостей часть расчетных данных приведена
в табл. 1.
Экспериментальная проверка выполнена на
разработанной в НИКИМРП установке ФИЛА-
50/100, оборудованной льдогенератором со
сменными цилиндрами — из нержавеющей стали
Х18Н10Т, стали 30 и алюминиевого сплава
Амг 5. Режимы работы установки по частоте
вращения ротора с камерой и ножом для съема
льда, а также по температурам соответствовали
диапазону, смоделированному на ЭВМ.
На основе экспериментальной проверки, а
также анализа результатов испытаний ГЧЛ,
созданных ранее, были разработаны новые
конструкции ГЧЛ (табл. 2 и рис. 4). Специальные
форсунки для подачи воды на замораживание
максимально приближают процесс
льдообразования на стенке в этих ГЧЛ к рассмотренному
нами в ГЧЛ с камерой.
Из сравнения технических характеристик
видно, что наилучшие показатели имеет
льдогенератор ФИЛ-50/100.
21

Таблица 1
п, об/мин
1
2
3
4
8
т, с
9,54
4,77
3,18
2,38
1,19
t0, °C
—20
—20
—20
—20
—25
а,
ккал/(ч-м- °С)
при tc = 20°С
247,1
349,8
428
498,7
G99
R, мм
4
8
12
4
8
12
4
8
12
4
8
12
4
8
12
|, мм, на стеике
из стали
Х18Н10Т
1,609
1,182
0,873
0,999
0,648
0,427
0,738
0,437
0,265
0,602
0,340
0,201
0,401
0,199
0,102
30
2,018
1,871
1,713
1,381
1,239
1,111
1,099
0,962
0,841
0,944
0,811
0,697
0,710
0,585
0,482
из сплава
Амг 5
2,096
2,021
1,948
1,457
1,384
1,313
1,174
1,101
1,032
1,018
0,946
0,879
0,783
0,713
0,648
алюминия
АД 31
2,125
2,076
2,029
1,486
1,438
1,391
1,202
1,155
1,109
1,046
0,999
0,954
0,810
0,764
0,720
/ Z 3 (+5 8
Д4±/
г з ч 5
/
¦в
<t 7
•а
Рис. 4. Типы генераторов чешуйчатого льда, переданных на серийное освоение и серийный выпуск в 1971—1975 гг.
а — ИЛ-500; б — ИЛ-300, в — Л-200; г — ФИЛ-50/100; 1 — патрубок аварийного сброса холодильного агента;
2 — труба подачи воды; 3 — штуцер предохранительного клапана; 4 — патрубок отвода паров холодильного
агента! 5 — патрубок подачи холодильного агента; 6 — штуцер возврата масла; 7 — блок автоматики; 8 — патрубок
отвода избыточной воды.
22

Таблица 2
Характеристики
ИЛ-500
ИЛ-300
«Пингвин»
Л-200 «Амур»
ФИЛ-50/100
Производительность при температурах
замораживаемой воды 28 °С и помещения (окружающей среды)
10-5-28 °С, кг/ч
Температура кипения холодильного агента, °С . . .
Температура льда из пресной воды, °С
Расход воды (без рециркуляции), м3/ч
Расход электроэнергии на 1 т получаемого льда (без
рециркуляции воды), кВт-ч/т
Рабочая поверхность цилиндра-испарителя, м2 . . .
Съем льда с 1 м2 поверхности цилиндра, кг/ч . . .
Частота вращения ротора с ножами и форсунками,
об/мин
Материал цилиндра-испарителя
Тип установленного электродвигателя
Масса, кг
500—800
_22ч—40
-4-5—6
до 1,1
2,13
4,75
168
Ст. Х18Н9Т
(Х18Н10Т)
АОМ-41-4
1600
300—350
-22-^—40
—44-—6
До 0,5
4,3
2,55
137
Ст. Х18Н9Т
(Х18Н10Т)
АОМ-41-4
630
200—250
—22-г—40
—4-г—6
До 0,4
4,8
1,6
156
Ст. Х18Н9Т
(Х18Н10Т)
АОМ-32-4
520
150—240
—184—40
—4-г— 8
До 0,4
2,08
1
240
8 или 4
Сплавы Амг 5, Амг 6
(АД 31 для фреонов)
АОЛ2-11-4илиАОМ-
21-4
240
Все льдогенераторы могут работать на фрео-
нах-12, 22 и аммиаке. Режим работы
льдогенераторов автоматический. Испарители не
полностью затоплены, со свободным уровнем.
Способ съема льда ножевой, а в ФИЛ-50/100
ножевой или фрезный. Расход холода на съем 1 кг
льда до 110 ккал. Насыпная масса льда 0,35
(у ФИЛ-50/100—0,354-0,5) т/м3.
Льдогенераторы предназначены для морских
судов с неограниченным районом плавания.
Освоение и серийный выпуск указанных ГЧЛ
начаты на Хабаровском заводе «Продмаш», а
льдогенераторов ФИЛ-50/100, кроме того, на
бийском заводе «Молмашстрой».
Выводы
Теоретическое рассмотрение задачи с
достаточной точностью отражает реально
протекающий процесс в чешуйчатых льдогенераторах.
При малых скоростях движения камеры (п= 1-т-З)
Касхождение между фактической производитель-
остью и расчетной достигает 25%, с
увеличением скорости расхождение закономерно
снижается и при п=10 фактическая меньше
расчетной на 1,5%.
Термическое сопротивление стенки
оказывает значительное влияние на удельную
производительность аппарата и температуру
получаемого льда. Повышение эффективности работы
ГЧЛ может быть достигнуто путем дальнейшего
снижения термического сопротивления стенки
цилиндра (переход на высокотеплопроводные
и коррозииностоикие материалы, ограничение
толщины стенки), а также интенсификации
процесса теплообмена между кипящим
холодильным агентом и стенкой.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Фомин Н. В. Устройство для замораживания
жидких материалов. Авторское свидетельство № 310092. —
«Открытия, изобретения, промышленные образцы,
товарные знаки», 1971, № 23, с. 112.
2. Поповский в- Г., Кондратюк ГД Б.,
Фомин Н. В. Непрерывный способ получения
замороженного фруктового пюре для сублимационной
сушки.— «Труды Молдавского НИИПП», вып. XI, 1971.
3. Лейбензон Л. С. О динамическом температурном
условии образования на поверхности складчатости
земного шара при его охлаждении. Изд. АН СССР, сер.
геогр. и геофизики, 1939, № 6.
4. Михеев М. А. Основы теплопередачи. Изд. 3-е,
перераб. М.-Л., Госэнергоиздат, 1956.
5. Лыков А. В. Тепломассообмен. Справочник. М.,
«Энергия», 1972.

621.362.2:565.8
К вопросу об интенсификации отвода тепла
в устройствах термоэлектрического охлаждения
В. В. МАЙОРОВ, Н. А. ФЕДОРОВ, В. В. ГОНЧАР
Воронежский технологический институт
А. М. ЧЕРНИКОВ, В. М. АИСТОВ
Интенсификация отвода тепла в современных
термоэлектрических охлаждающих устройствах
осуществляется в основном с помощью
радиаторных систем с принудительным обдувом [1, 2].
Они достаточно просты и получили широкое
распространение, хотя не лишены недостатков.
Основные из них — наличие движущихся
частей и дополнительные затраты энергии на
принудительную вентиляцию. Эти недостатки
сказываются на эксплуатационной надежности и
эффективности охлаждающих устройств,
предназначенных для работы в нестационарных
условиях, в частности, бытовых автомобильных
холодильников.
Для создания более совершенных моделей
термоэлектрических охлаждающих устройств
желательна разработка экономичных, безотказных
при длительной работе безвентиляторных тепло-
отводящих систем с достаточной интенсивностью
отвода тепла с горячих спаев термобатарей.
В работе [3] указывается, что
интенсификация теплообмена на спаях термобатареи, вплоть
до определенного предела, улучшает
энергетические показатели и повышает эффективность
охлаждающих устройств. Этот предел
характеризуется коэффициентом теплоотдачи а2^
^B—5) • 103 Вт/(м2-°С) и соответствует
интенсивности теплообмена при кипении и
конденсации.
Авторами были проведены исследования в
целях разработки теплоотводящей системы для
термоэлектрического охлаждающего блока
автомобильного холодильника, отвечающей
указанным выше требованиям.
Рис. 1. Схема экспериментальной установки:
/ — термоэлектрическая батарея; 2 — испаритель;
3 — манометр образцовый; 4 — запорные
вакуумные вентили; 5 — вакуумметр; 6 — манганин-кон-
стантановые термопары; 7 — радиатор с полыми
ребрами; 8 — блок контрольно-измерительных
приборов (а — переключатель ПМТ; б — потенциометр
Р 306; в — гальванометр М 195/1; г — термостат для
холодных спаев термопар; д — стабилизированный
источник питания термобатареи).
Особенностью системы является применение
контура промежуточного теплоносителя, с
помощью которого отвод и передача тепла
происходят по замкнутому циклу: кипение —
конденсация — кипение [4].
Исследования проводили на
экспериментальной установке, моделирующей охлаждающий
блок с испарительным теплоотводом.
Термобатареи работали при напряжении 12 В и
рабочем токе не более 4 А. Каждая батарея состояла \
из 154 соединенных последовательно
термоэлементов. Пол у ветви термоэлементов сечением
3,3x3,3 мм и высотой 5,5 мм изготовляли
методом холодного прессования из тройных
термоэлектрических материалов ТВЭХ-1 и
ТВДХ-1 [1].
После коммутации и проверки
работоспособности батареи заливали эпоксидным
компаундом ЭПК-1, что придавало им необходимую
прочность и жесткость. Плоскопараллельность
поверхностей горячих и холодных
коммутационных пластин достигалась двухсторонней
шлифовкой. Площадь коммутационных пластин на
каждой из сторон батарей составляла /7=3,6х
Х10-3 м2.
Схема экспериментальной установки
показана на рис. 1. Она состоит из испарителя, в
переднюю стенку которого вертикально вмонти-^
рована термобатарея, и конденсатора-теплооб-Ч
Заполнение Надануум-
системы насос.
а
Ш
&
i КГБ
Л \
^а !
—0 !
24

менника в виде радиатора с полыми ребрами.
Прочность и герметичность соединения
термобатареи с испарителем достигалась заливкой
компаунда ЭПК-1 в паз по всему периметру
посадочного окна для батареи. После
отверждения компаунда такое соединение выдерживало
давление до 0,2 МН/м2 без нарушения
герметичности.
Испаритель и радиатор соединены медными
теплоизолированными трубками и образуют
замкнутый контур циркуляции промежуточного
теплоносителя. После проверки герметичности
контура внутренний объем испарителя частично
заполняли теплоносителем (нормальный пентан
с температурой кипения 36° С) до уровня на
15—20 мм выше верхнего ряда горячих
коммутационных пластин. Для удаления воздуха и
растворенных в теплоносителе газов контур
тщательно вакуумировали, после чего
герметизировали. Таким образом, теплоноситель в
контуре оказывался под давлением насыщенных
паров при температуре окружающей среды.
При включении питания термобатарей
интенсивное парообразование в испарителе
происходило непосредственно на поверхности горячих
коммутационных пластин. Пар из испарителя
по трубке направлялся внутрь радиатора, где
конденсировался. Конденсат по трубке
самотеком вновь поступал в испаритель. По такой
схеме происходила циркуляция теплоносителя
в контуре. Отвод тепла от внешних поверхностей
радиатора обеспечивался свободной конвекцией
при температуре окружающего воздуха
22±0,5° С.
Исследования теплообмена при кипении
теплоносителя непосредственно на поверхности
горячих коммутационных пластин, а также передачи
тепла через испарительную систему в
окружающую среду проводили при изменении
электрического режима батарей: при увеличении
рабочего тока / от 1 до 4 А. При этом потребляемая
электрическая мощность возрастала с 5 до 65 Вт.
iMouxHocTb, выделявшуюся на горячей стороне
батарей, определяли как сумму холодопроизво-
дительности и потребляемой электрической
мощности. Значения холодопроизводительности
батарей рассчитывали по данным измерений
электрического и температурного режимов с
использованием осредненных параметров
термоэлектрических сплавов [1].
Изменение электрического режима (рабочего
тока) оказывало влияние на коэффициент
теплоотдачи а при кипении теплоносителя.
На рис. 2 в логарифмических координатах
представлена зависимость коэффициента а и
температурного напора 0 от плотности теплового
потока на горячих спаях q. Здесь значения q
отнесены к площади коммутационных пластин.
в/С
3
1
г
^
^*^п
cc-10'f
\Вт/(м2-°С)
W
2-Ю3
10*
о7 Вт/мг
2,0
1,0
Рис. 2. Зависимость 6 и а от q:
/_е=/(<7); 2-а=/(<7).
На рис. 2 видим, что в логарифмических
координатах зависимость а от q имеет линейный
характер и может быть аппроксимирована
выражением |-
а=23,6<7°«51 Л
Значения а при испарительном отводе тепла
с помощью теплоносителя — нормального пен-
тана—составляют от 1000 до'3000 Вт/(м2-°С).
Плотность теплового потока q в зависимости
от рабочего тока батареи изменялась в диапазоне
от 2-103 до 1,6-10 4 Вт/м2.
Для выявления эффективности испарительного
отвода тепла в термоэлектрических
охлаждающих блоках было произведено сопоставление
некоторых из полученных данных с параметрами
серийного охлаждающего блока с
принудительным обдувом (общая поверхность ребер 0,6 м2)
для автомобильного холодильника
«Электроника» (см. таблицу). В обоих случаях 7=3,5 А.
Показатели
Коэффициент теплоотдачи, приведенный
к поверхности горячих спаев а,
Вт/(м2.°С)
Термическое сопротивление участка
горячие спаи — окружающая среда RT,
°С/Вт
Холодильный коэффициент блока 8бЛ • •
Потребляемая блоком мощность W^, Вт
К «О ж
2800
0,63
0,108
60,0
BS
Sxo
3080
0,74
0,128
52,5
Из таблицы видно, что хотя термическое
сопротивление RT блока с испарительным тепло-
отводом (участка горячие спаи — окружающая
среда) несколько больше, энергетическая
эффективность его на 18% выше, чем блока с
принудительным обдувом, благодаря тому, что при
25

примерно одинаковой холодопроизводительности
мощность, потребляемая первым из них, ниже,
чем вторым, вследствие отсутствия
дополнительных затрат энергии на организацию
принудительного движения теплоносителя.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Коленко Е. А. Термоэлектрические охлаждающие
приборы. Л., «Наука», 1967.
2. П о к о р н ы й Е. Г., Щербина А. Г. Расчет
полупроводниковых охлаждающих устройств. Л., «Наука»,
1969.
3. К а г а н о в М. А., П р и в и н М. Р.
Термоэлектрические тепловые насосы. (Теоретические основы расчета.)
Л., «Энергия», 1970.
4. Дульнев Г. Н., Тарновский Н. Н.
Тепловые режимы электронной аппаратуры. Л., «Энергия»,
1971.
551.345.037.5
Применение электрического моделирования
для исследования процесса замораживания грунта
Т. Н. ДУНЕНКОВА
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
I
Одним из эффективных технологических
средств, используемых при строительстве
подземных сооружений и фундаментов, является
искусственное замораживание грунтов в целях
изоляции грунтовых вод и закрепления выемок
без применения шпунта.
Существующая в настоящее время методика
расчета параметров замораживающей установки
основывается на определении общего количества
тепла, которое должно быть отнято от
замораживаемого массива грунта, причем приток тепла
из примыкающих объемов грунта учитывается
приближенно введением эмпирического
коэффициента. Шаг замораживающих скважин и
их диаметр также принимаются на основании
использования данных прототипа. Практически
не учитывается влияние температуры наружного
воздуха и солнечной радиации. Все это
существенно отражается на точности результатов
расчета, которые имеют значительные расхождения
с фактическим ходом процесса замораживания.
При больших объемах работ эти ошибки
вызывают перерасход средств на замораживание
грунта.
В данной статье предлагается использовать
электрическое моделирование для
прогнозирования изменения температурного поля в
процессе замораживания грунта и приводится методика
определения времени работы холодильной
установки по данным моделирования. В отличие
от известных методов расчета здесь
учитываются: фактическое начальное распределение
температуры в грунте; изменение среднесуточной
температуры воздуха; влияние солнечной
радиации; теплофизические параметры слоев грунта;
теплоприток из окружающей среды; изменение
температуры хладоносителя в течение времени
работы холодильной установки; перепад
температур хладоносителя по высоте скважины.
Дифференциальное уравнение
теплопроводности, замененное конечно-разностными
отношениями и разрешенное относительно температуры
в точке (t, /) для момента времени ? + 1, имеет вид
ft ~ь- ffy-ь U h , вм-ь j, k .
в,, ,, к+1 = аДт [ (АхJ + (д*J +
2rAr + 9l"' h k aAx
]•
A)
(ArJ"~ (A*J)
где Ar, Ax, At — шаги сетки по осям г (вдоль радиуса
массива), х (по высоте массива), т (пЛк
времени); Щ
г = jAr.
Уравнение сопряжения талой и мерзлой зон
имеет вид
%м
Лт
Ге"-1,/
Г eJ+i
дм
k — ^i
Ах
/a. к ~~
А*
=
/a. k
Qlf,
Рек?
ДМ
т
— 1
-г
100 '
/а. к
*1ь
Аг
Ах
ДМ
Аг
+1.
»
Аг
-1, к
Чь
1
J
к
B)
где рск — плотность скелета грунта;
W — влажность грунта, %;
L — теплота фазового перехода.
Индексы «м» и «т» означают мерзлую и талую зоны,
индекс «з» относится к точкам, расположенным в зоне
замораживания.
26

Решение будет устойчиво при соблюдении
условия:
2 2 \
(ДгJ + (Ал:J]
1 —аАт
50.
C)
В уравнениях A) и C) численные значения
величины а следует принимать для мерзлой и
талой зон в зависимости от радиуса г.
Полученное конечно-разностное уравнение
позволяет применить электрическое моделирование
для определения нестационарного
температурного поля в грунте. Для этого могут быть
использованы сеточные, комбинированные модели
и электроинтеграторы. Нами был применен
электроинтегратор СЭИ-1. Принципиальная
схема электроинтегратора и его работа описаны
ранее [1].
Для решения рассматриваемой двухмерной
задачи схема решающего элемента
электроинтегратора должна содержать пять
сопротивлений:
Ri-ij,k'i RiJ,k\ Ri+iJ,k'> Ru-i,b'> RuJ+i,k-
Величины потенциала нулевой точки схемы
решающего элемента определяются по
уравнению
CD E
+ — Ui> J> Ь + ~F~ U** J-l» k + ~f~ Ui, 7+1, ft» D)
где A = Ri+1, j, k Ri, j, k Ri, 7-i, ft Ri, 7+i, ft;
В — Ri—l, 7, ft Ri, 7, ft Ri, 7-1, ft Ri, 7 + 1, ft5
С = Ri — 1, 7, ft ^i + 1, 7, ft ^ti 7—1, ft ^i, 7+b ft*' E)
^ = #i-l, 7", ft ^i'+l, 7, ft ^t, 7, ft #i, 7+1, ft5
E = Ri-l, J, ft Ri+l, 7, ft #i, 7, ft #i. 7-1, ft^
F = A + B + C + D + E.
Сравнение выражения D) с уравнением A)
Позволяет получить систему уравнений для
нахождения величин сопротивлений решающего
элемента:
А В аАт # С 2дАт 2аАт #
~==1Г = 1АлТ2 ' Т" = * ~~ (АхJ '
D
¦ = аДт
(Ал:J '
1
1
(Аг)*
2гАг
F
¦ = аАт
(АгJ
(АгJ
F)
2гАг
Наличие на границе раздела талой и мерзлой
зон фазового перехода грунтовой влаги
задерживает продвижение границы. За время Дт
граница фазового перехода перемещается на
величину бг<Аг. В свою очередь бг зависит
от влажности грунта и скрытой теплоты
льдообразования. При электрическом
моделировании величина бг может быть определена или
расчетным путем, например так, как это описано
в работах [2, 3], или путем моделирования.
Нами разработан способ моделирования
составляющих скорости продвижения границы
фазового перехода.
Составляющие скорости продвижения
границы вдоль осей х я г будут определяться
градиентами температур вблизи границы перехода в
соответствии с уравнением B).
Умножив соответствующие градиенты на
величину шага по времени Дт, получим
перемещения зоны замораживания вдоль осей х и г\
100ДмАт
х ~ Рск^Л* ( '• '»• k ~ /~1' '»• k) +
ГООАМт
+ pCKLWAx <е/. /». k — e/+i, /a. ft)' G>
100А,мАт
* ~ pCKLWАг <0*. /a. k—\ u-ttk) +
1 ОРЯ? At
При моделировании перемещения зоны
замораживания на СЭИ-1 следует применять двух-
лучевой решающий элемент из сопротивлений
7?! и R2, потенциал нулевой точки которого
равен
^2 ,, . Rl
U = -
и,
¦и%.
(8)
#1 + Я2 ПГ R1 + R2 
Для обеспечения пропорциональности между
потенциалом нулевой точки U и величинами бх
и бг, соответственно, необходимо выполнить
условие пропорциональности
иг = /d F/( /з> k — §i_u /з> k),
или
и^КАК^и-К /3_i,ft);
i/a =/Ci (9/§/s >л — е/+1/з>й),
или
?/2 = /Сх (9/f />f k — Qlt /i+1§ л),
где /Сх — коэффициент пропорциональности при
равенстве коэффициентов:
#2 100Я,мАт
9cKLWM >
(9)
или
Ъ
Ri
Ri
+ R*
R*
+ R*
Ri
+ R2
Ri
100XmAt
pCKLWbr'
100ХтДт
pCKLWAx •
100А,тАт
R1 + R2 = Рск^^Д/-'
A0)
27

Выражения A0) позволяют определить
величины сопротивлений решающего элемента.
При моделировании поставленной задачи
приходится видоизменять уравнения A), B), E), F)
в зависимости от этапа ее решения и теплофи-
зических характеристик грунта по описанному
ниже алгоритму и в соответствии с рис. 1.
Рис. 1. Схема
образования льдогрунтового
цилиндра в период
смыкания промерзших зон оди
ночных скважин.
/ этап. Образование льдогрунтового цилиндра
одиночной колонки. Условия охлаждения
отдельных участков грунта вблизи одиночной колонки
d
(в пределах радиуса r=~<f) различны. В
направлении оси ОА грунт охлаждается медленнее,
а в направлении оси СД быстрее (см. рис. 1).
Поэтому изотермы колонки не круговые, как
это считалось до сих пор [4], а эллиптические.
Такая же форма и у зоны промерзания. При
решении задачи определяют величины полуосей
эллипса промерзшей зоны на момент времени
смыкания льдогрунтовых цилиндров соседних
скважин. Расчет в направлении оси ОА следует
вести в цилиндрической системе координат,
в направлении оси СД — в прямоугольной
системе.
2 этап. Подготовка исходных данных для
дальнейшего решения задачи. Образовавшуюся
оболочку из отдельных эллиптических
льдогрунтовых цилиндров при дальнейшем расчете
заменяют цилиндрической оболочкой, имеющей
эквивалентную толщину Ь\ определяемую из
условия равенства замороженных объемов
реальной и эквивалентной оболочек
я
где С — меньшая полуось эллипса (в направлении оси
ОА).
Распределение температур в талой зоне,
полученное в результате расчета 1 этапа,
является исходным для расчета 3 этапа. Учитывая,
что образовавшийся льдогрунтовыи цилиндр
отделил внутренний объем грунта от внешнего
и температурные поля их оказались
изолированными, можно провести раздельное
моделирование внешнего и внутреннего температурного
полей.
^5 Габаритные размеры льдогрунтового цилиндра
обычно оказываются такими, что при расчете
можно пренебречь его кривизной и
рассматривать стенку цилиндра как плоскую. Это
позволяет упростить расчет и вести его в дальнейшем
в прямоугольной системе координат.
3 этап. Расчет внешнего температурного
поля. Задача решается по уравнениям A), B),
E), F), преобразованным для прямоугольной
системы координат, при этом ось г заменяют
осью у. Одновременно моделируют и поле между
колонками до тех пор, пока температура в
средней точке между ними не станет
приближаться к температуре хладоносителя.
4 этап. Расчет внутреннего температурного
поля. Внутренний объем имеет ограниченные
размеры и, следовательно, ограниченный запас
тепла. Поэтому его охлаждение и
замораживание должно проходить быстрее. При расчете
это учитывается соответствующим выбором
граничных условий. Как отмечалось, расчет
ведется в прямоугольной системе координат.
Поверочный расчет в цилиндрической
системе координат показал, что разница в
результатах несущественна.
Окончание процесса моделирования
определяется моментом достижения минимально
необходимой толщины льдогрунтового цилиндра. |
В результате проведенного расчета строятся
температурное поле грунта, а по
изотермической поверхности t0 — форма образовавшегося
льдогрунтового цилиндра.
Температурное поле грунта как в мерзлой,
так и в талой зонах является исходным для
определения холодопроизводительности
установки, время работы которой устанавливают в
процессе моделирования.
Результаты моделирования были проверены
при сооружении одной из шахт магистрального
канализационного коллектора в г. Ленинграде.
На рис. 2 сопоставлен расчетный график
изменения температуры на глубине 9 м от
поверхности в точке, отстоящей на 1,5 м от
колонки, с результатами натурных измерений
температуры, полученными при замораживании ство-
28

Расчет
Опыты
60 сутки после начала замораживания.
Сужения в сечении приходятся на насыщенные водой
слои грунта. Видна также неравномерность
хода замораживания грунта с внешней и
внутренней сторон льдогрунтового цилиндра. Теп-
лоприток из окружающих объемов грунта
задерживает процесс наращивания льда с
наружной стороны цилиндра. Эти результаты также
хорошо согласуются с показателями,
полученными при разработке шахтных стволов после
предварительного замораживания.
Предложенная методика расчета на
электроинтеграторе нестационарного температурного
поля в процессе замерзания грунта может быть
использована в проектной работе при расчете
параметров холодильной установки,
предназначенной для замораживания грунта.
Рис. 2. Графики изменения температуры грунта,
полученные в результате моделирования и натурных
наблюдений.
ла шахты. Сравнение кривых свидетельствует
о хорошей сходимости результатов.
Проведенное моделирование позволило
построить форму сечения льдогрунтового цилиндра,
образующегося в процессе замораживания
грунта. Оказалось, что стенки цилиндра из-за
различия теплофизических характеристик
отдельных слоев грунта и неодинаковых условий
теплообмена не вертикальны, а имеют сложную
конфигурацию.
На рис. 3 изображено одно из сечений,
построенное по результатам моделирования на
5 6 7пм
Рис, 3. Сечение льдогрунтового цилиндра вокруг
шахтного ствола, по результатам моделирования.
Выводы
Разработана методика моделирования
нестационарного температурного поля в процессе
искусственного замораживания грунта.
Дано математическое описание процесса
фазового перехода на границе мерзлой и талой
зон в виде, необходимом для моделирования
этого процесса в пространстве двух измерений
на статическом электроинтеграторе.
Приведены результаты моделирования и
натурных испытаний, которые имеют достаточную
сходимость.
Путем моделирования можно определять не
только тепловое состояние грунта и толщину
наращиваемого льдогрунтового цилиндра, но
и время работы холодильных установок в
зависимости от толщины замороженной стенки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Жеребятьев И. Ф., Лукьянов А. Т.
Математическое моделирование уравнений типа
теплопроводности с разрывными коэффициентами. М.,
«Энергия», 1968.
2. Вулис Л. А., Жеребятьев И. Ф., Л у к ь я-
н о в А. Т. Статические электроинтеграторы и решение
с их помощью уравнений теплопроводности при наличии
фазового перехода. Киев, «Наукова думка» 1964.
3. Оносовский В. В., Дуненкова Т. Н.
Методика расчета температурных полей вокруг одиночного
охлаждающего устройства на статическом
электроинтеграторе. — «Труды научной конференции ЛТИХП».
Л., 1970, с. 281—287.
4. К и с е л е в М. Н., П а п а з о в В. Т. О скорости
искусственного замораживания грунтов. — «Советский
метрополитен», 1940, № 9, с. 22—29.
29

536.24
Оценка методов проверки качества теплоизоляции
цистерн-термосов
А. П. ДЮБКО
Всесоюзный научно-исследовательский институт железнодорожного транспорта
Для перевозки жидких пищевых продуктов
применяют цистерны-термосы, требуемая
температура в которых обеспечивается за счет
аккумулированного ими холода летом или тепла
зимой. Срок транспортировки во многом
зависит от теплотехнических качеств изоляции
цистерны, характеризующихся коэффициентом
теплопередачи. Расчетная величина его
определяется исходя из требующейся
продолжительности транспортировки и теплоемкости груза,
его начальной температуры, а также
температуры наружного воздуха.
Для определения коэффициента
теплопередачи при установившемся температурном
режиме воду или воздух в цистерне нагревают и,
поддерживая в ней определенную температуру
электронагревателями, создают стационарный
режим теплопередачи.
Коэффициент теплопередачи k находят по
формуле
N
где N — мощность электронагревателей (среднее
значение), Вт;
F — 'YFHFB — среднегеометрическое значение наружной
FH и внутренней FB поверхностей
ограждающих конструкций цистерны, м2;
?сР — средняя температура воды или воздуха в
цистерне, определяемая как
среднеарифметическая ti, °C;
tH — температура наружного воздуха, °С.
При экспериментальном определении
значения k по остыванию налитой в цистерну воды
температура ее изменяется по следующей
зависимости *
t = (t0-tH)e-mx + tH,
где /0 — начальная температура воды в цистерне, СС;
т — продолжительность расчетного периода, ч;
knV
т « —п — величина, зависящая от теплоемкости жид-
кости и цистерны, а также от
интенсивности теплопередачи для цилиндрических
стенок цистерны-термоса;
&ц — коэффициент теплопередачи цилиндрической
стенки (к цилиндрической поверхности
относятся также и торцовые стенки), Вт/(м2*°С);
/' = ¦
ndt
сР
•приведенная длина цистерны, м;
сг — теплоемкость жидкости, залитой в
цистерну, Дж/(кг-°С);
М & Мг + М2 -~ + -о" М3 -— — условная масса, кг;
Мъ М2, М3 — соответственно масса жидкости, металла
цистерны и термоизоляции, кг;
с2» сз — удельные теплоемкости металла и
термоизоляции, Дж/(кг'°С);
^сР — средний диаметр цистерны, м.
Наиболее близки к условиям эксплуатации
испытания цистерн-термосов, заполненных
жидкостью.
Оценивая испытания по остыванию воды в
цистерне, можно заключить, что погрешность
замера температуры воды в цистерне Д/п=±0,1° С
приводит к погрешности определения величины
k до ±14% при продолжительности испытаний
48 ч, ожидаемом ?=0,3 Вт/(м2-°С) и среднело-
гарифмической разности между температурой
воды в цистерне в начале и конце испытаний
и температурой наружного воздуха 0=30° С.
При более продолжительных испытаниях G2—
96 ч) погрешность определения k составляет
±9ч-6% (рис. 1). Повышение 6 с 30 до 40° С
при прочих равных условиях приводит к
снижению погрешности определения в 1,3 раза.
100
¦Рубинчик И. М., Китаев Б. Н. Методы
технического контроля теплоизоляционных качеств
вагонов. М., «Транспорт», 1968, с. 19—21.
60
*SO
I
%
20
О 20 W SO SO ^ 100 120
Продолжит ель но cm ь испыша/шй, ч
Рис. 1. Зависимость погрешности определения
коэффициента теплопередачи по остыванию воды в
цистерне,вызванной неточностью замера температуры воды (±0,1° С)
от продолжительности истытаний при 0=30 ° С.
30

Применение приборов контроля температуры
воздуха с погрешностью от ±0,1 до ±0,5° С
дает погрешность определения Л=±0,4-7-1,8%
в случае 6=30° С. При возрастании 9 до 40° С
погрешность уменьшается до ±0,3±1,2%.
Оценивая испытания методом
электрообогрева порожних цистерн, установили, что
увеличение сопротивления расположенных снаружи
цистерны проводов, соединяющих
электросчетчики с электронагревателями, от 0 до 2 Ом
при номинальной мощности
электронагревателей 2 кВт повышает коэффициент
теплопередачи на 8 и 25% при напряжении в сети
соответственно 220 и 110 В. Применение
электронагревателей с рабочим напряжением 220 В
почти в 3 раза снижает погрешность расчета k
за счет сопротивления электропроводов по
сравнению с электронагревателями напряжением
ПО В. Влияние сопротивления
электропроводов на погрешность определения k можно
исключить, установив электросчетчики в местах ввода
электропроводов в испытываемый объект.
Погрешность измерения расхода
электроэнергии на работу электронагревателей
определяется классом точности применяемых приборов.
Так, при использовании электросчетчиков
класса точности 2,5 максимальная погрешность
измерения расхода электроэнергии, а
следовательно, и погрешность расчета k составляет ±2,5%.
Расход электроэнергии на работу
электронагревателей изменяется пропорционально
колебанию напряжения в цепи их питания,
поэтому при установке стабилизатора (без
электросчетчика), обеспечивающего поддержание
напряжения НО или 220 В с колебаниями, не
превышающими ±5 В, максимальная погрешность
определения k составит соответственно ±4,6
и ±2,2%.
ю
I
о 0,1 цг цз о,* цд~
Позрешность замора температуры, °С
Рис. 2. Зависимость погрешности определения
коэффициента теплопередачи от погрешности замера температуры
снаружи и внутри цистерны.
*/0
\v
&
JA
О 100 ZOO 300 400
Коэффициент теплоод~мена)Вт/(мг''С)
Рис. 3. Изменение коэффициента теплопередачи в
зависимости от величины коэффициента теплообмена (от
внутренней поверхности к окружающей среде).
Выполненные расчеты показали, что при
установившемся температурном режиме погрешность
измерения температуры воздуха снаружи и
внутри цистерны влияет на точность
определения k в зависимости от разности между
температурой снаружи и внутри цистерны Д?. Из рис. 2
видно, что при Д^=30°С применение приборов
контроля температуры с погрешностью ±0,1—
-т-±0,5° С может приводить к погрешности
определения k ±0,7-f- ±3,5%. При Д*=40°С
догрешность снижается до ±0,5—2,5%.
На основании расчетов, проведенных по
формуле для определения коэффициента
теплопередачи цилиндрической стенки, установлено,
что увеличение коэффициента теплообмена с
6 до 400 Вт/(м2-°С) повышает коэффициент
теплопередачи, равный 0,3—0,4 Вт/(м2-°С), на
5—7% (рис. 3). Следовательно, величина k,
полученная по результатам испытаний
порожних цистерн, меньше фактической на 5—7%.
С учетом этого значение k порожних цистерн
может отличаться от цистерн, заполненных
водой, на 0-;—12%.
Для проверки результатов выполненных
исследований были испытаны цистерны-термосы,
коэффициент теплопередачи которых
определяли по остыванию воды и при установившемся
температурном режиме методом электрообогрева
порожних цистерн. При испытаниях
электрообогревом внутри каждой цистерны поместили
по два электронагревателя номинальной
мощностью 1 кВт. Расход электроэнергии
учитывали размещенными рядом с испытываемыми
объектами электросчетчиками класса
точности 2,5. Напряжение в цепи питания
электронагревателей поддерживалось автотрансформато-
31

ром на уровне 220 В. Во всех случаях для
замера температуры в цистернах применяли
термометры с погрешностью ±0,1° С, а снаружи
цистерн — ±0,5° С (погрешность принята
равной цене делений по ГОСТ 2823—59).
Техническая характеристика цистерны-термоса
Емкость, м8 55,2
Диаметр, м
наружный 2,935
внутренний 2,580
средний 2,757
Приведенная длина, м 11,65
Толщина термоизоляции (полистирол и
стекловолокно), мм 170
Масса, кг
металла 5500
термоизоляции 500
Среднегеометрическая поверхность, м2 100,2
Отношение толщины термоизоляции к
внутреннему диаметру цистерны 0,066
Результаты приведенных испытаний
показали совпадение расчетных данных с
фактическими.
Таким образом, для определения с
одинаковой точностью (±5%) коэффициента теплопере-
Пористые крахмалы, получаемые путем
замораживания клейстеризованных растворов
крахмала (клейстеров), могут быть использованы
в кондитерском производстве как корпусы
шоколадных конфет, если их пропитать ликером
или сиропом [1 ].
Губчатая структура пористых крахмалов
образуется при формировании ветвистых
кристаллов льда в замораживаемых клейстерах. После
размораживания влага удаляется из губчатой
массы отсасыванием или центрифугированием,
а поры сохраняют конфигурацию, созданную
кристаллообразованием. Формирование
кристаллов льда в клейстерах происходит в первую
очередь из свободной воды, но при понижении тем-
дачи k при испытаниях методом внутреннего
электрообогрева порожних цистерн при
установившемся температурном режиме следует
использовать электронагреватели напряжением
220 В, электросчетчики с классом точности не
ниже 2,5 и приборы контроля температуры с
погрешностью ±0,2° С при разности между
температурой воздуха снаружи и внутри цистерны
ДС>25° С, которая должна быть увеличена до
40° С при погрешности приборов контроля
температуры ±0,5° С. Колебание напряжения в
цепи питания электронагревателей не должно
превышать ±5 В.
Полученное по результатам испытаний
порожней цистерны значение коэффициента
теплопередачи требуется увеличить на 5—7%.
При испытаниях по остыванию воды в
цистерне следует использовать приборы с
погрешностью +0,1° С для замера температуры воды и
±0,5° С для контроля температуры воздуха
снаружи цистерны. Продолжительность
испытаний должна быть не менее 96 ч. Указанные
два метода рекомендуются для практического
использования как равноценные.
664.22/.27.071.037.5
пературы кристаллизуется также так
называемая связанная вода.
Понятие связанной воды количественно
недостаточно определенно, поскольку оно не
основано на числовых характеристиках энергии
связи [2—5].
В настоящей работе энергию связи влаги
в крахмальных клейстерах находили по
удельной теплоте ее испарения.
Удельную теплоту испарения влаги
устанавливали электрокалориметрическим методом [6,
7], основанным на автоматической компенсации
тепла, расходуемого на испарение влаги при
обезвоживании сушкой. При этом тепло,
затрачиваемое на испарение влаги, идет на
Определение энергии связи воды
при замораживании растворов крахмала
Г. Е. ОЛЕНЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Доктор техн. наук, проф. Г. Б. ЧИЖОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
32

Il
IV
та
1 t**
w
^^Sl/4
/
J
| Щ |
Г) «k
к ~Ъш *
о У4*
Г" ^
'
/
(
Lr> (
п* )
(
1 ГА
—я
он
|л? 93 fy/efa
1МДх/нг
3,50
3,25
3,00
2,75
2,50
2J51
D,*c. 1. Удельная теплота испарения влаги / из
крахмальных клейстеров:
/ — кукурузный крахмал; 2 — обычный картофельный
кпяхмал; 3 — модифицированный картофельный
крахмал; 4 — крахмал восковидной кукурузы.
превращение воды в пар и на разрыв связи
воды с материалом. Температура осушающего
воздуха в калориметре составляла в наших опытах
314 К и поддерживалась с точностью до
тысячных доле/* градуса прецизионным регулятором.
Опыты по определению удельной теплоты
испарения проводили во Всесоюзном
научно-исследовательском институте маслодельной и
сыродельной промышленности.
Исследовали клейстеры из картофельного и
кукурузного крахмалов, из модифицированного
картофельного крахмала (комбинированный
способ модификации) и из крахмала восковидной
кукурузы.
Результаты опытов показали (рис. 1), что при
сравнительно большом влагосодержании -^- (от-
ношение содержания воды Gw к содержанию
сухих веществ Gc) участки кривых прямолинейны
f и параллельны оси абсцисс. Удельная теплота
испарения такая же, как для чистой воды при
314 К, а именно, 2,345 МДж/кг. При
влагосодержании 4,24 кг/кг для кукурузного
клейстера, 1,92 кг/кг для клейстера из обычного
картофельного крахмала, 1,86 кг/кг для
клейстера из модифицированного картофельного
крахмала и 0,84 кг/кг для клейстера из крахмала
восковидной кукурузы удельная теплота
испарения начинает возрастать и особенно
значительно увеличивается при влагосодержании для
всех видов крахмалов 0,16—0,20 кг/кг.
Следовательно, основная масса воды,
содержащейся в крахмальных клейстер ах, не может
считаться связанной. Лишь относительно
небольшое количество влаги — от 0,84 до 4,24 кг/кг
в зависимости от вида крахмала —
характеризуется повышенной теплотой испарения. Резкий
подъем кривых удельной теплоты испарения при
влагосодержании 0,16—0,20 кг/кг указывает на
наличие особо прочно связанной воды.
На кривой удельной теплоты испарения для
кукурузного клейстера в области малых
влагосодержании есть точки перегиба, ординаты
которых были приняты для условного деления
воды в клейстерах на четыре группы по энергии
связи (табл. 1).
Группы
влаги по
энергии
связи
I
II
III
IV
Удельная
теплота испарения /,
МДж/кг
/ = 2,345
2,345 </^2,500
2,500 </^3,000
/ >3,000
Энергия связи
в*лаги с
веществом крахмала Е,
МДж/кг
? = 0
0<?^0,155
0,155<?^0,655
?>0,655
Таблица 1
Условная
характеристика
влаги
Свободная
Слабо
связанная
Прочно
связанная
Особо прочно
связанная
Влагосодержания клейстеров,
соответствующие этим группам, приводятся в табл. 2, из
которой следует, что чем меньше остаточное
содержание связанной воды, тем больше ее
энергия связи.
Клейстер кукурузного крахмала содержит
наибольшее количество связанной влаги в
основном за счет влаги II группы. В клейстерах из
обычного и модифицированного картофельных
крахмалов практически одинаково общее
количество связанной влаги, однако они
различаются по суммарному количеству влаги II11 и
IV групп (соответственно 0,84 и 1,14 кг/кг).
Клейстер из крахмала восковидной кукурузы
содержит наименьшее количество связанной
влаги.
На рис. 2 показана экспериментально
определенная зависимость количества влаги каждой
из групп gl9 gll9 g1U9 g-lV от количества сухих
веществ крахмала разных видов в клейстерах.
Количество связанной воды различных групп
прямо пропорционально содержанию сухих
веществ крахмала в клейстере; коэффициент
пропорциональности определяется специфическими
особенностями каждого из видов крахмала.
Зная удельную теплоту испарения влаги и
предположив, что в случае равенства
остаточных влагосодержании при высушивании и
замораживании уровни энергии связи влаги
равны и что энергия не зависит от температуры
33

Таблица 2
Клейстеры
Из крахмалов
кукурузного
обычного картофельного
модифицированного
картофельного
восковидной кукурузы .
Влагосодержание клейстеров ( 2J, кг влаги на кг сухого вещества крахмала) по
группам влаги с различной энергией связи
I
Gw
0-5*4,24
§^1,92
Gw
Gc
И
4,24>-^^1,39
г*
1,92>т^^0,84
ис
/~*
1,86>^^1,14
0,84>т^^0,53
Gc '
ill
1,39>-^^0,18
Gw
0,84>тг- ^0,20
ис
Gw
1,Н>^-^0,16
Gw
0,53>-g- ^0,20
IV
!<0,20
|<0,.6
%<0,20
30
80
70
GO
50
30
25
го
15
ю
5
о
¦-/
А-2
•-J
о-*
а
,-А
клейстера, можно выразить этот показатель для
воды, не кристаллизирующейся при
замораживании.
Для этого было определено содержание
незамороженной влаги в клейстерах различных
крахмалов при температурах от —6 до —30° С
методом, разработанным по предложению Д. Г. Рю-
това.
Клейстеры с различным содержанием сухих
веществ крахмала помещали в холодильные
камеры с температурой —6, —10, —18 и —30° С
на 2—3 месяца для полной сублимации
кристаллов льда. После этого образцы выдерживали
в эксикаторах над льдом в тех же камерах до
наступления равновесной влажности (до
достижения постоянной массы) и в них определяли
остаточное содержание невымороженной при
данной температуре влаги.
Для установления количества
невымороженной воды были использованы клейстеры с
содержанием сухих веществ крахмала 1, 3, 5, 7
и 9%, приготовленные из картофельного и ку-^
курузного крахмалов, а также из
модифицированного картофельного крахмала.
Оказалось, что содержание воды, остающейся
в незамороженном состоянии, в расчете на 1 кг
сухого вещества крахмала практически не
зависит от начального содержания сухих веществ
крахмала в клейстере. Подавляющее количест-
Рис. 2. Экспериментально определенная зависимость
количества влаги каждой из групп (в % от общего
содержания воды Gw) от количества сухих веществ крахмала
разных видов в клейстерах:
а—\ группа (Е = 0); б—II группа @<?^0,155);
в — III группа @,155<?^0,655); г—IV группа (Е>0,655);
1 — кукурузный крахмал; 2 — модифицированный
картофельный крахмал; 3 — обычный картофельный крахмал;
4 — крахмал восковидной кукурузы.
34

Та блица 3
Клейстеры
Из крахмалов
обычного картофельного . .
обычного кукурузного . . .
модифицированного карто -
фельного
Количество невымороженной
воды в крахмальных
клейстерах A кг влаги на 1 кг
сухого вещества крахмала) при
отрицательных температурах
— 6°С |— 10°С
0,42
0,44
0,45
0,34
0,35
0,36
— 18°С
0,33
0,31
0,32
— 30°С
0,29
0,30
0,28
во влаги в крахмальных клейстерах замерзает
при температурах выше —6° С.
В табл. 3 помещены данные о содержании
невымороженной воды в образцах при различных
температурах.
По данным о теплоте испарения (см. рис. 1)
и количестве невымороженной воды (табл. 3)
была установлена энергия связи влаги в
крахмальных клейстерах, остающейся в
незамороженном состоянии при отрицательных
температурах (рис. 3).
Оказалось, что для клейстеров различных
видов энергия связи влаги, остающейся в
незамороженном состоянии при —6° С, составляет
0,382—0,402 МДж/кг, а при —30° С—0,432—
0,468 МДж/кг. Это, в свою очередь, означает,
что при температуре —6° С в клейстерах
замерзает вся вода, условно относящаяся по
энергии связи ко II группе, а также значительная
часть воды III группы @,94 кг/кг — клейстер
0,455
о,т
0Л15\
цщ
0,375
и
1
2
—3
—¦
i
-16 ~20 ~2? -28 t,°C
Рис. 3. Зависимость энергии связи Е влаги с крахмалом в
клейстерах, остающейся в незамороженном состояний, от
температуры t:
1 — обычный картофельный крахмал; 2 — кукурузный
крахмал; 3 — модифицированный картофельный крахмал.
из кукурузного крахмала, 0,42 кг/кг —
клейстер из картофельного крахмала и 0,69 кг/кг —
клейстер из картофельного модифицированного
крахмала). В интервале температур от —6 до
—30° С дополнительно вымерзает следующее
количество воды, относящейся по энергии связи
к III группе: в кукурузном клейстере 0,15,
в картофельном 0,11 ив клейстере из
картофельного модифицированного крахмала
0,16 кг/кг. Влага в крахмальных клейстерах,
отнесенная по энергии связи к IV группе (Е>
0,655 МДж/кг), не замерзает даже при —30° С.
При этой температуре из остающихся в
незамороженном состоянии 0,29—0,30 кг влаги на 1 кг
сухого вещества крахмала 0,16—0,20 кг/кг;по
энергии связи относится к влаге IV группы,
остальное количество — к влаге III группы.
Приведенные в табл. 3 данные о количестве
невымороженного в клейстере обычного
картофельного крахмала совпадают с данными Риде-
ля [8].
В табл. 4 приведены данные об общем
количестве связанной воды в крахмальных
клейстерах с различным содержанием сухих веществ,
о количестве влаги, остающейся в невы-
Таблица 4

Концентрация $
клейстера,
%
Общее
количество
связанной воды, %
Количество

невымороженной воды при
-6°С, %
Количество
связанной воды,
замерзающей в интервале
температур от 0 до
-6°С. %
Клей-стеры кукурузного крахмала
4,30
13,20
22,30
31,88
41,98
0,43
1,42
2,31
3,31
4,46
3,87
11,78
19,99
28,57
37,52
Клейстеры из обычного картофельного
крахмала
1,90
6,00
10,10
14,42
19,00
0,42
1,34
2,10
3,23
4,15
1,48
4,66
8,00
11,19
14,85
Клейстеры из модифицированного
картофельного крахмала
1,89
5,82
9,80
14,12
18,61
0,45
1,33
2,42
3,45
4,46
1,44
4,49
7,38
10,67
14,15

мороженном состоянии при температуре —6° С,
и по разности между этими
показателями—данные о количестве связанной воды, замерзающей
при температурах от 0 до—6° С. Как видно из
табл. 4, количество связанной воды,
замерзающей при температурах от 0 до—6° С, прямо
пропорционально содержанию сухих веществ в клей-
стерах.
Вода, связанная с веществом крахмала,
влияет на формирование кристаллов при
замораживании клейстеров, причем в тем большей мере,
чем больше содержится в клейстере связанной
влаги. Значительная часть ее,
кристаллизующаяся в температурной зоне от 0 до —6° С,
замерзает при более низких температурах, чем
свободная вода, являющаяся строительным
материалом для образования основных ветвей
кристаллов. Можно полагать, что замерзание
связанной воды приводит к формированию ветвей
кристаллов второго и высшего порядков.
Плоды и овощи обычно охлаждают и хранят
в прямоугольных штабелях. В процессе
хранения продукты растительного происхождения
выделяют влагу, углекислый газ и тепло. Плохая
теплопроводность насыпного слоя вызывает
значительное повышение температуры во
внутренних слоях штабеля, приводит к усилению
дыхания, ухудшению качества и увеличению потерь
плодов и овощей при хранении.
Выбор условий охлаждения и хранения, а
также размеров штабеля при проектировании
плодо- и овощехранилищ определяется
условиями его теплообмена с окружающим воздухом.
Температурное поле в штабеле зависит от его
размеров, внутренних тепловыделений, наличия
конвективного переноса тепла внутри штабеля
и условий теплообмена с окружающей средой.
Попытки определения температурного поля
в штабеле плодов и овощей при некоторых
допущениях были сделаны в работах [1, 2], где
штабель рассматривается как неограниченная
пластина (одномерный поток тепла) с непрерывно
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Оленева Г. Е., Маркер В. Э., Ш т ы р к о-
в а Е. А. Получение пористых крахмалов методом
замораживания крахмальных гелей. — «Холодильная
техника», 1971, № 9, с. 40—44.
2. Думанский А. В. Лиофильность дисперсных
систем. Киев, АН УССР, 1960.
3. Н а у м о в В. Химия коллоидов. М., Пищепромиздат,
1939.
4. М е г у m а п Н. Т. Cryobiology, Acad. Press. New-
York, 1966.
5. С м и т О. Влияние низких температур на живые
клетки и ткани. М., «Иностранная литература», 1956.
6. Казанский В. М., Определение теплоты
испарения влаги, заключенной в пористом теле. — «Инженерно-
физический журнал», № 8, Минск, АН БССР, 1961.
7. Дущенко В. П., ПанченкоМ. С, Бель-
д и й В. В. Определение удельных теплот испарения
влаги из коллоидных материалов. — «Известия вузов.
Пищевая технология», 1966, № 5.
8. R i e d е 1 L.—«Kaltetechnik», Heft 12, 1960.
536.24:634.1:635.037.5
действующим постоянным источником тепла
(co=const) при граничных условиях третьего
рода (конвективный теплообмен с окружающей
средой) и отсутствии конвективного переноса
тепла внутри штабеля. Для анализа использо- 4
вали решение аналогичной задачи
теплопроводности [3]. Естественно, что эти допущения
сказались на результатах анализа. Поэтому, если
рассматривать штабель плодов или овощей как
изотропное тело (физические свойства
одинаковы по всем направлениям), имеющее форму
прямоугольного параллелепипеда, внутри
которого отсутствует конвективный перенос тепла
и действует переменный источник тепла со = со(т),
то это будет более соответствовать реальным
условиям теплообмена штабеля.
В этом случае задачу (при перечисленных
допущениях) можно сформулировать
следующим образом. Штабель имеет форму
параллелепипеда размерами 2R1x2R2x2Rs. Начальная
температура плодов или овощей t0. Штабель
находится в камере хранилища с температурой
Теплообмен при охлаждении и хранении плодов
и овощей в штабелях
Канд. техн. наук И. Г. АЛЯМОВСКИЙ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
36

воздуха tc, причем t^tc. Внутри штабеля
действует источник тепла, удельная мощность
которого (ккал/(ч-м3) изменяется по
экспоненциальному закону со(т) = (о0еХР(—kx). Величина
со0 ккал/(ч-м3)—максимальная мощность
источника в начале охлаждения штабеля; k 1/сут-
ки — постоянная, численно равная
максимальной относительной скорости изменения удельной
мощности источника. Теплообмен штабеля с
окружающим воздухом происходит по закону
конвективного переноса при отсутствии между
ними воздухообмена, что возможно в застойных
зонах камеры хранения. Требуется найти
распределение температуры (температурное поле)
внутри штабеля и среднеобъемную температуру
штабеля.
Аналитическое решение этой задачи дано
в работе [4]. Поэтому здесь приведены лишь
некоторые окончательные результаты и указано,
как ими пользоваться на практике.
При охлаждении плодов или овощей в
штабелях, а также при дальнейшем хранении их
в камерах, т. е. при достаточно больших
значениях критерия Фурье наступает
квазистационарный режим. Тогда решение задачи [4] можно
представить с некоторыми упрощениями, не
искажающими физическую сущность процесса.
В этом случае можно ограничиться одним
первым членом ряда и решение принимает вид:
9 =
*о — t (*, У, 2, т)
*п *с.
= 1
Ро
I1-[(i*?.i*? + i*i.ifi + i*i.ijci)—Pd]Fox
x[i_exP [-(iif,iic? + iAifi#ri + iiifiiri-
Pd) Fo] 1 AiaA2ilA3tl cos \iia -^-cos p,2jl -щ
X
X cos [Хза-^-ехр [ — (fx?.i/Ci + hJ,\K% +
@0T
где Ро = ,j ^ ч — критерий Померанцева;
Pd °k C
(i)
1=—*._
at
K R ¦
Ki = Ri '
1 1
«3 ~ R\ Л
Ac, г-
-критерий Предводителева;
- критерий Фурье;
1 1
- начальные тепловые амп
(*= 1, 2, 3);
Цч, 1 — корни характеристического
уравнения
Bit- = ~ Rt — критерий Био.
А»
Значения начальных тепловых амплитуд А1Л
и корни характеристического уравнения \iitl
табулированы и приведены в работе [3].
Остальные обозначения общепринятые.
Из-за недостаточной циркуляции воздуха и
большого теплового сопротивления насыпного
слоя плодов или овощей внутри штабеля могут
образоваться застойные зоны и повыситься
температура. Поэтому, чтобы дать рекомендации
по рациональному формированию штабеля и
выбору условий охлаждения и хранения плодов
или овощей, нужно знать величину избыточной
температуры в штабеле, например в центре.
Относительная избыточная температура в центре
штабеля равна
6л
t0 — t @, о, о, т)
*о —*с
1-1
Ро
X
[(^?.i/C? + fxl#1/cl + fx|el/ci)—Pd]Fo
X[l-exp [-(|*?fi#Ci +1*2.1^2+ 1*3.1^3-
- Pd) Fo] AltlAMAM exp [ - (ji?§ хк\ + У>\ЛК\ +
+ 1*3.1^1) F°]- B)
Выражение B) позволяет установить
максимально допустимые размеры штабеля для
данных условий хранения, при которых не будет
происходить его перегрева.
Среднеобъемная температура штабеля,
которую нужно знать, чтобы определить отводимое
от него тепло при охлаждении и хранении,
может быть найдена из соотношения
= 1
Ро
X
[0*1.1*1+1*2.1*2 + ^3,1/Сз)~Р^]Ро
x[l-exp [—(|*?,i#Ci + l*i.iiC2 + l*3.iiCi —
- Pd ) Fo] J Ви1ВмВшл exp [ - (|if лк\ + |*|. XK\+
+ ^l.i/Ci) Fo]. C)
Величины BU1 также табулированы и приведены
в работе [3].
Покажем на числовом примере применение
формул B) и C) для определения условий
охлаждения и хранения картофеля.
Дан штабель металлических контейнеров с картофелем.
Размеры контейнера 0,9X0,9X0,9 м [5], штабеля 1,8Х
Х1,8Х4,5м. Начальная температура картофеля t0 = 15° С,
температура воздуха в хранилище tc = 5° С. Выделения
тепла картофелем в течение первых шести месяцев хране-

ния при температуре 5° С подчиняется закономерности
@=274,1 ехр (—0,0058 т) ккал/(т-сутки). Теплообмен
штабеля с окружающим воздухом хранилища происходит
по закону конвекции, причем коэффициент теплоотдачи
а=8 ккал/(чм2-°С).
Теплофизические характеристики картофеля:
теплопроводность Хк = 0,542 ккал/(ч-м-° С), удельная
теплоемкость ск = 0,86 ккал/(кг-° С), плотность ук = 1095 кг/м3,
насыпная плотность Ун = 700 кг/м3. Теплопроводность
воздуха при температуре 5° С Яв = 0,0207 ккал/(ч • м • ° С)
и теплоемкость св = 0,241 ккал/(кг-° С).
Для насыпи картофеля:
пористость (или скважность)
7н
= 0,36;
Yk
коэффициент теплопроводности (по формуле Максвелла
1-й
: Лк "
\+{п-\)р
= 0,296 ккал/(ч.м-°С),
1,471;
удельная теплоемкость (по правилу аддитивности)
коэффициент теплопроводности
0,86 ккал/(кг.°С);
СУн
4,92-Ю-4 м2/ч.
Для штабеля контейнеров с картофелем
_J 1_ ( _J__ | J.
R'<
Кс = -
Rl
Re '
Rl
2 (/? = 0,61 м);
Rz
/C1==/C2== 0,6ft; K3 = 0,27.
Критерий Био B\i = -j-Rc; Bix = Bi2 = 24,3;
Bi3 = 60,8.
Из таблиц [З] для этих критериев находим рЬ1 =
li2,i= 1,5065; \хзл = 1,5454;
^i,i = Л2Л = 1 »2707; Аьл = 1,2728;
ВЬ1 = В2,1 = 0,8434 и B3,i = 0,8106.
Критерий Предводителева
Pd = — #2 = 0,183.
Критерий Фурье
а
Fo = -~d2~t = 0,0317т(т — сутки);
Hi.1*1+1*1.1*2 + 1*3. 1/Сз = 2,273;
Z4
18
I
I
ti 6
ч \
ч
г^
•\/
16 гч
Время, сутки
32
W
Изменение температуры в центре штабеля (/) и
среднеобъемной температуры B) штабеля контейнеров с картофелем
при охлаждении.
Ро со0#2
-р—- = л ,, т v = 1,005 (со0—ккал/(м3-сутки).
Ро
= 0,442.
(^ iff?+ 1*2,1*2'
Нз.1*з)ро'
Таким образом, получаем
0п =
t0 — t @, 0, 0, т)
= 1 — A— 0,442 [1 — ехрх
Х( — 0,066т)]} 2,055 ехр ( — 0,072т).
Окончательный результат расчета изображен
графически на рисунке, где представлены также
данные изменения среднеобъемной температуры.
Как видно из рисунка, температура в центре
штабеля при данных условиях теплообмена
вначале повышается (сказывается влияние на
процесс охлаждения внутреннего источника
тепла — тепла дыхания) и достигает максимума
примерно на 1—2 сутки. Для среднеобъемной
температуры такого повышения нет.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Tchumak I. etal. Heat and moisture
exchange in fruit storage rooms. Annexe 1970—3 au Bulletin
de Tlnstitut International du Froid, Paris.
2. M e f f e r t H. Observations on weight loss of fruit
during cold storage and transport. Annexe 1970—3 au
Bulletin de Tlnstitut International du Froid, Paris.
3. Л ы к о в А. В. Теория теплопроводности. М.,
«Высшая школа», 1967.
4. Алямовский И. Г. Температурное поле
ограниченного тела, имеющего форму параллелепипеда с
непрерывно действующим источником тепла. — «Тепло- и
массоперенос», Минск, 1963, т. 5. (АН БССР).
5. Холмквист А. А. Хранение картофеля и овощей.
Л., «Колос», 1972.

В ПОМОЩЬ ИЗУЧАЮЩИМ ЭКОНОМИКУ
621.56/.59:658
Научная организация труда на предприятиях
холодильной промышленности
Канд. техн. наук Н. В. КРЫЛОВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
На современном этапе хозяйственного
строительства особое значение приобретает научная
организация труда (НОТ).
Внедрение НОТ на промышленных
предприятиях способствует росту производительности
труда, уменьшению потребности
промышленности в трудовых ресурсах, получению сотен
миллионов рублей экономии в год, улучшению
и оздоровлению условий труда.
За счет внедрения НОТ в ближайшие годы
предусматривается ежегодное получение
20% прироста производительности труда.
Научная организация труда в холодильной
промышленности должна охватывать все звенья
процессов производства и управления. Задача
каждого работника — постоянное
совершенствование производства, поиск наилучших форм
организации труда.
Роль НОТ особенно важна для повышения
эффективности производства. В холодильной
промышленности непрерывно обновляются
основные фонды, внедряется новейшее
оборудование, механизируются и автоматизируются
производственные процессы, совершенствуются
I технологические процессы термической
обработки продукции.
При проведении НОТ должен учитываться
уровень развития техники и технологии, иначе
применение даже самой совершенной техники
не обеспечит достаточного эффекта. Если прогресс
в технико-экономической базе производства не
сопровождается изменениями форм и методов
организации труда, общая эффективность
производства может оказаться неизменной. В тоже
время при наличии слабой технической базы
высокий уровень организации труда нередко
позволяет добиваться значительного эффекта
за счет сокращения потерь и
непроизводительных затрат рабочего времени, применения
рациональных приемов и методов труда,
улучшения подбора и расстановки кадров, снижения
утомляемости работников.
Предприятия холодильной промышленности
при разной степени технической оснащенности
должны обеспечивать наиболее рациональное
использование рабочей силы и оборудования
при том уровне техники и технологии, каким
они располагают в данное время, т. е. формы
и методы организации труда должны
максимально соответствовать реально сложившимся
условиям производства. Неверно утверждение, что
НОТ возможна только при внедрении в
производство самой современной техники и
технологии. Главное содержание НОТ — рациональное
использование живого труда, что позволяет
осуществлять эффективное функционирование
технической базы производства на данном
предприятии, добиваться максимального эффекта
с помощью имеющихся средств, правильно
использовать технику. Научная организация
труда в ряде случаев сокращает или устраняет
потребность в капитальных вложениях,
обеспечивая рост производительности труда за счет
применения наиболее совершенных
организационных методов построения трудовых
процессов.
Основные задачи НОТ — экономические,
психофизиологические и социальные.
Первые предусматривают экономию и
рациональное использование материальных, трудовых
и денежных ресурсов, рост производительности
труда, повышение эффективности производства.
Вторые направлены на создание наиболее
благоприятных условий для нормального
воспроизводства и функционирования рабочей
силы, на сохранение здоровья и работоспособности
трудящихся.
Социальные задачи НОТ касаются условий
повышения культурно-технического уровня
работников, воспитания коммунистического
отношения к труду, развития творческой
инициативы, укрепления дисциплины труда,
преодоления текучести кадров, сочетания
материальных и моральных стимулов, всемерного
39

повышения степени привлекательности труда
и превращения его в первую жизненную
необходимость.
Эти три группы задач НОТ тесно связаны
между собой и определяют направления и содержание
работ по НОТ на холодильных предприятиях
на современном этапе.
Специфика холодильной промышленности
(сезонность производства, прием, хранение,
термическая обработка при низких температурах
и выпуск скоропортящихся продуктов, сложность
механизации и автоматизации технологических
процессов, большой объем погрузочно-разгру-
зочных работ, повышенные
санитарно-гигиенические требования, неблагоприятные
температурные условия труда) вызывает трудности
при решении вопросов совершенствования
организации труда, для преодоления которых
требуется внедрение технически и экономически
обоснованной организации труда с
использованием достижений эстетики, биологии и
социологии.
Основными направлениями внедрения НОТ
на холодильных предприятиях являются:
рациональное разделение и кооперация труда,
организация трудового процесса, повышение
квалификации и производственный
инструктаж, обеспечение благоприятных условий труда,
совершенствование нормирования труда,
организационная работа по НОТ.
Рациональное разделение и кооперация труда:
разделение труда между членами бригады по
видам работ и квалификации, синхронизация
их труда; специализация рабочих мест,
разделение труда между бригадами, основными и
вспомогательными рабочими; синхронизация
работы на основных и вспомогательных операциях;
развитие многостаночного обслуживания,
установление зон обслуживания, улучшение
планировки участков; автоматизация
технологических (производственных) процессов,
модернизация оборудования; организация
совмещения профессий и функций и обучение рабочих
смежным профессиям; согласование во времени
труда рабочих различных производственных
участков, цехов, служб цеха и предприятия для
обеспечения равномерности и ритмичности
производства; определение
профессионально-квалифицированного состава рабочих, потребности
и излишков рабочей силы, перераспределение
рабочих по участкам и службам цеха, по цехам
и службам предприятия.
Организация трудового процесса', оснащение,
обслуживание и планировка рабочего места;
правильное размещение рабочих мест на
основных и вспомогательных операциях;
рациональное расположение производственных
участков и вспомогательных служб цеха;
подбор, проектирование, производство
(приобретение) необходимой
организационной оснастки рабочих мест; улучшение
межоперационного транспорта (устройство складов,
рольгангов, групповых подъемников,
установление эффективных маршрутов движения
рабочих); улучшение работы внутрицехового
и межцехового транспорта (создание
автоматических транспортных систем, конвейеров,
транспортеров, рационализация транспортных
маршрутов, работы транспортных средств по
графику и т. д.); внедрение передовых методов и
приемов труда; изучение, обобщение,
проектирование и внедрение передовых методов и
приемов труда рабочих массовых профессий и
рабочих общецеховых (для цеха) и
общезаводских (для предприятия) служб.
Повышение квалификации и производственный
инструктаж: вводный и текущий инструктаж;
повышение квалификации рабочих
(индивидуальное, бригадное, курсовое обучение,
производственно-технические курсы, обучение вторым
и смежным профессиям); разработка
инструкционной документации для рабочих массовых
профессий; инструктаж мастеров и бригадиров
по методике обучения рабочих; контроль за
работой по обучению рабочих на участках и в
цехах; подготовка и издание плакатов,
кинофильмов и другой научной информации по
передовым методам и приемам труда;
организация школ передового опыта, дней новаторов,
экскурсий по обмену опытом.
Обеспечение благоприятных условий труда:
механизация тяжелого труда; устранение
шума, вибраций и излучений; рациональное
световое оформление рабочих мест и интерьеров;
улучшение санитарно-гигиенических и
эстетических условий труда; устранение выбросов
пыли и газов; благоустройство территории цеха
(предприятия); устройство душевых, помещений
для отдыха, раздевалок; установление
нормального режима труда и отдыха; введение
рациональных графиков выходов на работу.
Совершенствование нормирования труда:
установление технически обоснованных норм
времени, выработки, обслуживания, численности
рабочих; организация работы по нормированию
труда; повышение научного уровня
нормирования и расширение его сферы, увеличение
удельного веса технически обоснованных норм;
контроль за состоянием нормирования на
производственных участках и в цехах.
Организационная работа по НОТ: разработка
и осуществление планов научной организации
труда; развитие социалистического
соревнования; совершенствование форм и систем
морального и материального стимулирования; орга-
40

низация контроля за использованием рабочей
силы и оборудования; подготовка документации
и руководящих материалов по НОТ;
пропаганда НОТ.
На холодильных предприятиях не должно быть
формального подхода к НОТ со стороны
администрации.
Оснащение цехов и участков рациональным
оборудованием, окраска и освещение помещений
в соответствии с требованиями медицины и
эстетики, централизованное обеспечение
рабочих мест необходимыми материалами и
инструментом еще не решают всех вопросов НОТ.
Прежде всего необходимо научить каждого
рабочего передовым приемам труда, приучить его
в полной мере пользоваться техническими
средствами.
Планы НОТ должны быть направлены, в
первую очередь, на совершенствование
организации труда рабочих, занятых на погрузочно-
разгрузочных операциях, рационализацию
рабочих мест на фабриках и в цехах мороженого,
в комрессорных цехах, а также организацию
труда ремонтных рабочих.
От организации труда грузчиков в большой
степени зависит эффективность погрузочно-раз-
грузочных работ и перевозок грузов. На условия
и организацию труда грузчиков влияют многие
факторы: уровень механизации погрузочно-раз-
грузочных операций; равномерность поступления
грузов и их характер; применяемые
транспортные средства и способы транспортировки
грузов.
В целях улучшения условий и организации
труда на погрузочно-разгрузочных операциях,
а следовательно, снижения их себестоимости
и повышения производительности труда
необходимо разработать оптимальные маршруты
движения грузов, систематически повышать уровень
* механизации путем применения наиболее эф-
Рфективных транспортных средств и способов
транспортировки грузов, совершенствовать
формирование бригад с учетом применяемых
транспортных средств, характера грузов и методов
организации погрузочно-разгрузочных работ.
Для транспортировки и складирования
грузов на холодильниках необходимо
использовать деревянные поддоны, применять новый
метод разгрузки вагонов, штабелирования и
выдачи мороженого мяса с помощью кондукторов-
тележек для пакетирования мяса. Применение
кондукторов-тележек сокращает время простоя
вагонов под разгрузкой, облегчает условия
труда и повышает его производительность на
20%.
Применение механизированных способов
транспортировки и хранения грузов на поддонах
повышает производительность труда на 25—
30%. Экономическая эффективность от
внедрения комплексной механизации грузовых работ
составляет 0,2 руб. на 1 т перерабатываемого
груза. Для облегчения разгрузки
железнодорожных вагонов и сокращения их простоя,
улучшения использования емкости поставку грузов
целесообразно осуществлять в пакетированном
виде и на поддонах.
Перевозка и хранение пищевых продуктов в
пакетированном виде на поддонах и в
контейнерах по разработанным оптимальным маршрутам:
промышленное предприятие — холодильник —
торговая точка позволит обеспечить комплексную
механизацию и высвободить к 1975 г. тысячи
рабочих, занятых на погрузочно-разгрузочных
операциях.
Существенный резерв снижения трудоемкости
производства мороженого на холодильниках —
создание полностью автоматизированных
фабрик мороженого. Автоматизация фабрик
мороженого предопределяет повышение
производительности труда, качества продукции,
улучшение условий труда.
Для улучшения условий труда и его
безопасности в компрессорных цехах необходимо
автоматизировать холодильные установки, что
приведет к снижению эксплуатационных
затрат на производство холода и естественной
убыли продуктов в камерах хранения в связи
со стабилизацией режима хранения.
Повышение эффективности труда ремонтных
рабочих во многом зависит от правильной
организации и обслуживания рабочих мест.
Продуманное размещение оборудования и оснастки
позволяет рационально использовать
производственные площади, создает удобные и
безопасные условия работы. Опыт передовых
предприятий показывает, что только за счет улучшения
планировки рабочих мест можно повысить
производительность труда на 20—25%.
Дальнейшему совершенствованию труда ремонтных
рабочих способствует широкое внедрение
современных средств диагностики технического
состояния оборудования и особенно холодильных
установок.
Важнейшими условиями успешного
осуществления всей работы по НОТ является ее
комплексность и планомерность.
Комплексность предполагает, что работа по
НОТ охватывает все подразделения предприятия
(от отдельных рабочих мест до предприятия в
целом). Планомерность рассматривается как
постоянная задача, которая решается
систематически, на основе сочетания текущих и
перспективных планов.
41

План НОТ включается в техпромфинплан
холодильного предприятия и содержит перечень
мероприятий, охватывающих все основные виды
работ по научной организации труда рабочих,
ИТР и служащих с указанием мест внедрения,
исполнителей, сроков сметной стоимости работ,
источников финансирования, расчетов
экономической эффективности. Экономическая
эффективность внедрения мероприятий по НОТ
рассчитывается в соответствии с методикой,
утвержденной Госкомитетом Совета Министров СССР
по вопросам труда и заработной платы 28 июля
1970 г.
Первый этап плановой работы по НОТ
предусматривает изучение и анализ состояния
организации труда и определение основных
направлений и объектов совершенствования труда.
Создается творческая бригада, которая изучает
достижения науки и практики по исследуемым
вопросам, анализирует состояние организации
труда по избранному объекту, используя по мере
необходимости инженерные, экономические,
психофизиологические и социальные методы.
Результаты анализа обобщаются и на их основе
составляется карта состояния организации труда.
На втором этапе — составление плана НОТ—
разрабатываются мероприятия на основании
данных анализа. Определяются и
согласовываются сроки, места внедрения мероприятий,
исполнители, рассчитывается эффективность.
Третий этап — реализация плана. Проводят
работу по внедрению мероприятий в
соответствии с планом, контролируют внедрение
мероприятий, вносят отдельные коррективы,
подсчитывают фактическую эффективность,
составляют отчет о проделанной работе,
оценивают изменение уровня НОТ в результате
внедрения мероприятий.
Изменения уровня НОТ в результате внедрения
мероприятий оценивают с помощью частных
коэффициентов, которые приведены ниже.
Коэффициенты разделения и кооперирования труда
/Ср= 1
/Ск.т = 1 -
2Т}
н.р.
27УК
где 2Тн.р — время выполнения несвойственной работы,
мин;
2Гн.к — потери времени из-за упущений в
кооперировании труда, мин;
Теш — продолжительность смены, мин;
Р0 — общее число рабочих.
Коэффициент организации и обслуживания рабочих
мест
42
М0-Мк
Ар.м- Mq
где М0 — число рабочих мест в цехе;
Мн — число рабочих мест, состояние или
обслуживание которых неудовлетворительно.
Коэффициент уровня механизированного и
автоматизированного труда
к — аТ jZ m-t
Am.а — р ,
где Ра.т, Рм.т — число рабочих мест
автоматизированного и механизированного труда;
Л).м — общее число рабочих мест.
Коэффициент соотношения численности основных и
вспомогательных рабочих
г о
где Рв — численность вспомогательных рабочих .
Коэффициент рациональных приемов и методор труда
S^n. т
Ки.т = 1
Тсм^о'
где Ти.Т'
• потери времени в результате применения
нерациональных приемов и методов труда, мин.
Коэффициент многоаппаратного обслуживания и
совмещения профессий
к Рп + Рс
Ао.С — р ,
где Рп, ^с — численность рабочих, перевыполняющих
норму обслуживания и совмещающих
функции (профессии).
Коэффициент освоения передового опыта
Ао.п — р ,
где Р0.п — общая численность рабочих, освоивших
передовые приемы, методы работы и вторые
профессии, а также повысивших
квалификацию.
Коэффициент стабильности кадров
к, ¦ р-
1-
Ув
где Р
ув-
• общая численность работников, уволенных
по различным причинам.
Коэффициент использования рабочего времени
К — 1 Гр
1 н
где Гр — невыходы по балансу рабочего времени, цело-
сменные и внутрисменные простои, чел.-дни;
Тн — номинальный фонд рабочего времени, чел.-дни.
Коэффициент состояния трудовой дисциплины
Т*
Кд=1-
Тк
где 7д — суммарные потери рабочего времени из-за
нарушений трудовой дисциплины, чел.-дни.
Коэффициент санитарно-гигиенических условий труда
Ас.у= 4 >

где Кв — коэффициент состояния воздушной среды
(загазованность, запыленность);
/Сщ — коэффициент шума;
/Ст.у — коэффициент температурных условий;
К0 — коэффициент освещенности.
Все составляющие коэффициенты определяются как
отношение числа рабочих мест, на которых имеются
отклонения от требований санитарно-гигиенических норм,
к общему числу рабочих мест в цехе.
Коэффициент охраны труда
к 1 Ти
го
где Ти — количество человеко-дней, потерянных в
отчетном месяце в результате травматизма,
профзаболеваний.
Коэффициент технологической дисциплины
/Ст= 1-
По
где Пп — число нарушений технологии производства по
регламентированным показателям;
#т — число замечаний по технологии производства;
#0 — общее число показателей технологического
режима, регистрируемых в течение месяца.
Коэффициент использования квалификации кадров
Акв- ?р ,
где РсР, ?р — соответственно средний разряд рабочих
и работ.
Коэффициент автоматизации и механизации
инженерного труда
„ Ра + Рм
Ку= Ту '
где Ра, Рм — численность работников управления,
которые используют в своей работе
автоматизированные средства и системы
управления и средства механизации
(оргтехники);
Ру — число работников управления.
Коэффициент уровня научной организации труда по
данному участку (цеху) определяется как
среднеарифметическое всех частных коэффициентов.
В начале года до всех производственных
подразделений следует доводить намеченные
плановые задания по повышению каждого частного
коэффициента. В первую очередь включаются
в план НОТ мероприятия по повышению
показателей, которые имеют наименьшую величину.
Оценка изменения уровня НОТ позволяет
выявить цехи и участки с высоким и низким
уровнем НОТ, определить, за счет каких факторов
уровень НОТ повысился или снизился по
сравнению с предыдущим периодом и установить
недостатки, которые должны быть устранены
в первую очередь.
Целесообразно разработать положение о
премировании за достигнутый уровень НОТ, что
активизирует изыскание резервов повышения
каждого частного коэффициента, оценивающего
уровень НОТ.
Следует вводить ежемесячную оценку
уровня НОТ, что позволяет организовать
планомерную работу по НОТ и объективно оценивать
результаты труда каждого подразделения
предприятия, сделать значение достигнутого уровня
НОТ основным показателем при подведении
итогов социалистического соревнования.
В результате такой работы внимание всего
коллектива будет направлено на систематическое
повышение уровня НОТ, а следовательно,
эффективности производства.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1K54239 B1I488961/24-6 B2J3.10.70 E1)F 25b 39/02
E3N21.57.048 G1) Государственный проектный институт
«Молдгипропищепром» G2) Е. А. ПОХИЛЕНКО
E4) ИСПАРИТЕЛЬ для холодильных машин,
содержащий подключенные к подводящему и отводящему
коллекторам вертикальные теплообменные трубы,
отличающийся тем, что, с целью обеспечения
равномерного распределения хладагента, в подводящем
коллекторе размещен перфорированный трубопровод, а на
входе в трубы установлены насадки, выполненные в виде
соединенных один с другим двух дисков, нижний из
которых имеет диаметр, меньший внутреннего диаметра
труб, и снабженные осевым каналом для подвода
хладагента внутрь труб.

ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
664.8.047.25
Расчет непрерывных процессов
замораживания и сублимационной сушки
влажных материалов в тонком слое
3. М. КОМЛАДЗЕ, Э. И. ГУЙГО, А. И. МИХАЙЛОВ
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
(Из диссертационной работы 3. М. Комладзе)
В нашей стране и за рубежом разрабатываются
сублимационные .установки непрерывного действия,
призванные обеспечить дальнейшую интенсификацию процесса
и повышение его экономичности [1—3].
Авторами работы совместно с Э. И. Каухчешвили,
Л. С. Малковым и Н. В. Фоминым предложена
установка непрерывного действия для сублимационной сушки
пастообразных и жидких материалов. Схема установки
предусматривает тонкослойное намораживание влажного
материала монолитным слоем фиксированной толщины
на движущейся металлической ленте и последующую
сублимационную сушку этого материала на той же ленте.
Новизна предлагаемого метода подтверждена авторским
свидетельством [4].
Цель настоящей работы — получение зависимостей
для расчета основных параметров процесса на основе
аналитического и экспериментального его исследования,
а также рассмотрение процессов намораживания и сушки.
Частная задача намораживания при граничных условиях
второго рода решена ранее [5].
Рассматривается теплообмен между влажным
материалом и холодильным агентом в наиболее общем виде, при
заданных граничных условиях третьего ряда.
Если принять для параметров процесса намораживания
на движущейся ленте систему отсчета, связанную с
неподвижным сублиматором, но не с перемещающейся
относительно сублиматора лентой конвейера, то процесс
теплообмена можно считать стационарным. Полученное
решение для толщины слоя ? (ткт), намораживаемого на
ленту материала, в зависимости от времени контакта ткт
имеет вид:
где Р =
Е(ткт) = УРткт + Д2-Д,
2^з.п (^кР — *о)
A)
^н.
тк1
* =
*кР + *н _
п — + ?л»ИРрн.п
У
V
а '
1 OsQ/^B;
- л3.п 1^ ^ .
В приведенных уравнениях:
Р — коэффициент, характеризующий относительную
способность материала к промерзанию, м2/ч;
ткт — время контакта намораживаемого материала
с теплоотводящей поверхностью, ч;
А — приведенная к замороженному слою условная
толщина, эквивалентная сумме всех термических
сопротивлений теплопередачи, м;
X —коэффициент теплопроводности, Вт/(м°С);
t — температура, ° С;
а — коэффициент температуропроводности, м2/ч;
qn — скрытая теплота плавления льда, Дж/кг;
w, W — влажность материала и количество
вымороженной влаги, доли единицы;
р — плотность, кг/м3;
у — текущая координата вдоль теплоотводящей
поверхности, м;
v — скорость перемещения ленты или кюветы, м/ч;
В — ширина намораживающей кюветы, м;
а — коэффициент теплоотдачи со стороны
холодильного агента, Вт/(м2-°С);
-л— — сумма всех возможных термических
сопротивлений стенки (лента, окисные пленки).
Индексы обозначают: «н» — начальное состояние
продукта; «з. п» — замороженный продукт; «н. п» —
незамороженная часть продукта и состояние при фазовом
переходе; «кр» — замерзание материала, «0» — кипение
холодильного агента. .- щ*
Используя решение, приведенное в работе [5], на
основании уравнения A) можно получить выражение,
определяющее температурное поле t (ткт) на теплоотводящей
поверхности
<(TKT) = (/KP-<0)(l-7=^=)-/KP. B)
Опытные данные о толщине намораживаемого слоя
и температурном поле теплоотводящей поверхности хорошо
совпадают с рассчитанными по формулам A) и B).
Сопоставление этих величин приведено на рис. 1.
Уравнение A) по структуре аналогично формулам,
приведенным в работах [6, 7], полученным для
характеристики процесса кристаллизации в металлическом плоском
слитке (в первом случае) и для описания движения поверх-
ЩМ\
@\
0,5
о/
\
г з
5 6 7 8 ГтС
Рис. 1. Зависимость толщины намораживаемого слоя от
времени контакта при а= 1000 Вт/(м2• ° С); t0=— 40° С.
44

ности раздела фаз при десублимации водяного пара в
плоском щелевом канале (во втором случае). В отличие от них,
коэффициент р, входящий в уравнение A), полнее
отражает процесс намораживания и характеризует
относительное движение теплоотводящей поверхности.
Сублимационная сушка намороженного на движущуюся
ленту тонкого слоя материала производится при
радиационном теплоподводе, интенсивность которого (q = q (у),
Вт/м2) убывает по длине установки по мере уменьшения
влагосодержания материала, но в каждом сечении у (рис. 2)
значение ее остается постоянным во времени.
9 @) 9 (?)
ником тепла переменной мощности при соответствующих
условиях однозначности:
Рис. 2. Схема к расчету процесса сублимации.
Интенсивность лучистого теплового потока,
проходящего через слой материала, ослабляется вследствие
поглощения, отражения и рассеяния веществом, подвергаемым
сушке. Принимаем, что ослабление лучистого теплового
потока при взаимодействии с материалом происходит по
закону Бугера—Ламберта, а транспортерная лента —
зеркально отражающая подложка. Тогда для
произвольной точки в толще продукта, имеющей
координаты х, у, интенсивность лучистого потока составит
в высохшем слое
Яг (*. У) = Я G/)[exp ( — kxx) + b ' exp {kxx))\
0^*=^, C*
в замороженном слое
Яг (*> У) = Я (У) Ь [ехр ( — k2x) + Ь" exp (k2x)]\
l^x^h. D)
Здесь
6 = ехр[F2 — кг)Ъ]\
У = ехр [2 (&2 — k±) I — 2k2h];
b" = exp( — 2k2h);
k — коэффициент ослабления потока падающего
излучения, м-1;
h — толщина слоя материала, подвергаемого сушке, м;
| — координата границы фазового перехода, м.
Здесь и далее индекс 1 относится к высохшему слою,
2 — к замороженному слою.
Индекс s обозначает параметры, характеризующие
фазовый переход, — сублимацию.
Уравнения C) и D) позволяют определить количество
тепла, поглощаемое материалом и расходуемое
непосредственно на нагрев и фазовый переход. Воспринятое
материалом тепло выразится производной от значений
Я\ (*» У) и Чч (*> У) («сток тепла»). Обе эти величины —
убывающие функции. Воздействие лучистого теплового потока
можно заменить эквивалентным воздействием
внутренних, рассредоточенных равномерно по объему продукта
источников тепла с переменной удельной мощностью
w \х, у), Вт/м3.
Таким образом, процесс сублимации в тонком слое
можно описать системой дифференциальных уравнений
теплопроводности с внутренним рассредоточенным источ-
д%(х,у)
дх2 "*
д%(х,у)
дх2 ~*
wt(x,y)
' *i _
w2 (x, у)
' К
0; OsSxsgi;
0; ?=Sx=5ft;
*i(*,0)=/2(*,0)=/„=C(mst;T=0;y=0;
tx(l,y)=^h(l,y)=ta=caast\t>Q;y>Q;
E)
F)
G)
(8)
dtx@.y) dt%{h,y)
dx— = dx— = °> T^0; ^°'
h @. У)^тах = const; T^sO; (/SsO;
K* дх ~^ дх =HsP*v dy •
(9)
A0)
(И)
В приведенных уравнениях
Rs — скрытая теплота сублимации, Дж/кг; у —
текущая координата, определяемая из соотношения у =ту
(максимальное значение у = I будет при т = тс); тс —
длительность периода сублимации, ч.
Требуется определить зависимость длительности
процесса сублимации от режима энергоподвода. При этом
за время тс зона фазового перехода должна пройти всю
толщину слоя материала O^l^/i; температура
поверхности х = 0 в течение всего процесса не должна
превышать некоторую максимально допустимую для данного
материала температуру ^тах-
Указанную задачу можно решить, если предположить
некоторую зависимость q от у как от параметра, например
в виде линейной функции:
Я (У)- q@)-Qy. A2)
Убывающая функция может иметь любой другой вид,
причем вытекающие из решения принципиальные
результаты останутся теми же.
Вид уравнения A2) влияет лишь на количественные
результаты, которые корректируются в эксперименте.
Это относится и к применимости закона Бугера—Ламберта.
Система E) — A1) решается следующим образом:
Я (У)
-1-иР-Ы.
h (*, у) = -^Г \A ~ ь'ш"~ х) + ~К w
A3)
h (*, У) = Air- Ke~kzl ~ e~kzX) + b" ^l -
-ek>*)] + U. A4)
Как следует из уравнения A4), при одностороннем
радиационном подводе тепла температура замороженного
слоя имеет максимальное значение на границе контакта
с подложкой (х = h).
Из уравнения A4) при х= h и у = 0 можно получить
выражение, определяющее предельное значение
интенсивности потока падающего излучения в начальный
момент при условии, что в критическом сечении (х — h)
температура материала не превысит значения криоскопи-
ческой *кР.
Используя уравнения A3) и A4), преобразуем
уравнение A1) к виду:
<7(^)[l-6"eft^'] = ^p2J>-|-, A5)
где k = 2 (k2 — kx).
45

Решая совместно уравнения A2) и A5), после
преобразований получим
, ч , Ql Rsp2v , 1 — Ъ" _
?(?) + — = —sT"ln -kh_bn = ^ A3)
где ^ @ — плотность потока падающего излучения в
момент окончания периода сублимации;
9ср — средняя за период сублимации поверхностная
плотность потока падающего излучения.
Используя значение дсР, можно записать
Q=-j-[?cp-?(/)]. A7)
q@)=2qcP-q(l). A8)
Из уравнения A3) при х = О и tx @, </) = ?тах.получим
9@ = M{i_r»»*)-(i-f*^' (Ш)
Для определения интенсивности сушки воспользуемся
уравнением A1), правая часть которого есть удельное
количество тепла, затраченного на фазовый переход. После
соответствующих преобразований запишем
X
1 + (^-1)ехр[\р^|^)*
B0)
откуда легко найти выражения для интенсивности
сублимации в начале (у = 0) и в конце (г/ = /) процесса,
которые также позволяют рассчитать средние значения
интегральных коэффициентов ослабления потока
излучения.
Из уравнения A2) с помощью уравнений A6), A7), A8)
легко вывести уравнение, определяющее
продолжительность периода сублимации:
fi2k2h_
Rspn
(*«-*i)[*@)+ *(/)]
In
1
p2*iA.
1
B1)
В опытах по сублимационной сушке говяжьего фарша
при радиационном подводе тепла от излучателей типа
НИК-Ю00 найдены средние значения коэффициентов
ослабления К для сухого материала — 1,261, для
замороженного— 0,139 м2/кг.
Соответственно толщина половинного ослабления
начального лучистого потока х0уЪ для сухого мясного
фарша равна 0,0018, для замороженого — 0,0068 м.
Отсюда следует, что сухой продукт в большей степени
ослабляет лучистый тепловой поток (примерно в 4 раза),
чем замороженный.
Удовлетворительное совпадение опытных и расчетных
данных о продолжительности процесса сублимации
показано на рис. 3.
Выводы
Предложенные зависимости A) и B) позволяют
полностью рассчитать параметры работы намораживающего
устройства для формирования замороженного слоя
влажного материала заданной толщины на движущейся
охлаждаемой поверхности.
С помощью уравнений C), D)'и A2)—B1) может быть
выполнен расчет последующего процесса сублимационной
сушки: интенсивности подвода тепла, скорости сушки в
период сублимации и продолжительности этого периода.
?срасч,ч
0,15
0,17
0,07
о
о/
0,07 0,17 0,25 Тсоп>ч
Рис. 3. Сопоставление опытных и расчетных значений
продолжительности периода сублимации.
Полученные характеристики позволяют рассчитать
основные размеры установки непрерывного действия по
предложенной в работе [4] схеме, а также
программировать режимные параметры процесса сублимации.
Период досушивания до требуемой конечной влажности,
здесь не рассматривавшийся, может быть организован
различными способами. В зависимости от конкретно
принятой схемы расчет длительности этого периода может быть
выполнен по известным соотношениям, приведенным,
например, в работе [1].
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гуйго Э. И., Журавская Н. К-, Каух-
чешвили Э. И. Сублимационная сушка пищевых
продуктов. М., «Пищевая промышленность», 1966.
2. Anter W., Hoffmann R. Dtinnschichtgefrier-
trocknung — ein neues Verfahren zur kontinuierlichen
Gefriertrocknung. — «Allgem. Fischwirtschaftszeitung»,
1969, Bd. 21, Nr. 8, S. 14—16.
3. С h a r о n M. Liofilizzazione continua dei prodotti
alimentari liquidi a semiliquidi. — «Industrie Alimen-
tari», 1969, Vol. 8, No. 3, pp. 96—99. a
4. Г у-й г о Э. И., Каухчешвили Э. И., Ком-'
ладзе 3. М., Мал ков Л. С, Фомин Н. В.
Установка непрерывного действия для вакуумной
сублимационной сушки пастообразных и жидких
материалов. Авторское свидетельство №309217. — «Открытия,
изобретения, промышленные образцы, товарные знаки»,
1971, № 22, с. 147.
5. Комладзе 3. М., Гуйго Э. И.,
Михайлов А. И. Исследование процессов тепло- и массооб-
мена при намораживании вязких материалов на
движущейся охлаждаемой поверхности. — «Тепло- и массопе-
ренос», Минск, 1972, т. 6, с. 379—385.
6. ИванцовГ. П., Л ю б о в Б. Я-, ПолякБ.Т.,
Ройтбурд А. Л. Расчет скорости кристаллизации
металлического слитка при различных тепловых
потоках его поверхности.—«ИФЖ», 1960, т. III, №3,
с. 41—46.
7. Г у х м а н А. А., Волынец А. 3.,
Сафонов В. К-, М а т х а н о в а В. Э. Тепло- и мас-
сообмен при десублимации водяного пара в условиях
среднего вакуума. — «Тепло- и массоперенос», Минск,
1972, т. 2, ч. 2, с. 193—202.
46

536.24
Исследование теплоотдачи
при кипении фреонов-11 и 12
в условиях различных инерционных ускорений
Канд. техн. наук С. Н. ФАЙНЗИЛЬБЕРГ, В. И. УСЕНКО
Киевский политехнический институт им. 50-летия
Великой Октябрьской социалистической революции
(Из диссертационной работы В. И. Усенко)
Фреоны широко используются как рабочие вещества
в холодильной технике, а также в циклах
теплоэнергетических установок. В последнее время их стали применять
в системах охлаждения вращающихся элементов [1],
где возникают значительные инерционные ускорения.
В настоящей работе представлены результаты
экспериментального исследования теплоотдачи при кипении
фреонов-11 и 12 в большом объеме в диапазоне
инерционных ускорений a— (l-f-5000)g.
Опыты проведены на установке, позволявшей
создавать различные ускорения (a>g) путем вращения
емкости с рабочим веществом вокруг горизонтальной оси
(рис. 1). Поверхностями нагрева служили пермаллоевые
пластины шириной 4 и 2 мм, а также платиновые
проволоки диаметром 0,28; 0,19; 0,10; 0,028 мм, обработанные
наждачной бумагой одного и того же номера.
Шероховатость поверхности соответствовала 8 классу чистоты
(ГОСТ 2789—59). Во всех точках траектории вектор
ускорения был направлен нормально поверхности
нагрева, что обеспечивало реализацию условий, известных
под названиями «горизонтальный цилиндр» и
«горизонтальная пластина», обращенная греющей стороной вверх».
Опытные поверхности нагревали посредством
пропускания через них постоянного электрического тока.
Температуру теплоотдающей поверхности определяли путем
измерения ее электрического сопротивления, для чего
каждую пластину и проволоку предварительно
градуировали.
Рис. 1. Схема расположения опытных проволочных (а)
и пластинчатых (б) поверхностей нагрева в рабочей
емкости:
1 — опытные поверхности нагрева; 2 — токоподводы; 3 —
текстолитовые основания.
Температуру жидкости измеряли термистором,
установленным в непосредственной близости от поверхности
раздела фаз. В опытах при a=g, а также при небольших
скоростях вращения рабочей емкости (до 500 об/мин)
показания термистора контролировали четырьмя медь-
константа новыми термопарами, установленными на разном
уровне в жидкости.
Пузырьки пара, образовывавшиеся при кипении фре-
онов на опытных поверхностях нагрева, под действием
разности давлений по высоте слоя жидкости перемещались
к свободной поверхности. Конденсация паров происходила
в конденсаторе, который был встроен в полый вал
установки и охлаждался проточной водой. Поступление пара
в конденсатор и отвод конденсата осуществлялись через
соединительные трубки.
Давление в паровом пространстве рабочей емкости
измеряли датчиком с проволочными преобразователями.
Высоту слоя жидкости над поверхностью нагрева
определяли по шкале, нанесенной на смотровое стекло рабочей
емкости; для считывания показаний при вращении
установки использовали стробоскопический эффект.
Для исключения тепловых потерь в окружающую
среду опыты проводили при температуре насыщения tH
на границе раздела фаз, близкой к температуре
окружающей среды (?н=24-г-26° С в опытах с фреоном-11 и tK=
==22-7-25° С в опытах с фреоном-12).
Коэффициент теплоотдачи а лри кипении определяли
по отношению плотности теплового потока к разности
температур стенки и насыщения жидкости. При этом
температуру насыщения ta устанавливали по давлению
в жидкости на уровне поверхности нагрева,
представляющему собой сумму давления на разделе фаз рр.ф и
гидростатического перепада давлений по слою жидкости А/7.
Такая методика определения температуры насыщения
обусловливалась тем, что при высоких инерционных
ускорениях величины рр.ф и А/7 становились соизмеримыми
и неучет перепада гидростатического давления в этом
случае привел бы к существенной ошибке при вычислении
коэффициента теплоотдачи а. Суммарная максимальная
среднеквадратичная относительная погрешность
определения коэффициентов теплоотдачи лри кипении не
превышала 5,5%.
Тарировочные опыты, проведенные на той же установ*
ке с фреоном-12 при a=g=9,81 м/с2 (т. е. без вращения)
показали хорошую повторяемость результатов и
удовлетворительную сходимость их с результатами исследований
других авторов в аналогичных условиях [2].
На рис. 2 представлены результаты опытов по
теплоотдаче при кипении фреонов-11 и 12 на горизонтальных
поверхностях с различными поперечными размерами
при a=g, т. е. без вращения рабочей емкости.
Как следует из рис. 2, поперечный размер нагреваемой
поверхности в наших опытах не повлиял на интенсивность
теплообмена при развитом кипении фреонов. Данные,
полученные в опытах с различными поверхностями
нагрева для каждой из жидкостей, вполне удовлетворительно
в пределах погрешности опыта обобщаются одной кривой.
Поперечный размер нагреваемой поверхности оказывал
влияние лишь на плотность теплового потока, при
которой (при подъеме тепловой нагрузки) начинался и
заканчивался режим развитого кипения. С уменьшением
поперечного размера начало развитого кипения смещалось
в область более высоких значений плотности теплового
потока. Окончание же его (т. е. кризис кипения), как
было замечено в опытах, находится в более сложной
зависимости от этого параметра. Сначала с уменьшением
поперечного размера критическая плотность теплового
потока дкр увеличивалась (для проволоки диаметром 0,28 мм
в среднем на 25% выше, чем для пластин), а затем
уменьшалась (для проволоки диаметром 0,028 мм — на 15%
ниже, чем для пластин).
47

fO? 2 3*68
Рис. 2. Зависимость коэффициентов теплоотдачи от
плотности теплового потока при кипении фреона-11 A) и
фреона-12 B) на различных поверхностях нагрева при а= g:
на пластинах шириной 4 (т) и 2 (¦) мм и на проволоке
диаметром 0,28 (П),0,19, (Д), 0,10 (•) и 0,028 (О) мм.
На рис. 2 отсутствуют данные по кипению фреона-11
на проволоке диаметром 0,028 мм в связи с тем, что в этих
опытах при подъеме тепловой нагрузки режим
теплообмена при свободной конвекции сменялся режимом
пленочного кипения и сколько-нибудь устойчивого
пузырчатого кипения зафиксировать не удалось. При темпера-
"Г
ПЯЛ\
и,ии
И
т
1L .
Л
а
-JKL.
"О-
•
В
о?
D
Т
8
Ш
•
1
]
г
>
т
-ZL.
~°1
#Я7
#47
?|—1—[—
7 J | ]_
dfe
У f
•
-ЎН—
—дн—
| | |
» i
D
1 •
тг
Щ
g 1 я
#'
/2?г
/^
?
f
Рис. 3. Теплообмен при кипении фреона-11 A) и фреона-12
B) в условиях различных инерционных ускорений
(обозначения см. рис. 2).
турном напоре, соответствовавшем для данного диаметра
проволоки началу развитого пузырчатого кипения,
вскипание пристенных слоев происходило взрывообразно,
проволока мгновенно окутывалась пузырями пара и
наступал пленочный режим кипения. Подобное явление
отмечено и в работах других исследователей, проводивших
опыты по кипению на тонких проволоках [3, 4]. В наших
опытах с фреоном-11 указанное явление на проволоке
диаметром 0,028 мм отмечено при всех значениях
инерционного ускорения, имевших место в проведенном
исследовании.
и* Как видно из рис. 2, наклон кривых, характеризующих
теплообмен при кипении разных фреонов, практически
одинаков, что согласуется с данными других авторов
[2, 5]. В результате обработки опытных данных
установлено, что для обеих жидкостей в эмпирической
зависимости
a=cqn A)
показатель степени л=0,80.
10^
в
ч
сГ
«Nl
+ /0*
5*"
Д '
Ц
^
g
* 6
§ *
^
а
ъ
ъ
Ъ/
4°
Ро
•/
г
WW
PzMCaS
\г\
i
\ \\ •
щ tSfEu^3
LllsSS^
\Hirn
Jo
J
SI
bk
ж
j 1
.•>
\*o$
?r
i
• 1
/#<*
/0* 2 <t 6 8 10s г 4 6 8 W6 ц,Вт/м*
Рис. 4. Сравнение результатов опытов с зависимостью Г. Н. Даниловой [2]:
• — фреон-11; О — фреон-12.

Установлено, что инерционное ускорение во всем
исследованном диапазоне его изменения также не влияет
на наклон кривой кипения, т. е. показатель степени п
в уравнении A) при всех ускорениях остается
практически постоянным.
На рис. 3 представлены результаты опытов,
проведенных при различных инерционных ускорениях.
Как следует из рис. 3, величина ускорения не
оказывает заметного влияния на интенсивность теплообмена
при развитом кипении фреонов-11 и 12. Этот вывод
согласуется с результатом ряда работ, в которых
исследовались другие жидкости как при ускорении, превышавшем
ускорение земного тяготения [6, 7], так и при пониженном
ускорении, вплоть до невесомости [8, 9]. Изменение
инерционного ускорения повлияло лишь на начало и конец
развитого кипения (при подъеме тепловой нагрузки):
увеличение приводило к смещению развитого кипения
в область более высоких плотностей тепловых потоков.
Независимость интенсивности теплоотдачи в режиме
развитого пузырчатого кипения от величины ускорения
является свидетельством того, что для рассмотренных
жидкостей (фреоны-11 и 12) в исследованном диапазоне
изменения ускорения подъемные силы не являются
определяющими в процессе теплообмена при пузырчатом кипении
в большом объеме.
Из рис. 3 также следует, что в исследованном диапа-
I зоне изменения инерционного ускорения поперечный
' размер нагреваемой поверхности на интенсивность
теплообмена при развитом кипении фреонов-11 и 12
практически не влияет (в пределах погрешности
экспериментов). Опытные данные, полученные на всех поверхностях
нагрева при всех значениях инерционного ускорения
в исследованном интервале температур, описываются
следующими эмпирическими зависимостями:
для фреона-11 а = 0,46 <70'8 Вт/(м2.°С),
для фреона-12 а = 0,86 <?0'8 Вт/(м2.°С).
Представляет интерес сравнение полученных опытных
данных с известными обобщающими зависимостями.
Особенно важно такое сравнение для фреона-11 ввиду
малочисленности опубликованных материалов по кипению
этого вещества.
На рис. 4 приведены результаты обработки опытных
данных по формуле Г. Н. Даниловой [2], предложенной
ею для расчета теплообмена при кипении фреонов:
а = 550
IY1 л кр
ЕклЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ/
Как видно из рис. 4, результаты наших опытов вполне
удовлетворительно совпадают с кривой, соответствующей
зависимости B). Наибольшее отклонение подавляющего
большинства опытных точек от кривой не превышает 20%.
Выводы
Коэффициенты теплоотдачи при развитом кипении
фреонов-11 и 12 в условиях различных инерционных
ускорений, вычисленные с учетом гидростатического
давления слоя жидкости над поверхностью нагрева,
практически не зависят от ускорения и поперечных размеров
нагреваемой поверхности в исследованном диапазоне
изменения этих величин.
Обработка полученных опытных данных в форме
зависимости коэффициента теплоотдачи от
термодинамических параметров и молекулярной массы вещества
показала, что результаты проведенных экспериментов вполне
удовлетворительно описываются формулой Г. Н.
Даниловой.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б у т у з о в А. И., Фка йнзильберг С. Н.,
Безродный М. К. и др. Ротор электрической машины.
Авторское свидетельство!№ 306531.—«Открытия,
изобретения, промышленные образцы, товарные знаки»,
1971, № 19.
2. Д а н и л о в а Г. Н. Влияние давления и температуры
насыщения на теплообмен при кипении фреонов. —
В кн.: Котлотурбостроение. Труды ЦКТИ, вып. 57.
Л., 1965.
3. К у т ате л а д з е С. С, В а л у^ к и н а Н. В.,
Гогонин И. И. — «Инженерно-физический журнал»,
1967, т. XII, № 5.
4. Li en hard J. H., S с h г orc k V. E. —«J. Heat
Transb 1963, Vol. 85, No. 3.
5. Ратиани Г. В., Авалиани Д. И. Теплообмен
и критические тепловые нагрузки при кипении
фреонов. — «Холодильная техника», 1965, № 3.
6. Adelberg M., Schwartz S. Н. — «Chem.
Engng. Progr. Sympos, Series», 1968, Vol. 64, No. 82.
7. Мегt H. Jr., Clark J. A. — «J. Heat Transf.»,
1961, Vol. 83, No. 3.
8. Кириченко Ю. А., Чаркин А. И.,
Липатова И. В., Полунин В. Л. Исследование
теплообмена при кипении в условиях имитации слабых
гравитационных полей. — «Инженерно-физический журнал»,
1969, т. XVII, № 2.
9. Усы скин С, ЗигельР. Экспериментальное
исследование процессов кипения в условиях уменьшенной
B) и нулевой гравитации. — В кн.: Невесомость. М.>
«Мир», 1964.
,*( 0.U + 2.2 JSL'
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1K55458 B1I438519/24-6 B2I1.05.70 E1)F 25b 7/00
E3N21.574 G1) Специальное конструкторское бюро
холодильного машиностроения G2) А. С. БУРЛАК,
С. Ф. ВАРЗАР, В. Ф. КОВАЛЕВ, Е. И. КНЯЗЬ и
И. И. Меерсон
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
компрессоры, например, верхнего и нижнего каскадов
с экранированными роторами и общим статором,
расположенным в станине, отличающаяся тем, что, с
целью интенсификации охлаждения, между роторами
компрессоров установлен вентилятор, приводимый во
вращение от общего статора, а в станине выполнены каналы
для циркуляции охлаждающего воздуха.

ОБМЕН ОПЫТОМ
621.565:637.5-52
Комплексная автоматизация компрессорного цеха
Минского мясокомбината
И. Л. ЕМЕЛЬЯНОВ — директор Минского мясокомбината
Коллектив Минского ордена Трудового
Красного Знамени мясокомбината напряженно
трудится над выполнением решений XXIV съезда
КПСС.
Мясокомбинат начал свою производственную
деятельность в 1922 г.
В 20—40 гг. на мясокомбинате преобладал
ручной труд с использованием примитивной
техники. Производственная мощность
составляла Ют мяса и 7 т колбасы в смену.
В 1956—1960 гг. построены и сданы в
эксплуатацию новые производственные корпуса
мясокомбината мощностью (в смену): мясожи-
ровой цех — 50 т мяса, колбасный цех — 18 т
колбасы, птицеперерабатывающий цех — 10 т
мяса птицы.
За период с 1970 по 1972 гг. произведена
реконструкция цехов, внедрено более 140 единиц
оборудования.
В настоящее время Минский мясокомбинат
выпускает около 400 видов и сортов пищевой
и технической продукции.
В сентябре 1967 г. был сдан в эксплуатацию
холодильник емкостью 1100 т для хранения
мясопродуктов.
В новом компрессорном цехе, построенном по
проекту Белгипропищепрома, внедрена
разработанная по рекомендациям ВНИХИ
комплексная автоматизация холодильной установки,
включающая автоматическое управление и
автоматическую противоаварийную защиту компрессоров.
Установлены шесть аммиачных холодильных
агрегатов двухступенчатого сжатия АДС 200/1,
холодильная установка «Павел-62» и восемь
одноступенчатых аммиачных компрессоров АУ200.
Общая холодопроизводительность компрессоров
составляет: одноступенчатых 1300 тыс. ст. ккал/ч,
двухступенчатых 1310 тыс. ккал/ч (при
температуре кипения—30° С и конденсации 35° С).
В цехе вместо старой безнасосной схемы
подачи холодильного агента в испарительную
систему применена насосная схема. Предусмотрена
подача жидкого аммиака от регулирующей
станции через отделители жидкости в
горизонтальные циркуляционные ресиверы, откуда
насосами ЗЦ-4 аммиак подается в поэтажные
распределительные устройства камер.
Для дистанционного управления камерными
охлаждающими устройствами и компрессорами,
а также измерения рабочих параметров
холодильного агента установлены две машины АМУР,
каждая на 80 точек.
Комплексная автоматизация холодильной
установки на Минском мясокомбинате значительно
облегчила труд обслуживающего персонала,
сократила эксплуатационные затраты, увеличила
срок службы холодильных машин, повысила
культуру производства.
Пуск и наладка системы комплексной
автоматизации холодильной установки
осуществлена Минским участком «Севзапмонтажавтомати-
ка» при активном участии работников
компрессорного цеха и лаборатории КИП и автоматики
мясокомбината.
В связи с тем, что объем производства
колбасных изделий возрос, появилась необходимость
реконструкции системы охлаждения помещений
колбасного завода.
В июне — июле 1972 г. в трех камерах
охлаждения колбасных изделий рассольная
система заменена на непосредственное охлаждение,
для чего в этих камерах над подвесными путями
смонтированы 24 воздухоохладителя ВОП-100.
Это дало возможность уже в летний период
1972 г. обеспечить в остывочных камерах
колбасного завода необходимый температурный
режим. В настоящее время заканчивается монтаж|
еще 16 воздухоохладителей ВОП-100 в
охлаждаемых помещениях ливеро-паштетного отделения,
розлива студня и др.
Для интенсификации процесса охлаждения
мясных полутуш в 1973 г. намечается установить
24 аппарата ВОП-150 в остывочных камерах
холодильника. Это позволит сократить
продолжительность охлаждения до 12—10 ч.
Осуществление комплекса мероприятий по
реконструкции колбасного завода дает
возможность увеличить объем производства и улучшить
качество продукции.
В развернувшемся социалистическом
соревновании цехов мясокомбината передовиками
являются: Л. П. Филиппович, Э. А. Лабецкий,
В. А. Мурашкевич и многие другие работники
мясокомбината.
50

СОЦИАЛИСТИЧЕСКИЕ ОБЯЗАТЕЛЬСТВА
коллектива холодильника Минского мясокомбината на 1973 год
Стремясь умножить свой вклад в
осуществление решений XXIV съезда КПСС, коллектив
холодильника Минского мясокомбината принял
следующие социалистические обязательства на
1973 год, решающий год девятой пятилетки.
— На основе более полного использования
производственных мощностей, материальных и
трудовых ресурсов выполнить годовой план по
объему производства и реализации
продукции досрочно, к 27 декабря 1973 г.
— Обеспечить рост производительности
труда по сравнению с 1972 г. на 6% вместо 4,4% по
плану.
— Всю продукцию, которая поступает на
холодильник, сохранять высокого качества и с
наименьшими затратами.
— Получить от внедрения в производство
новой техники и технологии и за счет
сокращения всех затрат экономический эффект в сумме
к5000 руб.
На Новгородской базе Росмясорыбторга для
выполнения погрузочно-разгрузочных работ
применяются электропогрузчики 4004А,
обеспечивающие высоту подъема груза на 2,8 м, и
электротележки ЭКП-750 грузоподъемностью
0,75 т. При комплексном обследовании одноэтаж-
Вого распределительного холодильника емкостью
100 т этой базы был проведен хронометраж
работы напольного подъемно-транспортного
оборудования при выполнении операций с
различными грузами. Данные хронометражных
измерений использовали для определения
эксплуатационной производительности
электропогрузчиков 4004А и электротележек ЭКП-750.
Фиксировалась масса груза или количество мест,
имеющих стандартную массу.
Хронометражные измерения проводили при
выполнении 80 рейсов.
Ниже приведены данные хронометража
работы подъемно-транспортных механизмов,
позволяющие вычислить длительность цикла
грузовых работ, выполняемых механизмом, при
произвольном расстоянии между местом погрузки
и выгрузки:
— В результате дальнейшего
совершенствования технологических процессов, сокращения
потерь при охлаждении, замораживании и
хранении мясопродуктов на холодильнике получить
экономию в сумме 10 000 руб. в год.
— Добиться сверхпланового снижения
себестоимости продукции, сократить затраты на
1 руб. товарной продукции против плана на
0,1 коп.
— Провести работы по благоустройству и
озеленению закрепленной за холодильником
территории, повысить культуру производства,
улучшить условия труда.
— Систематически выполнять требования
морального кодекса строителя коммунизма,
активно участвовать в общественной жизни своего
цеха и комбината.
621.565:621.86
ЭКП-750 4004А
Средняя масса груза, перевозимая
механизмом, кг 635 572
Время, с
перерывов в работе, отнесенное к
одному рейсу 109 175
загрузки механизма 11,6 7,1
разгрузки механизма 7,3 6,2
подъема груза на высоту — 16,6
разгрузки груза на высоте — 10,5
Скорость пробега, м/с
с грузом 0,90 0,99
без груза 1,80 1,46
Кроме того, во время хронометражных
измерений фиксировали время перерывов в работе
обследуемого механизма за весь период
грузовых работ и вычисляли их величину,
отнесенную к одному рейсу:
Т—Тцп
г° = 7Г~* (О
где Т — длительность грузовых работ, с;
Гц — средняя продолжительность цикла за один рейс
(под циклом понимается полезное время
работы механизма, включая пробег без груза), с;
Опыт определения количества подъемно-транспортных
механизмов
si

п — число рейсов механизма за время Т.
Определяли продолжительность цикла при укладке
упакованного груза в один ярус на пол
v,
v2 )'
B)
где tx — время захвата груза и установки его в
транспортное положение, с;
t2 — время вывода вилок из-под груза и наклона
грузоподъемной рамы, с;
S — расстояние между местом погрузки и
разгрузки, м;
vi — средняя эксплуатационная скорость движения
механизма с грузом, включая маневровые
работы при подъезде к штабелю, м/с;
v2 — средняя эксплуатационная скорость движения
механизма без груза, включая маневровые
работы при отъезде от штабеля, м/с;
Это уравнение применимо как для
погрузочных, так и для разгрузочных работ.
Длительность цикла при укладке
упакованного груза на некоторой высоте вычисляли по
уравнению
T4 = /1 + <s + *4 + sAJr + 1Jr), C)
где t3 — время перемещения груза по вертикали на
штабель, с;
tu — время вывода вилок из-под груза, опускания
грузовой каретки и наклона рамы, с.
Длительность цикла при разгрузке или
погрузке мяса с использованием электротележки
ЭКП-750 (в качестве тягача для груженых
ручных тележек) также определяли по уравнению B).
В этом случае
tx — время захвата сцепным устройством ручной
тележки, с;
t2 — время расцепления тележки, с.
Часовую техническую производительность (т/ч)
механизма рассчитывали по уравнению
3600gH ...
Гц-1000 » <4'
G =
где gR — номинальная грузоподъемность механизма, кг.
Эксплуатационная производительность
механизма всегда меньше технической
Ga = GKrKn,
E)
где/Сг — коэффициент использования грузоподъемности;
/Сп — коэффициент, учитывающий перерывы в работе,
обусловленные простоями (осмотр, мелкий
ремонт, смена грузоподъемных устройств и др.).
Значения коэффициентов, входящих в
уравнение E), следующие:
Кт
ёи
F)
где ?ф — средняя масса груза, перевозимого
механизмом, кг;
кп =
7ц
Гц + 7V
G)
52
Ниже приведены техническая и
эксплуатационная производительности
подъемно-транспортных механизмов. Расчетное расстояние
между местом погрузки и выгрузки 100 м.
ЭКП-750 4004А
Среднее время, затрачиваемое на
полный цикл, с
при разгрузке* 185,9 185,9
при погрузке** — 190,2
Коэффициент
использования грузоподъемности
механизма 0,85*** 0,76
учитывающий перерывы в работе
при разгрузке 0,63 0,51
при погрузке — 0,52
Производительность механизма, т/ч
техническая
при разгрузке 13,7 14,5
при погрузке — 12,9
эксплуатационная
при разгрузке 7,4 5,7
при погрузке — 5,1
* На пол.
** На высоту.
*** Условно.
По расчетным данным построена графическая
зависимость эксплуатационной
производительности механизмов G3 от расстояния между
местом погрузки и выгрузки. С помощью этой за-
1001м
Рис. 1. Зависимость эксплуатационной
производительности подъемно-транспортных механизмов от расстояния
транспортировки:
I — ЭКП-750; 2 — 4004А при укладке на пол; 3 —4004А
при подъеме на высоту.

висимости можно определить необходимое
количество механизмов для погрузочно-разгру-
зочных работ (рис. 1).
График, приведенный на рис. 2, дает
возможность несколько упростить определение массы
груза GT, которую сможет погрузить или
разгрузить один механизм за произвольный
период времени т по известной эксплуатационной
производительности механизма Сэ:
маслом. Суммарная масса груза 120 т. Норма разгрузки
2,5;^ч. Среднее расстояние между местом погрузки и
выгрузки 80 м. Считаем, что У3 груза D0 т) разгружается на
поддонах на пол, а остальная часть (80 т) укладывается
в штабель. Вагоны разгружаются электропогрузчиками
4004А.
G% = Ga т.
(8)
?т
зоо\
ш
ж
о
Л/, шт.
5
10
20 JO W SO Ofl T
7 t9V
Рис. 3. Определение количества подъемно-транспортных
Рис. 2. Определение производительности подъемно-тран- механизмов, необходимых для выполнения погрузочно-
спортного механизма за заданный период времени. разгрузочных работ.
Необходимое число механизмов для
выполнения грузовых работ можно определить по
формуле
gi
G i
N--
где С?! — количество груза, которое требуется погрузить
или выгрузить.
Для иллюстрации пользования графиками,
представленными на рис. 1—3, рассмотрим
пример.
|l Пример. Допустим, что на холодильник поступило
рять четырехосных вагонов, груженных сливочным
По рис. 1 определяем эксплуатационную
производительность электропогрузчика 4004А. При разгрузке на
пол она составляет 7, 2, при погрузке на высоту—6,3 т/ч.
По рис. 2 определяем производительность одного
погрузчика за 2,5 ч: при разгрузке на пол 18 т, при погрузке
на высоту 16 т. Эти величины позволяют найти необходимое
число электропогрузчиков (рис. 3): для разгрузки на
пол 2,2; для погрузки на высоту 5,1. Суммарное число
погрузчиков 4004А, необходимых для обеспечения
выполнения грузовых работ, равно восьми.
Канд. техн. наук Б. И. КАРПОВ, Г. Д. ЛУКЬЯНОВ — ЛТИХП

КОНСУЛЬТАЦИЯ
658.011.46:621.565
О повышении эффективности холодильных установок
П. В. ВАСИЛЬЕВ
Министерство мясной и молочной промышленности РСФСР
Холодильные установки многих предприятий
мясной и молочной промышленности
эксплуатируются с отклонениями от оптимальных режимов,
что приводит к излишнему расходу
электроэнергии, воды, вспомогательных материалов и
дополнительным потерям продукции.
В настоящее время проводится работа по
техническому усовершенствованию холодильных
установок, повышению уровня их
эксплуатации: внедряются эффективные системы
охлаждения, обеспечивающие сухой ход компрессоров;
улучшаются условия улавливания и удаления
масла из системы; автоматизируются процессы
регулирования и контроля; принимаются меры
по содержанию в чистоте теплообменных
аппаратов. Затраты на это экономически
целесообразны.
Известно, что при правильном подборе
оборудования, автоматизации установки и
надлежащей ее эксплуатации (своевременные очистка
теплопередающей поверхности конденсатора,
оттаивание охлаждающих приборов, выпуск из
системы воздуха и масла и пр.) можно
существенно улучшить температурный режим работы
холодильной установки.
Повышение температуры кипения на 5° С (от
—20 до —15° С) приводит к увеличению холодо-
производительности компрессора примерно на
20—25% и снижению удельного расхода
электроэнергии на 20%.
С понижением температуры конденсации на
5° С (от 30 до 25° С) холодопроизводительность
компрессора увеличивается примерно на 8%, а
расход электроэнергии на производство 1000 ккал
холода уменьшается на 17%.
Переохлаждение аммиака на 10° С
увеличивает холодопроизводительность установки
примерно на 4 % без дополнительной затраты
энергии на выработку холода.
При улучшении режимов работы холодильных
установок возникает необходимость определения
экономической эффективности проводимых
мероприятий.
Ниже приводятся ориентировочные расчеты
экономической эффективности мероприятий по
оптимизации режимов работы холодильной
установки, обслуживающей предприятие с
потребностью в холоде 7 500 000 тыс. раб. ккал/год.
Режимы работы установки до и после (знак «'»)
осуществления мероприятий:
Температуры
кипения /0 и /0, °С —15 —10
конденсации tK и t'K, °С 30 25
переохлаждения аммиака tn и tw °C 20 15
Холодопроизводительность Пкг аммиака^по]ди-
аграмме i — lgp составит:
qQ = 274,74 ккал/кг, qo = 281,65 ккал/кг.
В крупных аммиачных компрессорах при
действительных условиях работы степеням сжатия
р0 = 2,41 ~4'yd> pQ = 2,966 -d'4b
соответствуют величины коэффициентов
подачи X = 0,66 и К = 0,74.
Холодопроизводительность одноступенчатых
аммиачных компрессоров при улучшении
режима работы холодильных установок
увеличивается на
ЯрК 281,65-0,74 207,8
q0X = 274,74-0,66- 181,3- 1,И6'
или на 14,6%.
Следовательно, требуемое количество холода
можно выработать при меньшем числе часов
работы оборудования.
При удельном расходе 0,5 кВт-ч
электроэнергии на выработку 1000 раб. ккал холода расход
электроэнергии, составлявший
уменьшится в 1,146 раза за счет уменьшения
числа часов работы в году и будет равен
3 750 000
1 и6 =3 275 000 кВт-ч,
т. е. меньше на
3 750 000—3 275 000=475 000 кВт • ч.
54

При стоимости электроэнергии 2,7 коп/(кВт-ч)
годовая экономия в суммарном выражении
составит
475000-2,7
jog = 12 800 руб/год.
Затем следует, исходя из местных условий,
подсчитать дополнительные затраты на все работы,
связанные с оптимизацией режимов работы
холодильной установки, и определить срок
окупаемости по отношению этих затрат к полученному
экономическому эффекту.
В настоящее время на предприятиях широко
внедряются испарительные конденсаторы,
применение которых значительно сокращает расход
воды (хотя приводит к некоторому увеличению
температуры конденсации и расхода
электроэнергии).
Для установления экономической
эффективности следует подсчитать холодопроизводитель-
ность аммиачных компрессоров и расходы
электроэнергии до и после установки испарительных
конденсаторов по вышеприведенной методике и
сопоставить полученные результаты.
На основании показаний водомеров надо
определить уменьшение расхода воды и стоимости в
рублях, определить конечный результат в
суммарном выражении.
Как показали исследования, на многих
холодильниках, построенных до шестидесятых годов,
изоляция стен и перекрытий не соответствует
предъявляемым требованиям, местами
промерзла, отстала от стен и потолков. Из-за повышенной
влажности воздуха в вестибюлях и коридорах
защитный слой железобетонных перекрытий и
колонн частично разрушился, в результате чего
арматура обнажилась и подверглась коррозии.
В плохом состоянии находится изоляция
трубопроводов и отделителей жидкости. Увеличение
тешюпритоков через поврежденную изоляцию
^ограждений приводит к непроизводительным
потерям холода и сверхнормативной усушке
продуктов при хранении.
Замена старой изоляции новыми
высокоэффективными изоляционными материалами
окупается сравнительно быстро в результате
сокращения времени работы холодильных установок и
снижения потерь продукции при хранении.
Методика расчета экономической
эффективности от замены старой изоляции современной
основана на зависимости потерь холода и усушки
продуктов от величины теплопритоков через
ограждающие конструкции. Поэтому вначале
подсчитывают уменьшение теплопритоков после
проведения капитального ремонта по сравнению
с внешними теплопритоками при проектных
коэффициентах теплопередачи ограждающих
конструкций, затем определяют уменьшение
усушки продуктов путем сопоставления ее с Нормами
естественной убыли мяса и мясопродуктов при
холодильной обработке и хранении на
холодильниках, утвержденными Министерством мясной
и молочной промышленности СССР, и в
суммарном выражении устанавливают экономическую
эффективность.
Такой метод расчета является
ориентировочным и должен быть в последующее время
уточнен на предприятии при проведении
соответствующих инвентаризаций. Однако он
необходим, так как проведение любых технических
мероприятий должно быть прежде всего
экономически оправдано.
Ниже приводится пример расчета
экономической эффективности от проведения капитального
ремонта изоляции ограждений на
производственном холодильнике емкостью 3000 т,
расположенном в средней зоне СССР.
Уменьшение теплопритоков (ккал/год) после
проведения капитального ремонта изоляции под-
считывается по формуле
AQorp = 2A&F (tE + Д*с — Qx,
где Ak — разность коэффициентов теплопередачи
ограждений до и после ремонта, ккал/(ч«м2-°С);
F — поверхность ограждений, м2;
tn — среднегодовая температура наружного
воздуха, °С;
Atc — поправка на солнечную радиацию, °С;
^п — температура воздуха в помещении, °С;
т — количество часов в году (8760).
Результаты расчета по этой фэрмуле
приведены в табл. 1.
Сокращение расходов на производство холода
в результате улучшения изоляции при стоимости
1000 раб. ккал 0,02 руб. составит
470 600 000-2
1000.Ю0 =9412 ру6-
Чтобы определить снижение естественной
убыли мороженых продуктов благодаря улучшению
изоляции, необходимо сопоставить теплопритоки
через ограждения камер до и после капитального
ремонта, подсчитываемые по формуле:
Q = kFMx.
Внешние теплопритоки в камеры хранения
мороженых продуктов до проведения
капитального ремонта составляют через наружные стены
QH.3=0,5 • 2400 • 28 • 8760=294 300 000 ккал/год,
через внутренние стены между вестибюлями и
камерами хранения мороженых продуктов
QB c= 0,6-720.18-8760=68 000 000 ккал/год.
Итого: фобщ = 362 300 000 ккал/год.
После капитального ремонта внешние
теплопритоки через наружные стены
QH.c=0,24.2400-28-8760= 141 000 000 ккал/год,
через внутренние стены между вестибюлями и
камерами хранения мороженых продуктов

Таблица 1
Ограждения
Ak,
ккал/(ч-м2-°С)
F, м*
ккал/год
Наружные стены камер хранения мороженых про
дуктов
То же, охлажденных продуктов
Кровля
Наружные стены морозильных камер
Внутренние стены между вестибюлями и
морозильными камерами
камерами хранения охлажденных продуктов
камерами хранения мороженых продуктов . .
Всего. .
0,3
0,3
0,25
0,3
0,3
0,3
0,3
2400
2400
3600
1200
360
720
720
5
5
5
5
0
10
0
-18
0
-18
176 600 000
63 000 000
73 000 000
88 000 000
17 000 000
19 000 000
34 000 000
470 600 000
Qi.c=0,35 • 720 • 18 • 8760-40 000 000 ккал/год.
Итого: Qo6m= 181 000 000 ккал/год.
Естественная убыль принимается
пропорциональной внешним теплопритокам. После ремонта
она снизится в 2 раза, исходя из соотношения
<?общ 362 300 000
О'общ = 181000 000'
<,2.
Таблица 2
Мороженые продукты, находящиеся
на хранении
Говядина
I категории .
II категории
Баранина
I категории .
II категории
Свинина
жирная . . .
мясная . . .
Всего. .
я ° Р
5 я и
Си ° Ч
о ?\о
19,08
14,94
1,776
1,146
11,58
5,94
О я ex
1630
944
1544
858
1716
1544
а*
G) а
31 100
14 103
2 680
9 833
19 871
9 171
86 758
Экономия за счет сокращения естественной
убыли мороженых продуктов, определенная в
соответствии с утвержденными нормами,
представлена в табл. 2.
Ограждения
Наружные стены — изоляция стен
и прямоугольных колонн
жесткими минераловатными плитами . .
Внутренние стены —
изоляционные перегородки из жестких ми-
нераловатных плит на битумной
мастике с заменой деревянного
каркаса
Кровля — изоляция покрытий и
перекрытий сверху жесткими
минераловатными плитами на
битумной мастике
Всего
Объем затраченных
изоляционных
материалов, м*
1500
180
540
Таблица 3
Цена 1 м3
изоляции, руб.
21,6
35,1
66
Стоимость
изоляционных работ, руб.
32 40О
6218
35 640
74 258
Примечание: расценки применены по Сборнику № 13^
единых районных единичных расценок на строительные рабоМ
ты. Ш
Общая экономия от сокращения числа часов-
работы холодильных установок и естественной
убыли продуктов:
9 412+86 758=96 170 руб/год.
Затраты на капитальный ремонт (табл. 3)
окупятся за
74 258
96 170 ^^,8 года.

КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Диссертации в области холодильной техники и технологии
за 1970-1971 гг.
Публикуемый ниже список диссертационных работ
на соискание ученых степеней доктора и кандидата наук
в области холодильной техники, технологии и других
смежных специальностей, защищенных в 1970—1971 гг.,
может представить интерес для научных сотрудников и
специалистов-холодильщиков, работающих в различных
отраслях народного хозяйства.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА
Диссертации на соискание ученой степени доктора
технических наук
Комбинированные теплоиспользующие холодильные
машины. Минкус Б. А. Одесса, 1970. 243 л., 125 илл.
[Библиогр.: 221 назв. (л. 219—241).
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности 17/V—1971 г , утв. 16/VI—
1972 г.
Исследование охлаждающих систем производственных
холодильников. Чумак И. Г. Одесса, 1970. 242 л.,
50 илл. Библиогр.: 66 назв.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности 27/1V—1970 г., утв.
2/VII—1971 г.
Диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук
Экспериментальное исследование низкотемпературных
холодильных машин, работающих на смесях агентов.
Черток В. Д. Одесса, 1971. 349 л. с илл. Библиогр.:
л. 235—242.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 14/VI—1971 г.
Фреоновые эжекторные холодильные машины малой
производительности. Красюк Л. С. Одесса, 1971.
142 л., 38 л. илл. Библиогр.: л. 135—143.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 13/XI1—1971 г.
^ Исследование герметического малорасходного
компрессора без смазки. Волчков А. Н. М., 1970. 154л.
с илл. Библиогр.: л. 148—154.
Защищена в Московском высшем техническом
училище им. Н. Э. Баумана, утв. 19/Х—1970 г.
Исследование характеристик герметичных
ротационных компрессоров в зависимости от протечек в полости
сжатия. Я дин Э. В. Л., 1971. 166 л , 37 л. илл.
Библиогр.: л. 154—162.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 22/Х—1971 г.
Экспериментальное исследование бессмазочной работы
поршневых компрессоров установок с открытым
холодильным циклом. Джафаров А. С. Баку, 1970.
204 л. с илл. Библиогр.: л. 195—199.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 21/V—1971 г.
Исследование тепловых режимов встроенных
асинхронных электродвигателей холодильных компрессоров.
Шевчук Г. И. Одесса, 1971. 258 л. с илл. Библиогр.:
л. 221-.236.
Защищена в Одесском политехническом институте,
утв. 19/Х—1971г.
Исследование абсорбционного водоаммиачного
термотрансформатора для совместного получения тепла и
холода. Марусейцев Ю. Д. Астрахань, 1971. 158 л.,
49 л. илл. Библиогр.: л. 129—135.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 13/ХП—1971 г.
Исследование абсорбционных термотрансформаторов,
использующих в качестве рабочего тела раствор метанол —
бромистый литий. Гросман Э. Р. Киев, 1970. 206 л.
с илл. Библиогр.: л. 182—187.
Защищена в институте технической теплофизики
АН УССР, утв. 24/V—1971 г.
Исследование характеристик испарителей,
конденсаторов и компрессоров судовых холодильных установок
с применением электронных вычислительных машин.
Мельниченко Л. Г. Калининград, 1970. 233 л.
с илл. Библиогр.: л. 192—209.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 19/IV—1971 г.
Исследование рабочих процессов в пленочных
градирнях с гофрированной насадкой. Пономарева Э. Д.
Одесса, 1970. 175 л. с илл. Библиогр.: л. 134—147.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 15/1II—1971 г.
Исследование влияния инея на теплопередачу в
воздухоохладителях. Я в н е л ь Б. К. М., 1969. 118 л. 79 л.
илл. Библиогр.: л. 111—116.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 3/IV—1970 г.
Экспериментальное исследование теплообмена и
аэродинамического сопротивления в орошаемых
воздухоохладителях. Евреинова В. С. Л., 1970. 123 л. 48 л.
илл. Библиогр.: л. 70—80.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 26/П—1971 г.
Исследование пленочного воздухоохладителя с
плоскопараллельной насадкой для камер хранения и
охлаждения пищевых продуктов. Исаев В. И. Одесса, 1971.
181 л. с илл. Библиогр.: л. 144—166.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 22/XI—1971 г.
Исследование расчетных параметров и установление
методики теплового расчета ребристых батарей камер
холодильников. Влайковски Г. С. Одесса, 1971.
257 л. с илл. Библиогр.: л. 110—115.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 19/IV—1971 г.
Исследование динамических характеристик теплооб-
менных аппаратов судовых холодильных установок.
Ейдеюс А. И. Калининград, 1971. 193 л. с илл.,
1 л. илл. Библиогр.: л. 184—193.
Защищена в Калининградском техническом
институте рыбной промышленности и хозяйства, утв. 23/XI—
1971 г.
Исследование тепловлажностных процессов в
воздухоохладителях с накатным оребрением и выбор
рациональной для (судовых условий) геометрии накатки. Г у -
57

л ы й Г. А. Одесса, 1971. 147 л. с илл. Библиогр.: л. 137—
147.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 2/VII—1971 г.
Исследование охлаждающих термоэлектрических
систем совместно с источниками электропитания.
Большой В. А. Одесса, 1971. 160 л., 15 л. илл. Библиогр.:
л. 155—160.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 14/VI—1971 г.
Исследование расположения ребристых испарителей
в торговом холодильном оборудовании. А б ъ я н С С.
М., 1971. 135 л. с илл. Библиогр.: л. 117—130.
Защищена в Московском институте народного
хозяйства им. Г. В. Плеханова, утв. 18/VI—1971 г.
Исследование открытого торгового холодильного
оборудования с естественной циркуляцией воздуха. К а -
р а в а е в а Н. С. М., 1971. 152 л., 47 л. илл., 20 отд. л.
илл. Библиогр.: л. 121 —128.
Защищена в Московском институте народного
хозяйства им. Г. В. Плеханова, утв. 7/V—1971 г.
Исследование новых пневматических регулирующих
клапанов для систем вентиляции и кондиционирования
воздуха. Уткин Г. Е. Л., 1970. 176 л. с илл.
Библиогр.: л. 186—192.
Защищена в Высшем военном инженерно-техническом
училище, утв. 17/IV—1970 г.
Исследование процесса комплексной обработки
воздуха обитаемых помещений в контактных аппаратах.
Теплицкая Л. Я. Л., 1971. 159 л. с илл., 26 л.
илл. Библиогр.: л. 117—131.
Защищена в Высшем военном инженерно-техническом
училище, утв. 21/V—1971 г.
Исследование закономерностей и основы расчета
регулирования расходов воздуха в системах вентиляции и
кондиционирования воздуха с помощью створчатых
клапанов. Павлухин Л. В. Л., 1969. 201 л. с илл.
Библиогр.: 171 — 179.
Защищена в Ленинградском институте текстильной и
легкой промышленности им. С. М. Кирова, утв. 22/VI—
1970 г.
Исследование теплового режима декоративных
фонтанов, используемых в системах кондиционирования
воздуха. М а л о в B.C. Ташкент, 1970. 182 л. с илл.
Библиогр.: 152—162.
Защищена в Центральном научно-исследовательском
институте экспериментального проектирования жилища,
утв. 27/1—1971 г.
Исследование аэродинамических характеристик
дисковых вентиляторов для местных кондиционеров.
Куликов Г. С. Харьков, 1969. 177 л. с илл. Библиогр.:
л. 170—177.
Защищена в Харьковском политехническом
институте им. В. И. Ленина, утв. 19/VI—1970 г.
Исследование процессов тепло- и массообмена в
оросительных камерах кондиционирования воздуха при
интенсифицированных режимах их работы. К о р -
к и н В. Д. Л., 1970. 200 л. с илл. Библиогр.: л. 190—
200.
Защищена в Высшем военном инженерно-техническом
училище, утв. 12/VI—1970 г.
Исследование утилизационных фреоновых эжекторных
холодильных машин для кондиционирования воздуха на
морских дизельных судах. Андреев Л. М. Николаев,
1971. 180 л. с илл. Библиогр.: л. 164—172.
Защищена в Одесском институте инженеров морского
флота, утв. 21/VI—1971 г.
Использование солнечной энергии и испарительного
охлаждения для кондиционирования воздуха в районах
сухого жаркого климата. Рахманов А. Ашхабад,
1971. 185 л. с илл. Библиогр.: л. 143—151.
Защищена в Ташкентском политехническом институте,
утв. 20/ХП—1971 г.
Исследование процессов и совершенствование
конструкции передвижных пневматических кондиционеров в
схемах охлаждения воздуха при проведении
подготовительных выработок в глубоких шахтах Донбасса.
Скрыпников В. Б. Днепропетровск, 1970. 220 л.
с илл., 53 л. илл. Библиогр.: л. 185—190.
Защищена в Днепропетровском горном институте
им. Артема, утв. 22/Х—1970 г.
Исследование режимов регулирования теплообменных
аппаратов систем кондиционирования воздуха. X ей -
фец Д. И. М., 1971. 168 л. с илл. Библиогр.: л. 160—
165.
Защищена в Московском инженерно-строительном
институте им. В. В. Куйбышева, утв. 22/VI—1971 г.
Исследование динамики и синтез прецизионной системы
автоматического регулирования центрального
кондиционера. Якименко Г. С. Николаев, 1970. 156 л. с
илл. Библиогр.: л. 144—156.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 2/IV—1971 г.
Исследование системы частичного кондиционирования
воздуха в микроавтобусе. Малинин Е. А. М.,
1970. 178 л. с илл. Библиогр.: л. 168—178.
Защищена в Московском автомобильно-дорожном
институте, утв. 5/1—1971 г.
Оптимизация толщины теплоизоляции и выбор
системы охлаждения изотермических вагонов.
Панферов В. Н. М., 1971. 206 л. с илл. Библиогр.: л. 186—
197.
Защищена в Московском институте инженеров
железнодорожного транспорта, утв. 22/ХП—1971 г.
Характеристики действительных циклов и
энергетическая эффективность внутренней регенерации в
рефрижераторных установках подвижного состава. С о р о -
к и н В. С, 1971. 194 л. с илл. Библиогр.: л. 167—173.
Защищена в Московском институте инженеров
железнодорожного транспорта, утв. 28/VI—1971 г.
Исследование эффективности применения
естественного льда при охлаждении бетонной смеси. Ч и к в а и д -
з е К. И. М., 1969. 212 л., 48 л. илл. Библиогр.: л. 199—
212.
Защищена в Московском инженерно-строительном
институте им. В. В. Куйбышева, утв. 31/III—1970 г.
Энергетические характеристики термоэлектрических
батарей систем охлаждения и нагрева. Лавре нчен-
ко Г. К. Одесса, 1971. 139 л., 46 л. илл. Библиогр.:
л. 132—139.
Защищена в Одесском технологическом институте,
холодильной промышленности, утв. 24/V—1971 г.
Исследование роторного детандера. Ф р о л о в Ю. Д.
М., 1970. 175 л. с илл. Библиогр.: л. 160—164.
Защищена в Московском высшем техническом
училище им. Н. Э. Баумана, утв. 18/1—1971 г.
Исследование оптимизации параметров воздухоразде-
лительных установок низкого давления при
проектировании. Столпер Л. М. М., 1970. 177 л. с илл.
Библиогр.: л. 168—177.
Защищена в Московском высшем техническом
училище им. Н. Э. Баумана, утв. 15/Ш—1971 г.
Исследование процесса тепло- и массообмена при
очистке гелия от азота методом конденсации.
Давыдов И. А. Л., 1970. 194 л. с илл. Библиогр.: л. 159—
166.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 8/Х —1971 г.
Исследование радиального детандера воздушной
холодильной машины в области умеренно низких температур.
Гриценко В. И. Л., 1970. 185 л. с илл. Библиогр.:
л. 156—166.
58

Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 19/11—1971 г.
Исследование теплообмена при вынужденном движении
сжиженных газов в условиях сверхкритического
давления. Акулов Л. А. Л., 1971. 222 л. с илл. Библиогр.:
л. 189—203.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 24/IX—1971 г.
Исследование процессов тепло- и массообмена в
многопоточных пластинчато-ребристых теплообменниках воз-
духоразделительных установок. Кузьменко И. Ф.
М., 1971. 168 л., 34 л. илл. Библиогр.: л. 132—141.
Защищена в Московском энергетическом институте,
утв. 19/XI—1971 г.
Исследование истинного паросодержания и
естественной циркуляции в испарителях воздухоразделительных
установок. Позняк В. Е. М., 1971. 205 л. с илл.
Библиогр.: л. 156—166.
Защищена в Московском энеогетическом институте,
утв. 19/XI—1971 г.
Исследование процесса теплообмена сжиженных газов
в закритической области состояний при свободной
конвекции. Ускенбаев С. Л., 1971. 156 л. с илл.
Библиогр.: л. 125—129.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 12/XI—1971 г.
I ТЕРМОДИНАМИКА, ТЕПЛОПЕРЕДАЧА
Диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук
Исследование теплообмена при конденсации фреона-13
в низкотемпературных каскадных холодильных
установках. Зайнулина Н. С. Одесса, 1970. 175 л. с илл.
Библиогр.: л. 171—175.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 31/V—1971 г.
Исследование теплоотдачи при конденсации фреона-12
в трубах. Левин А. Б. М., 1970. 226 л. с илл.
Библиогр.: л. 162—171.
Защищена в Московском лесотехническом институте,
утв. 27/1—1971 г.
Исследование теплообмена при конденсации фреонов в
горизонтальной трубе. Ч о п к о Н. Ф. Л., 1970. 128 л.,
48 л. илл. Библиогр.: л. 101—108.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 15/V—1970 г.
Экспериментальное исследование коэффициента
динамической вязкости фреонов-22, 114, 115 и С318 в жидком
и газообразном состоянии. Бутырская СТ. Л.,
^1971. 175 л. с илл. Библиогр.: л. 138—143.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 18/VI—1971 г.
Исследование теплоотдачи при конденсации фреона-11
на оребренных трубах. Луканов И. И. Одесса,
1971. 172 л. с илл., 1 л. илл. Библиогр.: л. 142—150.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 15/XI—1971 г.
Экспериментальное исследование теплообмена при
кипении фреона-13 в низкотемпературных каскадных
холодильных установках. Русо в Е. X. Одесса, 1971.
227 л. с илл. Библиогр.: л. 182—191.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 13/ХП—1971 г.
Тепло- и массообмен при испарении аммиака в водоро-
доаммиачную смесь. Дмитриев В. И. Л., 1970.
177 л., 43 л. илл. Библиогр.: л. 152—158.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 2/IV—1971 г.
Исследование теплообмена при кипении смесей
углеводородов в непосредственном контакте с водой. Д о л о -
то в А. Г. Л., 1971. 179 л., 43 л. илл. Библиогр.: л. 116—
122.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 28/V—1971 г.
Исследование изобарной теплоемкости жидких
углеводородов. Ващенко Д. М. Киев, 1971. 122 л. с илл.
Библиогр.: л. 119—122.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 17/XI—1971 г.
Теплообмен при кипении фреонов на ребристых
поверхностях. Д ю н д и н В. А. Л., 1971. 256 л. с илл.
Библиогр.: л. 182—191.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 26/XI—1971 г.
Экспериментальное исследование теплопроводности
толуола и холодильных масел. Татевосов Г. Д.
Одесса, 1971. 209 л. с илл. Библиогр.: л. 198—209.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 28/Х—1971 г.
Исследование процессов тепло- и влагообмена,
происходящих в эрлифтном контактном аппарате. Ч и х л а д -
зе В. В. Тбилиси, 1970. 159 л. с илл. Библиогр.:
л. 132—137.
Защищена в Грузинском политехническом институте
им. В. И. Ленина, утв. 26/V—1971 г.
Исследование некоторых задач теплопроводности и
теплообмена в элементах энергетических установок при
переходных режимах. Стрикица Б. И. Одесса,
1970. 252 л., 15 л. илл. Библиогр.: л. 176—186.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 5/Х—1971 г.
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ
Диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук
Исследование температурно-влажностных режимов в
установках для дефростации мясопродуктов и анализ
проектных решений промышленных дефростеров. Мало-
в а Н. Д. М., 1971. 268 л. с илл. Библиогр.: л. 249—265.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности, утв. 1/ХП—1971 г.
Замораживание тушек птицы в охлаждающей
жидкости. В е н г е р К. П. М., 1971. 146 л. с илл. Библиогр.:
л. 136—145.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности, утв. 9/VI—1971 г.
Исследование режимов холодильной обработки тунца
и качества выработанных из него консервов.
Семенов Б. Н. Калининград, 1970. 262 л. с илл. Библиогр.:
л. 165—185.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 24/1X—1971 г.
Исследование автолитических изменений тканевых
жиров подмороженной салаки при холодильном хранении.
Перкель Р. Л. Л., 1970. 189 л., 22 л. илл.
Библиогр.: л. 178—189.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 16/IV—1971 г.
Исследование замораживания и хранения рыбы,
упакованной в пленку. Родин Е. М. Калининград, 1969.
159 л. с илл. Библиогр.: л. 146—159.
Защищена в Калининградском техническом
институте рыбной промышленности и хозяйства, утв. 12/VI—
1970 г.
Изменения органических кислот и Сахаров в яблоках
при близкриоскопических температурах хранения. П у -
занкова Т. М. Л., 1971. 142 л., 43 л. илл.
Библиогр.: л. 118—142.
Защищена в Ленинградском институте советской
торговли им. Ф. Энгельса, утв. 21/ХП—1971 г.
Исследование холодильной камеры как объекта
регулирования влажности воздуха. Яновский С. И.
Л., 1970. 207 л. с илл., 54 л. илл. Библиогр.: л. 125—136.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 26/П—1971 г.
59

Исследование процессов влагообмена в камерах холо-
дильников-фруктоовощехранилищ.
Мартынова Л. В. Одесса, 1971. 187 л. с илл., 23 л. илл.
Библиогр.: л. 160—173.
Защищена в Одесском технологическом институте
холодильной промышленности, утв. 24/V—1971 г.
Исследование вентиляции хранилищ сахарной свеклы
с испарительным охлаждением воздуха. Е н и н П. М.
Киев, 1969. 245 л. с илл. Библиогр.: л. 207—216.
Защищена в Московском инженерно-строительном
институте им. В. В. Куйбышева, утв. 26/V—1970 г.
Исследование процесса атмосферной сублимационной
сушки некоторых продуктов животного происхождения.
Савченко А. Ф. Л., 1970. 239 л. с илл. Библиогр.:
л. 184—189.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 19/11—1971 г.
Исследование внутреннего массопереноса при
вакуумной сублимационной сушке пищевых продуктов.
Цветков Ц. Д. Л., 1971. 258 л. с илл. Библиогр.:
л. 224—242.
Защищена в Ленинградском технологическом инсти
туте холодильной промышленности, утв. 29/Х—1971 г
Исследование влияния условий замораживания и
режимов сублимационной сушки на качество куриного
мяса. М е м е т о в а Л. Ш. М., 1971. 151 л., 37 л. илл.
Библиогр.: л. 96—112.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности, утв. 12/V—1971 г.
Определение параметров сублимационного
консервирования и исследование их влияния на сохранение
исходных биологических свойств объектов. Лаков-
с к а я И. А. М., 1971. 247 л. с илл. Библиогр.: л. 228—
240.
Защищена в Московском технологическом институте
мясной и молочной промышленности, утв. 23/VI—1971 г.
Исследование процесса теплообмена при
замораживании морской воды в целях ее опреснения.
Степанова М. А. Л., 1970. 153 л. с илл. Библиогр.: л. 131—138.
Защищена в Ленинградском технологическом
институте холодильной промышленности, утв. 2/IV—1971 г.
Д. Н. ПРИЛУЦКИЙ
и\лл/\ллллллллл/к/\лллллм
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1K55460 B1I495893/28-13 B2I7.10.70 E1)F 25d 17/08
E3N21.565.3 G2) И. М. ШУЛЬГИН, Б. С. БЕРМАН
и Л. И. МОРОЗ
E4) 1. РОТОРНЫЙ МОРОЗИЛЬНЫЙ АППАРАТ
для замораживания пищевых продуктов, содержащий
заключенный в теплоизолированный кожух ротор,
охлаждающие плиты, закрепленные на последнем,
устройство для подпрессовки замораживаемых продуктов,
механизм поворота ротора и приспособления для загрузки
и выгрузки продуктов, отличающийся тем, что,
с целью максимального использования теплообменной
поверхности охлаждающих плит и увеличения тем самым
производительности аппарата, ротор имеет форму
многогранника, а плиты установлены параллельно, собраны в
секции и шарнирно закреплены на каждой грани ротора
с помощью реек.
2. Аппарат по п. 1, отличающийся тем, что
каждая грань ротора имеет упор, а секция снабжена
подпружиненным роликом и связана посредством пружин
с упором.
3. Аппарат по п. 1, отличающийся тем, что,
с целью упрощения конструкции, устройство для
подпрессовки выполнено в виде общего для всех секций
копира, взаимодействующего с подпружиненным
роликом.
4. Аппарат по пп. 1 и 3, отличающийся тем,
что, с целью регулирования толщины блоков
замораживаемых продуктов и изменения давления подпрессовки,
пружина, прижимающая ролик к копиру, снабжена
винтом регулирования усилия ее сжатия.
5. Аппарат по п. 1, отличающийся тем, что,,
с целью удобства загрузки замораживаемых продуктов,
приспособление для загрузки выполнено в виде стола,
установленного с возможностью изменения угла его
наклона.
A1K54237 B1I634617/24-6 B2H5.03.71 E1)F 25b 9/02^
E3N21.565.83 G2) Ю. В. АНТОНОВ, Г. И. ДОЛГАЯ^
М. И. ОПАРИНА и А. Г. ЧЕРНЕНКО 41
E4) ВИХРЕВАЯ ТРУБА для разделения сжатого
газа на холодный и горячий потоки с несколькими
сопловыми вводами, отличающаяся тем, что, с целью
повышения термодинамической эффективности, сопловые
вводы расположены вдоль трубы преимущественно по
винтовой линии для последовательной подачи
дополнительных порций сжатого газа в зонах затухания эффекта
разделения.
60

НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
621.565:621.86-52
Автоматизация грузовых работ на холодильниках
холодильник в сша*
В строительстве одноэтажных холодильников в США
наметились радикальные изменения, которые хорошо
представлены на недавно построенном 13-ярусном
холодильнике в г. Солон (штат Огайо). Этот полностью
автоматизированный холодильник при морозильном заводе
предназначен для хранения замороженных пищевых
продуктов (рис. 1).
Рис. 1. Схема 13-ярусного автоматизированного
холодильника в г. Солон.
^ Высота холодильника 36,5 м, площадь 1700 м2.
Ш В центре расположены два лифта-штабелеукладчика,
Перемещающиеся по проходу между двумя стеллажами в
горизонтальном направлении по всей длине здания и в
вертикальном (со скоростью 45 м/мин) — до высоты 13 яруса.
Стеллажи по обе стороны от лифтов представляют собой
ряды несущих балок, расположенных таким образом, чтобы
на них устанавливались поддоны. Такая конструкция
способствует тому, что охлаждаемый до —23° С воздух
свободно циркулирует по всему зданию (рис. 2).
На каждом ярусе имеется по 10 отделений (всего на
холодильнике их 260). В каждом отделении могут быть
установлены 35 поддонов с закладываемыми на хранение
продуктами, упакованными в картонные коробки, которые
устанавливают на поддонах по 180 коробок в каждом
грузовом пакете.
Лифты имеют по две движущиеся платформы, каждая
из которых с помощью гидравлической системы поднимает
одновременно со стеллажа по четыре поддона и загружает
их в лифт (рис. 3). Грузоподъемность одного лифта
восемь поддонов. Все поддоны ^замороженными продуктами,
* «Revista del Frio», 1969, № 4, pp. 187—194.
находящимися на хранении, независимо от их
месторасположения, находятся в зоне действия гидравлических
платформ, которые перемещаются в любую сторону от-
Рис. 2. Лифт и стеллаж холодильника.
Рис. 3. Кабина лифта.
6i

Все операции по загрузке поддонов в лифты и их
выгрузке, установке на ярусах выполняются двумя
операторами в смену. При двухсменной работе требуются четыре
оператора. Они же регистрируют ярус, отделение и номера
поддонов, закладываемых на хранение, и передают эти
данные в ЭВМ, осуществляющую строгий учет всех
обработанных и заложенных на хранение продуктов. На
каждой картонной коробке имеются бирки с наименованием
продукта, номером партии и датой обработки.
Когда экспедитор холодильника делает запрос по
телефону на определенное количество, например,
замороженного шпината, то ЭВМ немедленно выдает информацию
о месте его хранения и оператор направляет шпинат в зал
выдачи, перегружая его со стеллажа с помощью лифта
на автоматические тележки, передвигающиеся к месту
затребования со скоростью 25 м/мин. Выдаваемые продукты
и дата выдачи также регистрируются.
Оператор, находящийся в кабине лифта, работает в
спецодежде с изоляцией. Для его обогрева на крыше
кабины расположен небольшой воздухонагреватель.
Кроме самого нижнего загрузочного яруса, на
холодильнике нет постоянного освещения. Каждый лифт
имеет мощный прожектор, с помощью которого оператор
освещает рабочую зону.
Рядом с холодильником расположено одноэтажное
здание завода по производству замороженных готовых
блюд, в котором продукты подвергают предварительной
обработке, варке и упаковке.
Имеются четыреспециализированные конвейерные линии.
Один конвейер предназначен для приготовления суфле из
шпината, кукурузы и сыра, второй — для изготовления
макаронных блюд, третий — картофельных, а
четвертый — готовых обедов и закусок. После размораживания
в домашних условиях и подогревания продукты готовы
к употреблению.
Блюда укладывают в алюминиевые формочки, которые
герметически закрывают, упаковывают в картонные
коробки и конвейером направляют к семи плиточным
скороморозильным аппаратам, где они замораживаются до
—23,3° С. Длительность процесса замораживания 40 мин.
Производительность каждого скороморозильного
аппарата 6804 коробки в час.
После замораживания коробки попадают на автомат,
который укладывает их в транспортные картонные короба
со скоростью 24 короба в минуту. Картонные короба
конвейером транспортируют к трем пунктам ручной
загрузки на поддоны.
Загрузка авторефрижераторов и
вагонов-холодильников замороженными продуктами осуществляется внутри
холодильника, что ликвидирует опасность их
размораживания.
В целях противопожарной безопасности на
холодильнике имеются два резервуара со 144 т жидкого углекислого
газа, охлаждаемых с помощью холодильного компрессора.
Специальные индикаторы при пожаре включают звуковую
сигнализацию и систему подачи жидкого углекислого
газа.
ХОЛОДИЛЬНИК В ИТАЛИИ *
Первый в Италии полностью автоматизированный
холодильник, управляемый ЭВМ, должен вступить в строй
в середине 1973 г. в г. Ферентино. Он представляет собой
часть комбината фирмы «Мотта» по производству и
хранению мороженого.
Габаритные размеры холодильника: длина 82,3,
ширина 32, высота 22,8 м. Он предназначен для
одновременного хранения 12 000 поддонов с мороженым,
упакованным в картонные коробки двух размеров. Поддоны
устанавливают на семь двухрядных и два однорядных стел-
* «Refrigeration and Air Conditioning», 1972, April,
p. 82.
лажа, разделенных проходами. Каждый ряд имеет 10
ярусов по высоте и 25 отделений по длине, в каждом из
которых размещаются?три поддона. Автоматические краны-
штабелеукладчики с высотой подъема 22,9 м работают
в восьми проходах между стеллажами.
Снаружи холодильник ограждается изоляционными
панелями фирмы «Фригоскандия», которые крепятся
непосредственно к каркасу стеллажей.
Закалка расфасованного мороженого производится в
морозильном аппарате непрерывного действия типа «Кар-
тофриз» фирмы «Фригоскандия» — первом аппарате
такого типа, монтируемом за пределами Скандинавии.
Производительность его 12 т/ч. Продукт, поступающий в
аппарат с температурой — 3,8° С, замораживается до
—18° С за 4 ч. Хранится мороженое при температуре
—30° С. Холодильное оборудование располагается на
крыше над зоной хранения.
На холодильнике работают всего два оператора. Перед
замораживанием они определяют и кодируют тип
продукта, поступающего с фабрики мороженого, дату
замораживания и закладывают код в память ЭВМ.
После замораживания коробки с мороженым подают
к шести пакетообразующим машинам, которые
укладывают их на деревянные поддоны. Каждый поддон вмещает
120 больших коробоки162 малых,общая масса мороженого
в которых составляет 847 кг. После этого поддоны подают
сначала к мерительной станции для проверки размеров^
грузовых пакетов, затем — к станции перемещения.^
Здесь два оператора, каждый самостоятельно,
определяют тип продукта на одном и том же поддоне и
сообщают его ЭВМ. Если коды операторов отличаются друг
от друга, включается звуковая сигнальная система и
процесс идентификации продукта и кодирования
повторяется. В память счетно-вычислительной машины
вводится также дата поступления поддона с продуктом на
хранение.
После этого поддоны поступают на челночную тележку,
которая обслуживает станции входа на конце 16 рядов
стеллажей. Всеми последующими операциями управляет
ЭВМ. Она устанавливает два подходящих пункта
расположения поддонов в соседних рядах стеллажей с тем,
чтобы обеспечить равномерное распределение поддонов
и легкость их последующей выгрузки. Затем направляет
челночную тележку на первую входную станцию в конце
избранных рядов, сгружает поддоны и возвращает тележку
на станцию перемещения. В том случае, когда имеются
свободные места хранения, машина направляет поддоны
на вторую входную станцию, с которой соответствующие
краны-штабелеукладчики снимают поддоны и загружают—
их в указанное машиной отделение на стеллаже. ^
При получении заказа на выдачу грузов ЭВМ опредщ^
ляет местонахождение и количество требуемого продукта,
находящегося на хранении более длительное время, в
каждом ряду штабелей, после чего подает команду
соответствующим кранам-штабелеукладчикам и контролирует их
работу по выгрузке мороженого.
Транспортерами, работа которых управляется и
регулируется также ЭВМ, поддоны направляются из
холодильника в помещение обработки заказа.
Система загрузки холодильника работает с
максимальной скоростью 90 поддонов в час, а выгрузки — 110
поддонов в час. Краны могут работать до 15 ч в сутки в
периоды пиковых нагрузок.
Каждая секция системы управления разработана
таким образом, чтобы обеспечить дублированное
управление и перевод на ручное с возможностью последующей
передачи информации ЭВМ в случае поломок или аварий.
Кроме того, каждый кран имеет ряд
предохранительных устройств, предотвращающих его
неудовлетворительную работу или поломку.
Перевод М. Б. РОЗЕНБЕРГА
62

РЕФЕРАТЫ
536.24.001:681.142
Об оптимизации ребристых поверхностей
воздухоохладителей. КАНЕВЕЦВ.С, ИЛЬИНСКИЙ Д. Н.,
КАНЕВЕЦ Г. Е. «Холодильная техника», 1973, № 5.
Приведены в виде безразмерных симплексов
результаты машинного расчета ребристых поверхностей
воздухоохладителей. Предложен новый способ обработки
результатов расчетов, основанный на использовании этих
симплексов, открывающий возможность проектирования
и оптимизации ребристых поверхностей без
использования ЭЦВМ. Рекомендованы достаточно большие шаги
изменения независимых переменных, при которых
погрешность поиска оптимума не превышает 5%. Таблиц 3.
Иллюстраций 2.
637.5.037.5
Экспериментальное исследование межпутевых
воздухораспределителей. ЧУМАК И. Г., МОСКОВЧЕНКО В. М.,
ОЛЕЙНИЧЕНКО В. Т. «Холодильная техника»,
1973, № 5.
. Приведены результаты экспериментального
исследования межпутевых воздухораспределителей щелевого и
Туширующего типов. Получены их сравнительные
характеристики и расчетные зависимости по определению
сечения щелей и сопел на 1 м воздуховода. Даны
рекомендации по выбору типа воздухораспределителей и компоновки
воздуховыпускных отверстий. Таблиц 2.
536.24
Теплообмен при пленочной конденсации холодильных
агентов в вертикальных трубах. ЛЕВИН А. Б.
«Холодильная техника», 1973, № 5.
Приведены результаты полуэмпирического решения
системы дифференциальных уравнений теплообмена при
пленочной конденсации внутри вертикальной трубы с
постоянной температурой стенки для докритического течения
пленки конденсата. Предложены расчетные зависимости для
определения коэффициента теплоотдачи при частичной и
полной конденсации пара в широком диапазоне изменения
его скорости на входе в трубу, хорошо согласующиеся
с опытными данными для веществ с различными
физическими свойствами (фреон-12, вода). Список литературы —
10 названий. Иллюстраций 3.
661.92@83.57)
^ I, d, В-номограмма влажного воздуха. МУРАВЕЙ-
НК В. И., ПРУДНИКОВ В. К. «Холодильная тех-
¦ка», 1973, № 5.
Изложены принцип построения, свойства I, d, В-номо-
граммы влажного воздуха, а также методика определения
основных параметров и расчета процессов тепловлаж-
ностной обработки воздуха для условий переменного
барометрического давления. Номограмма может быть
использована для следующих условий: барометрическое
давление 700—1000 мм рт. ст., температура воздуха
—30 -f- +41° С, относительная влажность 0—100%.
Иллюстраций 4.
621.58:536.24.001.5
Исследование намораживания тонких слоев льда в
аппаратах непрерывного действия РЖЕВСКАЯ В. Б.,
СТЕПАНОВА Л. А., ФОМИН Н. В. «Холодильная
техника», 1973, № 5.
Рассмотрено приближенное аналитическое решение
задачи теплообмена при намораживании тонких слоев
льда в аппаратах непрерывного действия, например в
генераторах чешуйчатого льда с непрерывно очищаемой
поверхностью от намороженного слоя. Описаны
результаты математического моделирования с помощью ЭВМ
широкого диапазона режимов работы и конструктивных
особенностей генераторов чешуйчатого льда и
экспериментальной проверки теоретического решения задачи.
Содержатся рекомендации по повышению эффективности
работы генераторов чешуйчатого льда. Таблиц 2. Список
литературы — 5 названий. Иллюстраций 4.
621.362.2:565.8
К вопросу об интенсификации отвода тепла в
устройствах термоэлектрического охлаждения. МАЙОРОВ В. В.,
ФЕДОРОВ Н. А., ГОНЧАР В. В., АИСТОВ В. М.,
ЧЕРНИКОВ А. М. «Холодильная техника» , 1973, № 5.
Для интенсификации теплообмена в
термоэлектрических охлаждающих устройствах автомобильных
холодильников предложено применять безвентиляторные те-
плоотводящие системы с промежуточным теплоносителем.
Представлены результаты исследования теплообмена при
кипении теплоносителя непосредственно на горячих
спаях термобатареи. Показаны целесообразность и
преимущества применения такого способа отвода тепла. Таблиц 1.
Список литературы—4 названия. Иллюстраций 2.
551.345.037.5
Применение электрического моделирования для
исследования процесса замораживания грунта. ДУНЕНКО-
ВА Т. Н. «Холодильная техника», 1973, № 5.
Предложено использовать электрическое
моделирование для прогнозирования изменения температурного
поля в процессе замораживания грунта. Приведена
методика определения времени работы холодильной
установки по данным моделирования. Список литературы —
4 названия. Иллюстраций 3.
536.24
Оценка методов проверки качества теплоизоляции
цистерн-термосов. ДЮБКО А. П. «Холодильная техника» ,
1973, № 5
Изложены экспериментальные методы определения
коэффициента теплопередачи ограждений
цистерн-термосов, предназначенных для транспортировки жидких
пищевых продуктов. Приведена методика расчета
коэффициента теплопередачи ограждений порожних и
заполненных жидкостью цистерн-термосов. Иллюстраций 3.
664.22/.27.071.037.5
Определение энергии связи воды при замораживании
растворов крахмала. ОЛЕНЕВА Г. Е., ЧИЖОВ Г. Б.
«Холодильная техника», 1973, № 5
По удельной теплоте испарения и количеству невымо-
роженной воды определена энергия связи влаги,
остающейся в незамороженном состоянии. Приведены данные
о количестве связанной влаги, замерзающей в зоне
температур от 0 до —6° С. Высказано предположение о
влиянии связанной воды на формирование кристаллов льда.
Таблиц 4. Список литературы — 8 названий.
Иллюстраций 3.
536.24:634.1:635.037.5
Теплообмен при охлаждении и хранении плодов и
овощей в штабелях. АЛЯМОВСКИЙ И. Г. «Холодильная
техника», 1973, № 5.
Приведено аналитическое решение задачи о
распределении температуры в штабеле плодов и овощей, на основе
которого можно выбирать условия холодильной
обработки, размеры и конфигурацию штабеля. Список
литературы— 5 названий. Иллюстраций 1.
621.56/.59:658
Научная организация труда на предприятиях
холодильной промышленности. КРЫЛОВ Н. В. «Холодильная
техника», 1973, № 5. ^
Показана роль НОТ в повышении эффективности
производства в холодильной промышленности. Указаны
основные направления внедрения НОТ на холодильных
предприятиях. Отмечены важнейшие условия,
обеспечивающие работу по НОТ — комплексность и
планомерность. Приведены коэффициенты, с помощью которых
оценивается изменение уровня НОТ в результате внедрения
соответствующих мероприятий.
63

CONTENTS
СОДЕРЖАНИЕ
A.N. Bykov. Development of Material and Technical
Resources of Refrigeration in the Trade in Current 5-Year Period 1
V. S. Kane vets, D. N. Ilinsky, G. E. Kane vets.
Optimization of Finned Surfaces of Air Coolers 5
I. G. Chumak, V. M. Moskovchenko, V. T. Oleinichenko.
Experimental Investigation of Air Distributing Duct
Systems 9
A. B. Levin. Heat Exchange at Film Condensation of
Refrigerants in Vertical Tubes 11
V. I. Muraveinik, V. K. Prudnikov. I, d, B-Nomogram of
Humid Air 14
V. B. Rzhevskaya, L. A. Stepanova, N. V. Fomin.
Investigation of Freezing Thin Ice Layers in
Continuous-Action Apparatuses 19
V. V. Mayorov, N. A. Fedorov, V. V. Gonchar,
A. M. Chernikov, V. M. Aistov. Problem of Intensifying
Heat Transfer in Thermoelectric Refrigerating Devices . 24
T. N. Dunenkova. Application of Electric Modelling for
Investigation of Soil Freezing Process 26
A. P. Dyubko. Estimation of Methods of Checking|Quality
of Thermal Insulation of Cisterns-Thermoses 30
G. E. Oleneva, G. B. Tchigeov. Determination of Water
Binding Energy at Freezing Solutions of Starch 32
I. G. Alyamovsky. Heat Exchange at Cooling and Storing
Fruits and Vegetables in Stacks 36
ASSISTANCE TO ECONOMIC EDUCATION
N. V. Krylov. Scientific Organization of Labour at
Enterprises of Refrigerating Industry 39
FROM DISSERTATIONS
Z. M. Komladze, E. I. Guigo, A. I. Mikhailov.
Calculation of Continuous Processes of Freezing and Sublimation
Drying of Moist Materials in Thin Layer 44
S. N. Fainzilberg, V. I. Usenko. Investigation of Heat
Transfer at Boiling of Freons II and 12 under Conditions|of
Various Inertia Accelerations 47
PRACTICE EXCHANGE
1. L. Emelyanov. Complex Automatization of Compressor
Room at Minsk Meat-Packing Plant 50
B. I. Karpov, G. D. Lukyanov. Determining Quantity of
Hoisting] and Transporting Mechanisms 51
CONSULTATION
P. V. Vasilyev. On Increase of Efficiency of Refrigerating
Plants 54
BOOK REVIEW
D. N. Prilutsky. Dissertations on Refrigerating Engineering
and Technology in 1970-1971 57
New Inventions 43, 49,60
FOREIGN TECHNICAL NEWS
M. B. Rosenberg. Automatization of Handling Operations
at Cold Storage Warehouses 61
Summaries 63
A. H. Быков. Развитие материально-технической базы
холодильного хозяйства торговли в текущей
пятилетке 1
B. С. Каневец, Д. Н. Ильинский, Г. Е. Каневец. Об
оптимизации ребристых поверхностей
воздухоохладителей 5
И. Г. Чумак, В. М. Московченко, В. Т. Олейниченко.
Экспериментальное исследование межпутевых
воздухораспределителей 9
A. Б. Левин. Теплообмен при пленочной конденсации
холодильных агентов в вертикальных трубах ... 11
B. И. Муравейник, В. К. Прудников. /, d, В-номограм-
ма влажного воздуха 14
В. Б. Ржевская, Л. А. Степанова, Н. В. Фомин.
Исследование намораживания тонких слоев льда в
аппаратах непрерывного действия 19
B. В. Майоров, Н. А. Федоров, В. В. Гончар, А. М.
Черников, В. М. Аистов. К вопросу об интенсификации
отвода тепла в устройствах термоэлектрического
охлаждения 24
Т. Н. Дуненкова. Применение электрического
моделирования для исследования процесса замораживания
грунта 26
А. П. Дюбко. Оценка методе проверки качества
теплоизоляции цистерн-термосов 30
Г. Е. Оленева, Г. Б. Чижов. Определение энергии связи
воды при замораживании растворов крахмала ... 32
И. Г. Алямовский. Теплообмен при охлаждении и
хранении плодов и овощей в штабелях 36
В ПОМОЩЬ ИЗУЧАЮЩИМ ЭКОНОМИКУ
Н. В. Крылов. Научная организация труда на
предприятиях холодильной промышленности 39
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ (
3. М. Комладзе, Э. И. Гуйго, А. И. Михайлов. Расчет
непрерывных процессов замораживания и
сублимационной сушки влажных материалов в тонком слое 44
C. Н. Файнзильберг, В. И. Усенко. Исследование
теплоотдачи при кипении фреонов-11 и 12 в условиях
различных инерционных ускорений 47
ОБМЕН ОПЫТОМ
И. Л. Емельянов. Комплексная автоматизация
компрессорного цеха Минского мясокомбината 50
Б. И. Карпов, Г. Д. Лукьянов. Опыт определения
количества подъемно-транспортных механизмов ... 51
КОНСУЛЬТАЦИЯ
П. В. Васильев. О повышении эффективности
холодильных установок 54
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Д. Н. Прилуцкий. Диссертации в области холодильной
техники и технологии за 1970—1971 гг 57
Новые изобретения 43, 49, 60
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
М. Б. Розенберг. Автоматизация грузовых работ на
холодильниках 61
Рефераты • 63
*
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: доктор техн. наук В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора),
Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, Б. С. Вейнберг,
И.М. Гиндлин, доктор техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. И. Каухчешви-
ли, Н. П. Коновалов, доктор техн. наук, гроф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко,
доктор техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповаленко, доктор техн. наук, проф. А. П. Шеффер, доктор техн. наук В.Б.Якобсон.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12.
Телефон 216-00-04 доб. 49
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Издательство «Пищевая промышленность»
Т—01894.
Усл. п. л. 6,72.
Сдано в набор 14/IV 1973 г. Подписано к печати 7/V 1973 г.
Уч.-изд. л. 7,98. Формат 84X108Vie. Тираж 17165 экз. Цена 50 коп.
Объем 4 печ. л.
Заказ 605.
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Чехов, Московской области