/
Теги: пневмоэнергетика машины и инструменты холодильная техника холодильное оборудование журнал холодильная техника
ISBN: 0023-124X
Год: 1980
Текст
ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА
МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-
ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
холодильная
9/1980 техника
.МОСКВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ»
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
CONTENTS
Решения июньского A980 г.) Пленума ЦК КПСС — в
жизнь!
XXVI съезду КПСС — достойную встречу! 2
За экономию энергоресурсов
Котенко В. Д., Кирейцев А. В. Анализ энергетических и
массовых характеристик воздушных холодильных
машин б
Наука, техника, технология
Коноваленко Е. Д., Панченко В. Я., Агарев Е. М., Мед-
никова Н. Мм Медовар Л. Е. Холодильная машина
СР9Х2-1-0 для систем технологического
кондиционирования воздуха 9
Сотников А. Г. Методика выбора автономного
кондиционера 15
Бухарин Н. Н., Ден Г. Н., Епремян Р. Е., Капель-
кин Д. А. Расширение диапазона работы концевой
ступени фреонового турбокомпрессора 17
Перекрестов А. П., Абдульманов X. А. Применение
метода спектрального анализа для исследования износа
холодильных поршневых компрессоров 21
Бочагов В. Нм Дорохов А. Р., Кореньков В. И., Пе-
тин Ю. М., Шастина Г. А. Исследование теплоотдачи
при кипении на поверхностях, покрытых полимерными
пленками 24
Баландин И. А., Алехин Н. Б. Метод определения
коэффициента теплопередачи ограждений
рефрижераторных трюмов 26
Гиндоян А. Г., Файнштейн В. А. Определение расчетных
летних температур наружного воздуха для вычисления
максимальных теплопритоков в охлаждаемые
помещения 29
Волынец А. 3. «Досушка» в технологии
сублимационного обезвоживания 33
Оленев Ю. А. Содержание различных форм влаги в
мороженом 38
Соколова Н. А., Диденко Р. А., Шаробайко В. И.
Исследование образования штаффа при холодильном
хранении сливочного масла 41
В порядке обсуждения
Чайковский В. Ф., Кротов Е. Г. О тепловлажносгных
процессах в камерах холодильников 45
ОБМЕН ОПЫТОМ
Гиоргобиани Ю. В., Юдина С. В., Буланов В. Ф., Голо-
вацкая Л. А., (Немцев А. В. Автоматический
конденсационный гигрометр АГК-212Ф 46
Есипенко А. Я., Петрушанская Л. Я., Ищенко А И.,
Ь Шварц В. А. Торцовое уплотнение холодильного комп-
Г рессора транспортного кондиционера 47
Чупринина Н. С. Опыт работы холодильника Шахтин-
ского мясокомбината по механизации погрузочно-раз-
грузочных и транспортных операций 50
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Креймер Н. Г., Пытченко В. П., |Иванова Р. Б.,
Гущин А. В. Рекомендации по эксплуатации масляной
системы аммиачных холодильных установок 51
ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Правила устройства и безопасной эксплуатации
аммиачных холодильных установок 55
ИЗОБРЕТЕНИЯ 58
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Шляховецкий В. М. Нужное справочное пособие 59
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХ*НИК|И
Ужанский В. С. Автоматизация воздушного конденсатора 60
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Федорова Н. К., Жокина 3. И., Ниценко Т. П.,
Корешков В. Н., Фирсанова Е. Н. Нормы естественных потерь
несоленого шпика при замораживании и хранении его
в мороженом состоянии в камерах производственных
холодильников 61
РЕФЕРАТЫ 62
Decisions oi June A980) Plenum of CC CPSU-Into Lifel
Worthy Meeting to XXVI Congress of CPSU!
For Economy of Energy Resources
Kotenko V. D., Kireitsev A. V. Analysis of Energy and
Mass Characteristics of Air Refrigerating Machines
Science, Engineering, Technology
Konovalenko E. D., Panchenko V. Y., Agarev E. M., Me-
dnikova N. M., Medovar L. E. Refrigerating Machines
SR9X 2-1-0 for Systems of Technological Air Conditioning
Sotnikov A. G. Methods of Selecting Self-Contained Air
Conditioner
Bukharin N. N.. Den G. N., Yepremyan R. E., Kapel-
kin D. A. Expansion of Operation Range of Freon Tur-
bocompressor End Stage
Perekrestov A. P., Abdulmanov H. A. Utilization of
Method of Spectral Analysis for Investigating Wear of
Reciprocating Refrigerating Compressors
Bochagov V. N., Dorokhov A. R., Korenkov V. I., Pe-
tin U. M., Shastina G. A. Investigation of Heat Transfer
at Boiling on Surfaces Coated with Polumer Film
Balandin I. A., Alekhin N. B. Method of Determining
Coefficient of Heat Transfer of Enclosures of Refrigerated
Holds
Gindoyan A. G., Finestein V. A. Determination of Design
Summer Ambient Air Temperature for Calculating
Maximum Heat Gain into Refrigerated Rooms
Volynets A. Z. Final Drying in Process of Sublimated
Dehydration
Olenev U. A. Content of Different Forms of Moisture in
Ice Cream
Sokolova N. A., Didenko R. A., Sharobaiko V. I.
Investigation of Formation of Acidified Surface During
Refrigerated Storage of Creamery Butter
For Discussion
Chaikovsky V. F., Krotov E. G.
cesses in Cold Store Rooms
PRACTICE EXCHANGE
Giorgobiani U. V., Udina S. V.,
skaya L. A., Nemtsev A. V.
Hygrometer AGK-212F
Esipenko A. Y., Petrushanskaya L. Y., Ishchenko A. I.,
Shvarts V. A. Face Seal of Transport Air Conditioner
Refrigerating Compressor
Chuprinina N. S. Experience of Mechanizing Handling and
Transport Operations at Cold Store of Shakhtinsk Meat
Combine
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Kreimer N. G., Pytchenko V. P., Ivanova R. В., Gu-
shchin A. V. Recommendation for Operation of Oil
System of Ammonia Refrigerating Plants
LABOUR PROTECTION AND SAFETY RULES
Rules of Design and Safe Operation of Ammonia
Refrigerating Plants
I NVENTION S
BOOK REVIEW
Shlyakhovetsky V. M. Useful Handbook
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Uzhansky V. S. Automatization of Air-Cooled Condenser
REFERENCE DATA
Fedorova N. K-, Zhokina Z. I., Nitsenko T. P., Koresh-
kov V. N.. Firsanova E. N. Norms of Shrinkage of Non-
salted Pig Fat During Freezing and Storage in Frozen
State in Rooms of Production Cold Stores
SUMMARIES
Heat-and-Humid Pro-
Bulanov V.
Automatic
F., Golovat-
Condensation
15
24
26
29
33
38
45
46
47
55
58
59
60
62
© Издательство «Пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1980 г.
ЗА ЭКОНОМИЮ ЭНЕРГОРЕСУРСОВ
УДК 621.573.004.182/. 183.001.24
Анализ энергетических и массовых характеристик
воздушных холодильных машин
Канд. техн. наук В. Д. КОТЕНКОг А. В. КИРЕЙЦЕВ
К энергетическим и массовым характеристикам
воздушных холодильных машин (ВХМ),
применяемых в системах кондиционирования
воздуха на транспорте, предъявляются повышенные
требования, так как полезная грузоподъемность
и мощность двигателей транспортных средств
ограничены.
В настоящей работе приводится
аналитическое решение, увязывающее энергетические и
массовые характеристики ВХМ, и
анализируются влияющие на них другие показатели.
На рис. 1 представлен реальный напорный
цикл воздушной холодильной машины, в
которой теплообменником на нижнем уровне
служит охлаждаемое помещение.
Холодильный коэффициент цикла определяют
по формуле
*«— о)
^кь
/п»
где <7о — удельная
Дж/кг;
холодопроизводительность ВХМ,
Рис. 1. Реальный цикл воздушной холодильной
машины:
Т0, TQ c — температура в охлаждаемом объеме и окружающей
среды, К; AT — величина недоохлаждения в теплообменнике, К;
Qo, QK — холодопроизводительность ВХМ и тепло, отводимое
в окружающую среду, Вт; L , LKM — работа расширения в тур-
бодетандере и сжатия в компрессоре, Вт; р0, pR — давление
воздуха после и перед турбодетандером, Па; Арк — потери
давления в трубах из-за трения, Па.
^км — удельная работа сжатия воздуха в
компрессоре, Дж/кг;
^д — Удельная работа расширения воздуха в турбо-
детандере, Дж/кг. 4
Формула A) может быть приведена к виду
в а(%— *)Лд — (<*— 0%
X
Лкм
X
B)
fe—l
1 | —а(Х —1)Лд
где а = (Г0. с + &Т)/Т0;
Т0. с — температура окружающей среды
(наружного воздуха), К;
ДГ — величина недоохлаждения в
теплообменнике (см. рис. 1), К;
Т0 — температура воздуха в охлаждаемом
объеме, К;
fe-i
Х = *д* ;
Яд — степень расширения воздуха в детандере;
k—показатель адиабаты;
Лд> Лкм— адиабатические КПД детандера и
компрессора;
от =5 Лд/якм — коэффициент восстановления давления,
характеризующий гидравлические потери
в теплообменнике;
якм — степень сжатия воздуха в компрессоре.
Дифференцируя формулу B) по % и решая
де/д% = 0 относительно %, получаем выр аже-
ние для оптимальной степени расширения
воздуха в детандере:
1 +
/
Хопт
1+ адЛд ^q
fe—i
k
т
+
а—1
алд
+ (а-1)а.
fe-i
k
ат]д
Лкм
fe-1
а-
C)
«Лд
При выводе выражения C) коэффициенты ос,
Лкм» %> ат приняты постоянными.
При разработке ВХМ температуры
наружного воздуха Тос и в охлаждаемом объеме Т0
бывают, как правило, заданы, поэтому
оптимальный холодильный коэффициент еопт (при
Лкм ~ c°nst и т]ц = const) является функцией
б
двух параметров ат и Д7\ оказывающих
существенное влияние на массу теплообменника ВХМ.
Рассмотрим влияние параметров ат и А Г
на массу кожухотрубного теплообменника
(аналогично можно оценить влияние этих
fпараметров на массу теплообменника другого типа).
Имеем следующие уравнения [2]:
cPGB (Г2 — Т0. с — AT) = kindlnQ; D)
ДРк = С -[
I (pwJ
2рср
С = 5 (Re);
E)
*, = ¦
In
d + 26
¦; F)
Nu = 0,018Re0'8 при Re^lO4; G)
ml*
Qo
Ср[(Г0.с + АТ)A-1/х)т1д-
-(To. с + АГ-Т0)]
(8)
(9)
¦где cp — теплоемкость воздуха при постоянном
давлении, Дж/(кг-К);
GB— расход воздуха через ВХМ, кг/с;
Г2 — температура воздуха в точке 2 цикла
(см. рис. 1), К;
ki — средний коэффициент теплопередачи,
Вт/(м-К);
/ — длина труб, м;
п — число труб;
8 — температурный напор, К;
Арк—потери давления в трубах из-за трения,
Па;
? — коэффициент трения;
d — внутренний диаметр труб, м;
р — плотность воздуха в трубах, кг/м3;
w — скорость воздуха в трубах, м/с;
Re = (pwd)l\i — число Рейнольдса;
\х — кинематическая вязкость воздуха, Па«с;
ссвн, «н — коэффициент теплоотдачи
соответственно внутри и снаружи труб, Вт/(м2-К);
А,м— коэффициент теплопроводности
материала труб, Вт/(м-К);
6 — толщина стенки трубы, м;
Ми=(аБнсОА—число Нуссельта;
X—коэффициент теплопроводности возду-
А ха, Вт/(м-К);
Р QQ — холодопроизводительность ВХМ, Вт.
Введем обозначение
2К
•In
d + 26
1
1
1
d
aH(d + 26) ~ P aBBd
где jj — коэффициент пропорциональности.
Тогда из уравнения F) следует:
Р
Ь =
Р + 1
' ocBad.
A0)
(И)
Из уравнений D), E), G), (8) и A1) после
исключения соответствующих переменных
получим
?и
13,9.ср(Г2~Го.с-АГ)^'8[^^-
10.1
р
A2)
Р + 1
¦хе
Масса труб теплообменника определяется
формулой
Мт = я/пб(^ + б)рм, A3)
где рм — плотность материала труб, кг/м3.
С учетом уравнений E), (8), (9) и A2) массу
труб теплообменника представим как
Af, = 157Q;6pMc
0,36 1
Т2 ~ Т0. с -*Т
1.36..1 ,09
2рсрД/?к
0,364
P-MV8erf0.m
Р + 1
х-
d + Ь
(Т0. с + АГ) A - Их) т|д - (Го. с + АГ - Г0)
-X
A4)
Выразим переменные рср, Дрк, Т2 и 9,
входящие в формулу A4), через параметры,
характеризующие энергетическую эффективность
цикла:
Рср & Pot
k
k—\.
Г, = Г,
А/?к^A — ат)РоХ
X
k
k— 1.
/g— 1
/г
Лкм
1A5)
A6)
A7)
где р0 — плотность воздуха при давлении р0 и
температуре (Г2 + Г0. с + АГ)/2, кг/м*;
/?0 —давление наружного воздуха, Па.
Для того чтобы определить 9, нужно
задаться расходом охлаждающего воздуха GB.0XJI.
Положим, что Ов.охл^Т^в (где 7
—коэффициент пропорциональности), тогда [2]
х
v(Jt
fe-1
k
-°9 у
Лкм '
X
Го-Го.с-АГ
In (v-1)
Го
k — 1
/г
Лкм
•Го-
-АГ
A8)
7АГ
где 8Q — поправочный коэффициент.
Подставим параметры, характеризующие
энергетическую эффективность цикла из формул
A5)—A8) в формулу A4) и обозначим
7
S7Q06pMcl^b (d + д) ii
1 ,09
2pop
"С
o]°-?
p
P + 1 у Хго
1 ,36
,0,727
В результате формула для определения массы
труб теплообменника примет вид:
In
(V-D
мт =
'1км
1 \ : ° \-Т —7
1 1-п_ ' о о. с
уАТ
0,36
Г *±1 1°'364Г / 1 \
Lx*-1 (l-oT)J L(ro.c+Ar) \Х~~Т)\Г
~T0 с+АГ-Го)]
A9)
На рис. 2, а представлена зависимость массы
труб теплообменника Му от величины недо-
охлаждения AT для нескольких значений
коэффициента восстановления давления от при
значениях %, соответствующих оптимальной
степени расширения воздуха в детандере.
При расчете приняты следующие параметры
ВХМ:
50
hO
30
20
/О
о
^опп,
1
0,9
0,8
0,7
0,6
NSJ
^^
^¦i.
^t;.
_Я
gT^^ I
^MN^tos. I
10
12 ft ATK
Рис. 2. Зависимость массы труб внешнего
теплообменника Мт (а) и холодильного коэффициента 80пт (б)
от величины недоохлаждения в теплообменнике АГ
для нескольких значений коэффициента
восстановления давления:
Лкм = 0,8; лд = 0,85; Т0.с = 306 К; Т0 =
-298 К; Q0 = 11,6-Ю3 Вт; ? = 0,035
6 = 5- Ю-4 м; d = 5- Ю-3 м; рм = 2700 кг/м3
Р = 2; 7 = 3; ее = 0,7; ср = 103 Дж/(кг-К):
|i = 19,6-Ю-6 Па-с; X = 2,83-10~2 Вт/(м2-К):
р0 = 105 Па; р0 = 1,1 кг/м3.
Из рис. 2, а видно, что увеличение AT и
уменьшение ат приводят к уменьшению массы
теплообменника, однако|одновременно
снижается оптимальный холодильный коэффициент еопт
(рис. 2, б).
Например, увеличение AT с 2 до 14 К
позволяет уменьшить массу труб (при от = 0,985)
с 57 до 17 кг. При этом в связи с ростом
величины недоохлаждения и потерь энергии на тре-4
ние холодильный коэффициент еопт снизится
с 1,02 до 0,8.
На рис. 3, а показано изменение
холодильного коэффициента еопт от разности
(Т0#с — Т0) в цикле с регенерацией
[1J и в цикле без регенерации тепла. Для цикла
без регенерации тепла расчеты выполнены при
ат = 0,98; AT - 6 К; Т0.с - 313 К, остальные
параметры оставлены без изменения. В цикле
0,8
0,8
0,7
0,6
0,5
0Л
5
9
\\
\\
\
\ \
\
\
\
N
\
\
\
N
V /
2
\
ч
V
^J
ч
N
0 10 20 50 W 50(Гас-Т0\К
5
Рис. 3. Зависимость оптимальных значений
холодильного коэффициента еопт (а) и степени расширения в тур-
бодетандере яд.0Пт (б) от разности (Г0.с—Т0):
1 — цикл с регенерацией тепла; 2 — цикл без регенерации тепла
8
с регенерацией тепла суммарный коэффициент
восстановления давления определяется о =
= ОрОт (где dp — коэффициент восстановления
давления в регенеративном теплообменнике).
В соответствии с результатами работы [1]
для цикла с регенерацией расчеты выполнены
при ат = 0,98; ар = 1-0,001 (Г0.0 — Г0); Тос =
= 313 К и АГ-АГ0 = 6 + 0,1 (Г0.с — Г0)
(гдеАГ0—величина недорекуперации в
регенеративном теплообменнике).
Из рис. 3, а следует, что экономические
показатели ВХМ выше при работе с регенерацией,
особенно при больших значениях (Тох — Т0).
Увеличение разности (Тос — Т0) приводит
к росту оптимальной степени расширения
воздуха в турбодетандере (рис. 3, б), причем в
цикле без регенерации тепла этот рост
значительнее, что делает этот цикл неприемлемым
при больших значениях (Г0#с — Т0).
На рис. 4 показана зависимость массы тепло-
обменной аппаратуры ВХМ, работающей с
регенерацией и без регенерации тепла, от разности
(Тос — Т0). Масса теплообменной аппаратуры
в цикле без регенерации значительно меньше,
кроме этого применение одного теплообменника
(вместо двух в цикле с регенерацией) дает еще
некоторые компоновочные преимущества.
Сравнение полученных характеристик
воздушных холодильных машин, работающих по
различным циклам в системах
кондиционирования воздуха, показывает:
ВХМ, в которых реализуется цикл без
регенерации тепла, имеют преимущество в массовых
характеристиках, но их использование
возможно при невысоких значениях разности (T0tC —
— Т0) — до 20 К (с учетом реально достигае-
НАУКАГ ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
УДК [621.57:621.564.25]:628.84
^Холодильная машина СР9 х 2-1-0 для
кондиционирования воздуха
Е. Д. КОНОВАЛЕНКО, В. Я. ПАНЧЕНКО
ВНИИхолодмаш
Канд. техн. наук Е. М. АГАРЕВ,
канд. техн. наук Н. М. МЕДНИКОВА
Л. Е. МЕДОВАР
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности *
* В работе принимали участие: В. В. Стоякин —
ВНИИхолодмаш А. И. Чекрыжов— ВНИХИ.
/
?ч>4^
А
1 / 1
—•¦
-"-"-
-^_
0 10 20 30 W ШТас-Т0\К
Рис. 4. Зависимость массы труб М от разности (Т0 с—
-То):
1 — цикл с регенерацией; 2 — цикл без регенерации; 3 — масса
труб регенеративного теплообменника в цикле с регенерацией.
мых степеней сжатия в компрессоре). С
уменьшением КПД компрессора и турбодетандера
область их целесообразного применения сужается;
ВХМ, работающие с регенерацией тепла,
имеют худшие массовые, но более высокие
энергетические характеристики, особенно при
(Т0.с - Т0) > 20 К.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Котенко В. Д., Кирейцев А. В. Расчет
регенеративного теплообменника кожухотрубного
типа для воздушной холодильной машины. —
Холодильная техника, 1979, № 2.
2. М и х е е в М. А., Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., Энергия, 1973.
систем технологического
В целях широкого внедрения систем
технологического кондиционирования воздуха с
децентрализованным охлаждением в камерах
хранения и созревания сыров отдела
«ВНИИхолодмаш в г. Мелитополе совместно с ВНИХИ
разработал новую автоматизированную
холодильную машину СР9 X 2-1-0, работающую на
хладагенте R12.
Холодильная машина СР9 X 2-1-0 является
дальнейшим развитием машин типа ХМ1-20
2 Холодильная техника № 9
9
[1], получивших широкое распространение на
предприятиях молочной, и мясной
промышленности. Холодопроизводительность ее в 1,5 раза
больше холодопроизводительности прототипа.
Машина выполнена в двух модификациях:
с водяным (СР9 X 2-1-0) и воздушным AСР9 X
X 2-1-0) конденсаторами.
На рис. 1 показана схема машины с водяным
конденсатором; схема с воздушным
конденсатором принципиально аналогична — отличия
связаны лишь с заменой водяного конденсатора
воздушным.
В машину включены два бессальниковых
компрессора 2ФУБС9 номинальной холодопроиз-
водительностью по 10,5 кВт (9000 ккал/ч) при
температуре кипения t0 = —15 °С и
конденсации tK = 30 °С, сдвоенный
воздухоохладитель, каждая секция которого (В01 и В02)
связана со своим компрессором и своим
регенеративным теплообменником, водяной
(воздушный) конденсатор, фильтр-осушитель,
электронагреватель, центробежный вентилятор,
устройство для увлажнения воздуха,
вспомогательная и регулирующая аппаратура и
арматура.
Компоновки машин с водяным (рис. 2) и
воздушным конденсаторами аналогичны, но во
втором варианте на месте водяного конденсатора
установлен ресивер для жидкого хладагента R12
тех же габаритных размеров, а воздушный
конденсатор расположен отдельно.
Рядом с машиной монтируются щиты
управления и сигнализации.
4 \ \.
7 ублажнение
Рис. 1. Схема машины СР9Х 2-1-0:
1 — компрессор 2ФУБС9; 2 — конденсатор; 3 —
фильтр-осушитель; 4 — теплообменник; 5 — воздухоохладитель
двухсекционный; 6 — электронагреватель; 7 — центробежный
вентилятор; 8 — увлажняющее устройство.
Рис. 2. Компоновка машины СР9Х2-1-0:
/ — компрессор 2ФУБС9; 2 — теплообменник; 3 — фильтр-осу
шитель; 4 — конденсатор; 5 — воздухоохладитель двухсекцион
ный; 6 — электронагреватель; 7 — центробежный вентилятор
8 — щит контроля.
10
Техническая характеристика
машины СР9Х2-1-0 AСР9Х2-1-0)
X ладагент
Холодопроизводительность при
температуре воздуха в камере 12 °С, его
относительной влажности 80% и
температуре воды, охлаждающей
конденсатор, 20 °С, кВт (ккал/ч)
Производительность по воздуху при
полном напоре 0,93 кПа (95 мм
вод. ст.), м3/ч
Мощность электронагревателей, кВг
Осушающая способность, кт/ч
Суммарная мощность, потребляемая
электродвигателями компрессора и
вентилятора (для машины 1СР9Х2-1-0
с добавлением мощности вентилятора
fконденсатора), кВт
Масса (без щитов управления), кг
Габаритные размеры, мм
машины (без щитов управления и
воздушного конденсатора)
воздушного конденсатора
R12
40 C4 500)
11 500
14
20
17 B0,6)
1350
1680X1640X1575
1550X910X1360
Теплоп ередтаюшая поверхность секций возду-
хоохладителя Еыпслнена из медных труб с
алюминиевыми ребрами:
Диаметр труб, мм
Длина труб, м
Число шлангов в секции
Шаг труб, мм
Шаг ребер, мм
Толщина ребер, мм
Число ребер в секции
Полная поверхность, м3
одной секции
аппарата
14X1
1,43
22
30,0
3,1
0,3
459
96,5
193
Еодяесй ксн^ексатср ксжухотрубный
горизонтальный с медными накатными оребренными
трубами:
Диаметр труб, мм
Длина труб, мм
Общее число труб в аппарате
Число ходов по воде
Теплопередающая поверхность
R12, м2
16X2
950
96
8
со стороны 11,8
Расчеты показали, что в машине 1СР9Х2-1-0
может быть использован тот же воздушный
конденсатор, что и в машине ХМВ1-20. В корпусе
|воздушного конденсатора размещены секции из
медных оребренных труб, внутри которых кон-
денсируется хладагент:
Диаметр труб, мм 14x2
Длина труб, м 1,43
Полная наружная поверхность, м2 133,5
Количество воздуха, циркулирующего через 17 200
аппарат, м3/ч
Количество осевых вентиляторов 2
Мощность электродвигателей вентиляторов, 1,9X2
кВт
Подогрев Еоздуха в машинах СР9 X 2-1-0
и 1СР9 X 2-1-0 осуществляется
электронагревателями, а не паром, как в машинах типа
ХМ1-20: за второй секцией воздухоохладителя
установлены 11 ТЭНов общей мощностью 14 кВт.
Циркуляция воздуха через
воздухоохладитель и подогреватель и подача его в камеру
производятся центробежным вентилятором типа
Ц14-46 № 5.
Устройство для увлажнения воздуха
включает отделитель конденсата (такой же, как в
машине ХМ 1-20) и электромагнитный вентиль
типа П326291 с условным проходом D7 10 мм.
Схема автоматизации машин (рис. 3)
обеспечивает автоматическое поддержание в камере
заданных параметров воздуха.
Так же, как и в ХМ1-20, в холодильных
машинах СР9 X 2-1-0 и 1СР9 X 2-1-0 для
регулирования температуры использован трехпози-
ционный регулятор ПТР-3, а для
регулирования влажности — трехпозиционный регулятор
СПР-104-3. Предусмотрено также двухпозицион-
ное реле температуры РТ-2.
Датчики приборов установлены перед
воздухоохладителем.
Регулятор ПТР-3 включает (выключает) один
или оба компрессора, регулятор СПР-104-3 —
один или оба компрессора и одновременно
часть ТЭНов электронагревателя или
увлажняющее устройство, реле температуры РТ-2 —
все ТЭНы одновременно.
Лишь в одном случае (одновременное
нагревание и осушение воздуха) реле РТ-2 включает
все ТЭНы, но регулятор СПР-104-3 при этом
включает один компрессор, так как пуск
второго блокируется электрической схемой.
Таким образом, оба регулятора — и
температуры, и влажности — воздействуют на
компрессоры независимо друг от друга.
Выключаются компрессоры только тогда, когда и
температура, и влажность снижаются до заданных
значений. Для предотвращения переохлаждения
или переосушения воздуха предусмотрено
независимое от компрессоров управление
электронагревателем (ТЭНами) и увлажняющим
устройством.
При подходе к заданной температуре
отключается один компрессор и доводка проводится
другим компрессором. Схема составлена таким
образом, что пуск компрессоров при
выключенном вентиляторе воздухоохладителя не
происходит. Возможные варианты отклонения
параметров воздуха в камере от номинальных
значений /н и фн и включения соответственно тех
или иных исполнительных механизмов
приведены в таблице.
Электрическая схема предусматривает работу
машин в трех режимах управления: ручном
(для опробования работы элементов машин —
компрессоров, электронагревателя, вентилятора,
увлажняющего устройства), полуавтоматическом
2*
и
Пар на
ШМ J увлажнение
Рис. 3. Принципиальная схема автоматизации машины
СР9Х 2-1-0:
/ — воздухоохладитель двухсекционный; 2 —
электронагреватель; 3 — увлажняющее устройство; 4 — центробежный
вентилятор; 5 — компрессор 2ФУБС9; 6 — конденсатор; 7 — фильтр-
осушитель; 8 — теплообменник; 9 — регулятор влажности СПР-
104-3; 10 — регулятор температуры РТ-2; 11 — регулятор
температуры ПТР-3; 12 — магнитный пускатель; 13 —
соленоидный вентиль СВМ-40; 14 — реле давления РД-1; 15 — реле
контроля смазки РКС-1; /, /7, /// — цепи электрического питания;
— 1 линия охлаждающей воды на конденсатор; —14— —
линия масла к реле контроля смазки; —18— — (с темными
стрелками) — линия жидкого хладагента; —18— (со светлыми
стрелками) — линия газообразного хладагента.
(для проверки цепей автоматики) и
автоматическом.
Переключение на режимы управления
осуществляется соответствующим переключателем
и фиксируется световым сигналом.
При работе в полуавтоматическом режиме
часть переключателей устанавливается в
положение «автоматика», а часть — в нейтральное.
При проверке один из переключателей
переводят в положение «ручное», при этом включается
исполнительный механизм соответствующего
режима (охлаждения, осушения, нагрева), на что
указывает соответствующий световой сигнал.
Температура конденсации при использовании
воздушного конденсатора существенно зависит
от температуры охлаждающего воздуха. В
связи с этим в схему автоматизации машины
1СР9 X 2-1-0 включены дополнительно два реле
давления, последовательно отключающие
(включающие) электродвигатели вентиляторов
конденсатора при снижении (повышении) температуры
воздуха.
На рис. 4 показаны зависимости температуры
конденсации от температуры окружающего
воздуха при работе вентиляторов конденсатора
(коэффициент теплопередачи &кд =
= 38 Вт/(м2-К) — по данным испытаний) и
при выключенных вентиляторах, т. е. при омы-
вании конденсатора воздухом в режиме
свободной конвекции (?кд = 7 Вт/(м2-К) —
рассчитан по методике ВНИХИ).
Температура конденсации машин,
работающих на R12, не должна быть ниже 20 °С. Как
видно из рис. 4, при отключенных вентиляторах
ей соответствует температура воздуха / =
= —15 °С. При более низкой температуре
воздуха необходимы дополнительные меры для
12
Параметр!
t, °С
f =*н
t>tH
t<t*
> t=tH
t= tn
t< tn
t<tR
t > tH
t> tH
si воздуха
Ф, %
ф=-фн
Ф=фн
ф= фн
Ф< Фн
ф> Фн
ф>фн
Ф<фн
ф>фн
ф<фн
Процесс
в системе
—
Охлаждение
Нагревание
Увлажнение
Осушение
Нагревание
и осушение
Нагревание
и увлажнение
Охлаждение
и осушение
Охлаждение
и увлажнение
темпе
ПТР-3
—
Два
компрессора
Два
компрессора и
часть ТЭНов
Два
компрессора
Регулятор
ратуры
РТ-2
r\-z
влажности
СПР-104-3
включает
—
Все ТЭНы
Все ТЭНы
То же
—
—
Соленоидный вентиль
увлажняющего
устройства
Два компрессора и
часть ТЭНов
Один компрессор
(второй компрессор
блокируется)
Соленоидный вентиль
увлажняющего
устройства
Два компрессора
Соленоидный вентиль
увлажняющего
устройства
Дополнительное включение
в процессе
регулирования для компенсации
сопутствующего изменения
нерегулируемого параметра
Все исполнительные
механизмы выключены
Для поддержания ф = фн
регулятором РТ-2
включаются ТЭНы
Для поддержания ф = фн
регулятором СПР-104-3
включается увлажняющее
устройство
Для поддержания t = tH
регулятором ПТР-3
включается один компрессор
Для поддержания t = tH
регулятором РТ-2 включаются
все ТЭНы
Регулятор РТ-2 включает
ТЭНы
То же
у
/
1 /
/
/
/
/
/
/
/\
/
1
1
'1
/ \
-J0 -20 40 О 10 20 JOt, Г
Рис. 4. Зависимость температуры конденсации /к от
температуры окружающего воздуха / при работе
машины 1СР9Х2-1-0 (*0=0°С):
/ — вентиляторы отключены [k =7 Вт/(м2«К)]; 2 —
вентиляторы включены [/г_.п=38 Вт/(м2-КI.
поддержания температуры конденсации на
заданном уровне.
Машины СР9 X 2-1-0 и 1СР9 X 2-1-0 были
испытаны на стенде завода, обеспечивающем
возможность широкого изменения температуры
и влажности воздуха на входе в
воздухоохладитель при независимом изменении каждого
из этих параметров.
Как и следовало ожидать на основании более
ранних работ, в том числе [2], испытание
машин СР9 X 2-1-0 и 1СР9 X 2-1-0 показало
значительную зависимость холодопроизводительно-
сти от состояния входящего воздуха, особенно
от его относительной влажности (при
постоянной температуре), что связано с различным
коэффициентом влаговыпадения.
Из-за снижения температуры воздуха по
глубине аппарата первая и вторая секции
воздухоохладителя, т. е. первый и второй компрессоры,
работают при различных температурах кипения,
отличающихся на 3—4 °С.
Холодопроизводительность Q0 и осушающая
способность W0 машины равны сумме этих
показателей двух секций воздухоохладителя:
Qo = Qoi + Q02 = <Vp hi?i Cm — *ti) +
Ч-ЛгЕг^вг— *т2)]»
goi
: 25001
W0=W01+WQ
*- lx )+250oA- U)'
где Gu — расход воздуха через воздухоохладитель, кг/с;
ср — средняя удельная теплоемкость влажного
воздуха в процессе охлаждения в данной секции,
Дж/(кг.К);
13
ц — коэффициент охлаждения каждой секции,
определяемый по [3];
I — коэффициент влаговыпадения в секции,
определяемый по [3];
^в — температура воздуха на входе в секцию, °С;
tT—температура стенки трубы секции,
, , , Qo км
гааа
t0 — температура кипения R12 в секции, °С;
Qo км — холодопроизводительность компрессора,
работающего на секцию, при данных t0 и /к, кВт;
Fa — внутренняя поверхность труб секции, м2;
аа — коэффициент теплоотдачи при кипении R12 в
трубах секции, зависящий от t0, удельной
тепловой нагрузки секции qF и массовой скорости
R12 wp в трубах [4].
На рис. 5 показана зависимость
холодопроизводительности и осушающей способности
машины СР9 X 2-1-0 от относительной влажности
воздуха в камере ф при его температуре 12 °С
и различных температурах конденсации.
Анализ зависимостей показывает, что при
температуре воздуха 12 °С и относительной
влажности ниже 75 % в первой секции
воздухоохладителя температура поверхности близка
к температуре точки росы, поэтому она
работает преимущественно на охлаждение воздуха.
В этих условиях влага выпадает в основном
на поверхности второй секции
воздухоохладителя, температура которой ниже температуры
точки росы (коэффициент влаговыпадения 1,5—
1,8). Таким образом, для обеспечения в камере
режима с <р = 70—75 % в работе находятся
два компрессора, причем один обеспечивает
преимущественно охлаждение воздуха,
другой — дальнейшее охлаждение и осушение.
При относительной влажности воздуха в
камере выше 80 % (и его температуре 12 °С)
температура поверхности первой секции
воздухоохладителя оказывается ниже точки росы
воздуха и осушающие способности первой и второй
секций становятся соизмеримы, так что при
влаговыпадении в камере 10 кг/ч второй
компрессор может не включаться на осушение. Это
было подтверждено испытаниями машины.
Проведенные исследования системы в
условиях действующего предприятия (Краснобор-
ский холодильник, г. Смоленск) подтвердили
высокую эффективность предлагаемой системы.
Холодильная машина СР9 X 2-1-0, обладая
вдвое большей единичной установленной
мощностью по сравнению с машиной ХМ1-20, по-
50
20
10
* 50-"=*
50 70
-20
—50
30 у, X
Рис. 5. Зависимость холодопроизводительности Q0 и
осушающей способности W0 машины СР9Х 2-1-0 от
температуры конденсации tK и относительной
влажности воздуха ф (при его температуре 12 СС):
2 Q0 и 2 W0; Qoi и W01; Q02 и
W 02-
зволяет снизить удельные капитальные затраты
и дает экономию эксплуатационных расходов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Автоматизированная система
технологического кондиционирования воздуха на базе
фреоновой холодильной машины ХМ1-20 для камер
созревания сыра/Е. М. Агарев, Л. Е. Медовар,
Н. М. Медникова и др. — Холодильная техника,
1975, № 8.
2. Г о г о л и н А. А., А г а р е в Е. М.,
Тихомирова Л. Н. Теоретические основы и
практическое применение технологического
кондиционирования воздуха в камерах созревания сыра. М., j
ЦНИИТЭИмясомолпром, 1979.
3. Г о г о л и н А. А. Осушение воздуха
холодильными машинами. М., Госторгиздат, 1962.
4. Теплообменные аппараты холодильных
установок/ Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов,
О. П. Иванов и др. — Л., Машиностроение, 1973.
УДК 628,84.001.24
Методика выбора автономного кондиционера
Канд. техн. наук А. Г. СОТНИКОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Автономные кондиционеры (АК) как общего
назначения, так и специализированные (крановые,
судовые, транспортные и др.) широко
распространены. АК общего назначения применяют
для объектов с тепловой нагрузкой до 50 кВт
при расходе воздуха до 10 тыс. м3/ч.
Несмотря на широкое распространение АК,
до сих пор отсутствует методика их
обоснованного выбора. Проектировщики, выбирая АК не
по всему комплексу исходных данных объекта,
делают это не всегда обоснованно, что приводит
к неэффективной работе АК: заданные
параметры не обеспечиваются, компрессор работает
непрерывно, отчего перегружается и быстро
выходит из строя электродвигатель. В
паспортах бытовых кондиционеров рекомендуется
выбирать АК исходя из площади обслуживаемого
помещения. Однако, если не оговариваются
меры солнцезащиты и не учитывается величина
внутренних тепловыделений, то в ряде случаев
бытовой АК не обеспечит желаемой температуры
в помещении.
Ниже предлагается разработанная автором
методика обоснованного выбора автономного
кондиционера.
Основные типы и технические характеристики
АК общего назначения приведены в таблице.
Бытовые кондиционеры, имеющие только
воздухоохладитель (без воздухонагревателя),
могут обеспечивать автоматическое поддержание
заданной температуры в помещении в интервале
наружных температур
OT^.min = ^n- p^-
ДО*нтах_, 3,6(Qn-Q0/g) [
~'п pcpLR * )
где tn— температура воздуха в помещении, °С;
Qu — тепловая нагрузка помещения, Вт;
р — плотность воздуха, кг/м3;
ср — изобарическая теплоемкость воздуха,
кДж/(кг.К);
LH — количество наружного воздуха, подаваемого
кондиционером в помещение, м3/ч;
Q0 — холодопроизводительность компрессора, Вт;
? — коэффициент влаговыпадения процесса в
воздухоохладителе.
Автономные кондиционеры, имеющие
воздухоохладитель и воздухонагреватель, при
правильном выборе обеспечивают заданную температуру
круглогодично.
При наличии увлажнителя АК поддерживает
заданную относительную влажность в интервале
влагосодержаний наружного воздуха
Показатели
Производительность, м3/ч
Холодопроизводительность, кВт
Теплопроизводительность, кВт
Производительность увлажнителя, кг/ч
Свободное давление, Па
Коэффициент очистки фильтра, %
Расход воды на охлаждение конденсатора, м3/ч
Максимальная температура воды, °С
Мощность, кВт
компрессора
вентилятора
увлажнителя
электрического воздухонагревателя
Масса, кг
Габаритные размеры, мм
ширина
длина
высота
Уровень звуковой мощности, дБ А
о
ся
м
<
Н
X
2000
9,28
14,50
1,25
300
70
2,0
27
3,00
0,55
1,25
6,30
325
j 510
| 930
1720
1 80
,15-0
со
^
<
Н
X
3150
14,50
9,45
1,25
300
85
2,2
28
4,00
1,10
i 1,25
1 9,45
| 410
510
1200
1850
88
,0-01
rf
Л,
<
Н
«
4000
18,50
12,00
3,00
400
85
3,8
28
5,00
1,10
3,0
12,00
540
510
1200
1850
88
,3-01
со
м
<
н
X
6300
29,00
15,00
8,50
400
85
4,9
28
5,00
3,00
9,00
, 15,00
900
810
1200
| 1860
1 90
0-01
,
—«
<
н
*
10 000
46,50
73,00
10,90
400
85
9,0
24
6500
4,00
9,00
24,00
1300
1900
820^
1 1860j
90
2
5-ЭВ
04
_!<
<
Н
X
6300
29,00
13,40
4,00
294
90
6,5
28
8,00
3,00
4,00
14,00
1160
| 1200
860
1960
90
о
in
CN
<
Н
X
5000
23,20
36,6
—
400
85
—
45
—
—
—
—
650
1 865
1264
1674
82
,-.
1
о
сч
<
Н
X
315
2,32
1,08
—
—
90
—
—
—
—
—
—
90
640
975
370
70
от ^н. min = dn ¦
ДО dH. max = du ¦
^вл. n + ^вл. увл
pL„
^вл. п
B)
где dn — влагосодержание воздуха в помещении, кг/кг
сухого воздуха;
Овп. п — влажностная нагрузка помещения, кг/ч;
^вл. увл — производительность увлажнителя, кг/ч.
При высоком влаго содержании наружного
воздуха заданная относительная влажность не
обеспечивается, хотя при работе компрессора
воздух может не только охлаждаться, но и
осушаться. Однако этот процесс не регулируется, так
как компрессором управляет позиционный
терморегулятор.
Осушение воздуха происходит при влагосодер-
жании нару/кного воздуха
dF-dn(l-LH/L)
dn >
Lh/L
где dp — влагосодержание воздуха в состоянии
насыщения (ф=1) при средней температуре
[поверхности воздухоохладителя;
L—производительность АК, кг/ч.
Для обоснованного выбора А К необходимо
знать следующие исходные данные:
расчетные для кондиционирования воздуха
параметры — температуру и энтальпию
наружного воздуха в летний tHJI, iH#JI и зимний /шз,
*'н.з периоды года, а также температуру
воздуха в помещении зимой tn3, энтальпию
воздуха в помещении in и пара ?пар;
расчетную температуру и расход воды на
охлаждение конденсатора;
оптимальные температуру и относительную
влажность воздуха в помещении tU9 фп,
принимаемые по гигиеническим и технологическим
соображениям;
максимально допустимую рабочую разность
температур воздуха помещения и приточного
(*п — ^пр)тах» принимаемую с учетом
допустимого отклонения температуры в помещении
(от средней) А/п#доп для рассматриваемой
системы воздухораспределения и типа
воздухораспределительного устройства. Так, при
использовании в АК перспективных регулирующих
решеток
(^п — ^np)max :
А*п. дои
D)
ddQKB
где ^п — площадь поперечного сечения помещения,
приходящаяся на одну решетку, м2;
а — коэффициент, зависящий от вида приточной
струи и взаимного расположения приточных
* Указания по проектированию систем
воздухораспределения при раздаче воздуха через регулирующие
решетки (проект).— В кн.: Вопросы проектирования и
монтажа систем отопления, вентиляции и
кондиционирования воздуха. М., 1968, вып. 26.
и вытяжных устройств; для горизонтальной
компактной струи а — 1,6 при односторонней
с притоком вытяжке и а—0,9 при
разносторонней вытяжке, для горизонтальной веерной
струи а = 2,0, для наклонной к потолку
компактной струи а = 1,2;
^экв — эквивалентный диаметр решетки, м;
расчетную летнюю Qn л л зимнюю Qn3
тепловую нагрузку помещения (явное тепло);
расчетную влажностнуо нагрузку помещения GBJJ.n;
расчетное количество наружного воздуха LH;
зависимость изменения холодопроизводитель-
ности компрессора Q0 от температуры кипения
(около 3,5—4 % при А/0 = 1 °С) и конденсации
(около 1,5—2 % при А^к ¦=: 1 °С);
зависимость теплопроизводительности QT
водяного воздухонагревателя от температуры
теплоносителя — горячей воды /г:
q;=qt(/;-/h)/(/p-/h),
где QT— теплопроизводительность воздухонагревателя,
кВт, вычисленная при температуре
теплоносителя— горячей воды на входе в
воздухонагреватель /р, °С.
При выборе автономного кондиционера
используют систему неравенств, в которых
правые части учитывают требуемые холодо-, тепло-,
влаго- и воздухопроизводительности по
указанным исходным данным объекта, а левые части —
соответствующие характеристики оборудования
выбираемого АК (см. таблицу):
Qo > Qn. л +'бвл. п'пар + Р^н Он. л — *п) + &Q'>
QT > cppLH (tu. з — tK, 8) — Qn. з + AQ;
^вл. увл« > Р^н (du. min — ^н) — ^вл. п»
L > Qn. л/Рср (^п ^пр)тах«
Слагаемое AQ учитывает дополнительный
расход холода, связанный с нагревом воздуха в
вентиляторе и электродвигателе, разогревом
корпуса АК, облучаемого радиацией, и с так
называемым режимом «первого пуска». Этот
дополнительный расход холода AQaKK, идущий на
охлаждение ограждений и оборудования
помещения при первом включении АК в теплый
период года, подсчитывается по формуле
AQaKK^[0,5SFt6tpiCi+2Fj6jpjcj] (/„. ф—/п. зад). F)
где F, б, р, с — площадь, м2, толщина, м, плотность,
E)
кг/м3
и удельная
теплоемкость,
кДж/(кг-К) материалов ограждения (/)
и оборудования (у);
tn. ф» ^п. зад — температура воздуха в помещении до
включения АК и заданная при работе
АК, °С
Из-за дополнительного расхода холода на
охлаждение ограждений и оборудования
компрессор после пуска иногда весьма длительное
время работает непрерывно, поэтому, если не
учитывается AQaKK, холодопроизводительность,
пересчитанная на фактические температуры кипе-
16
ния и конденсации, должна выбираться с
запасом.
Выбор автономного кондиционера по системе
неравенств E) обеспечивает поддержание
заданных параметров в помещении при циклическом
режиме работы оборудования. Непрерывная
работа оборудования недопустима, ибо при
позиционном регулировании это значит, что
заданный параметр не поддерживается. Наружный
воздух в зависимости от его доли в общей
производительности АК подводится либо к отверстию
для забора наружного воздуха, либо к
отверстию для забора рециркуляционного воздуха.
Таким образом, можно сделать следующие
выводы:
автономный кондиционер следует выбирать
с учетом всего комплекса исходных данных
объекта с использованием системы неравенств
E);
соблюдение неравенств обеспечивает
циклическую работу оборудования.
Предложенная методика гарантирует
правильный выбор автономного кондиционера и
поддержание заданных параметров в объекте.
УДК [621.515:621.564.251.001.5
Расширение диапазона работы концевой ступени
фреонового турбокомпрессора
Канд. техн. наук Н. Н. БУХАРИН,
д-р техн. наук, проф. Г. Н. ДЕН,
канд. техн. наук Р. Е. ЕПРЕМЯН,
канд. техн. наук Д. А. КАПЕЛЬКИН
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности *
Для турбокомпрессоров,не имеющих специальных
устройств для изменения геометрии проточной
части и работающих при постоянной скорости
вращения ротора, характерен сравнительно
узкий диапазон устойчивой работы по объемной
производительности V. При достижении
некоторой «критической» объемной
производительности Vmin в системе компрессор — сеть, на
которую он работает, возникают автоколебания
потока — начинается помпаж.
Диапазон устойчивой работы компрессора
зависит от конструкции его проточной части и
уровня условных чисел Маха Ми> при которых
скорости потока близки к скорости звука
в рабочем веществе. При высоких условных
числах Маха, характерных для фреоновых
турбокомпрессоров [5], максимальная объемная
производительность Vmax определяется
условиями «запирания» колеса или лопаточного
диффузора [3], для ступени с безлопаточным
диффузором (БД) — условиями «запирания» колеса.
Поэтому, если колесо не заперто, наибольшей
протяженностью по расходу обладают
газодинамические характеристики ступеней с БД.
В этом случае диапазон изменения расхода вдоль
характеристик, соответствующих постоянной
скорости вращения ротора, может достигать
35—45 % от номинального расхода (рис. 1),
тогда как у ступеней с лопаточным диффузором
(ЛД) неизменной геометрии этот диапазон при
тех же условиях меньше (рис. 2, а). Благодаря
более широкому диапазону устойчивой работы
в холодильных турбоагрегатах (ХТА) нашли
применение ступени с БД, несмотря на
несколько меньший, чем у ступеней с ЛД, КПД в зоне
номинальных режимов.
Однако и ступени с БД не могут
удовлетворить требованиям, предъявляемым к ХТА, при
работе на переменных режимах. Для расшире-
0,7
0,5
и
Xя
х-
0-s5<C^
N
в
¦-ГЕГ1
ПУ=^*>
\
в/бо°
V
г=А
те=г^=^
\
45е
*п
^ш13
\
30ь
ж
Ьч
#РД-/И
1
hj$-iA
15о(Г
0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 Мс
coz
* В работе принимали участие: канд. техн. наук Рис. 1. Газодинамические характеристики ступени с
В. А. Евстафьев и В. А. Коротков. БД и ВРА.
3 Холодильная техника № 9
17
¦ 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,50 0,55' МСо?
Рис. 2. Газодинамические характеристики ступени с
ЛД и ВРА:
а — сопоставление характеристик при различных положениях
лопаток ЛД и комплексном регулировании; б — сопоставление
КПД ступеней; / — ступень с БД и ВРА; 2 — ступень с ЛД
при а л=20° и ВРА; 3 — ступень с ЛД и ВРА при различных
углах а л и вл = 0°; 4 — ступень с ЛД и ВРА при комплексном
регулировании.
ния диапазона устойчивой работы ХТА в
проточную часть турбокомпрессоров приходится
вводить дополнительные устройства, например,
входные регулирующие аппараты (ВРА) [1, 5].
Для ступеней с БД такой способ является, по
существу, единственным, обеспечивающим,
наряду с достаточной глубиной регулирования
ХТА, удовлетворительные значения КПД
компрессора при пониженной производительности.
Изменять характеристики ступеней с ЛД
можно не только применением ВРА, но и
поворотом диффузорных лопаток, что расширяет,
значительнее, чем при использовании БД с ВРА,
диапазон работы ХТА. При этом КПД
компрессора во всем диапазоне его работы оказывается
также более высоким.
Конкретные сведения о диапазоне работы
ступени, снабженной ВРА и диффузором с
поворотными лопатками, могут быть получены после
проведения специальных экспериментальных
исследований.
Ниже приводятся результаты изучения
концевой ступени со сравнительно малой
относительной шириной колеса на выходе Ь2 = 0,033.
Такие ступени характерны для
многоступенчатых турбокомпрессоров, а также для
одноступенчатых, рассчитанных для работы при высоких
числах Ми.
Ступень была снабжена ВРА осевого типа,
поток к которому подводился осевым всасывающим
патрубком. Ступень испытывали с БД и с ЛД,
лопатки которого устанавливали в различные
положения. За диффузором располагалась
кольцевая камера. Рабочее колесо с двухъярусной
решеткой имело 16 лопаток на выходе. Угол
выхода лопаток колеса Р2л ^ 45°, угол входа
01л = 35,5°, относительная ширина лопаток на
входе Ьг = 0,074.
Ширина БД и ЛД в опытах была одинаковой:
&з = 1,33 Ь2- Боковые стенки диффузоров
параллельны, D 4= 1,43.
У лопаточного диффузора было 22 лопатки
крылового профиля с относительной толщиной
7 %. Расчетный угол входа лопаток а3л = 20°,
угол выхода а4л = 32°. Этим углам
соответствовали относительные входной и выходной
диаметры диффузора D3 = 1,14 и D4 = 1,43. Поворот
лопаток осуществлялся вокруг осей,
расположенных на расстоянии V4 длины от входной
кромки. Более подробно ступень описана в
работе [4].
Во время исследований угол входа лопаток
азл уменьшали до 5° (при этом диаметр D3
возрастал до 1,18, a D4 уменьшался до 1,32).
Опыты проводили при работе на хладагенте R12
в диапазоне чисел Ми от 0,8 до 1,42 и углах
закрытия ВРА 9Л от —15 до +60°.
При построении газодинамических
характеристик в качестве приведенного расхода было
выбрано число Маха перед лопатками ВРА
Mcoz = coz/aH = V/FaKy
где coz — осевая скорость перед ВРА;
ап — скорость звука перед ступенью;
F — площадь перед ВРА.
Характеристики ступеней с БД и ЛД,
полученные при Ми = 1,215, приведены на рис. 1
и 2.
Ступень с БД (см. рис. 1) при Эл = 0 имеет
оптимальный политропический КПД г|опт = 0,74
при достаточно большом приведенном расходе
^согопт — 0>34. Граница помпажа
соответствует Мс 02 min = 0,22. При 6Л = 60°
оптимальный КПД понижается до 0,62, но при этом
^cozmiD = 0,14, что составляет 42% от
Мс 02 опт при 9Л = 0.
Изменение положения лопаток ВРА сравни
тельно слабо влияет на отношение давлений
границы помпажа: зтБ
- 2,0
И ГСктах^2,12 при Эл = 0.
^ктах В6ЛИЗИ
при 8Л = 60
Увеличение угла 6Л приводит к увеличению
крутизны характеристик.
• В ступени с БД помпаж возникал при
различных углах входа потока в диффузор cx2min,
причем этот угол уменьшался по мере
увеличения угла закрытия ВРА 9Л, но положение
лопаток ВРА не влияло на характеристику
выходного устройства ступени с БД ?2-к (а2) (рис 3).
Ступень с ЛД при а3л = 20° и 9Л = 0 имела
более высокий оптимальный КПД: г)опт = 0,78
18
Ьг-н
0,8
0,t>.
ол
0,2
<*зя
I
\5°
/J
\6°
¦ /Л °
\/ч-
^ >
20° |
/ i
/ш
О 10 20 30 сс27°
Рис. 3. Газодинамические характеристики диффузоров.
при McOZ опт = 0,32 (см. рис. 2, а), однако
границе помпажа соответствует Мс 0z min = 0,30.
Поворот лопаток ВРА на угол 9Л = 60°
позволил уменьшить Mc0zmln до 0,21, т. е. до 66 %
от McozonT при 0Л = 0, но при таком
увеличении угла 9Л резко снижаются КПД и отношение
давлений лк. Кроме того, граница помпажа
ступени с ЛД при этом оказывается
расположенной правее границы помпажа ступени с БД.
Обработка результатов испытаний ступени
показала, что характеристики ЛД не зависят
от угла закрытия ВРА 0Л (рис. 3), причем
границе помпажа ступени с ЛД при всех
значениях угла 9Л соответствует один и тот же угол
входа потока в диффузор
^2min или угол атаки
*зтах> зависящие только от угла входа диффу-
зорных лопаток а3л. Граница помпажа ступени
с ЛД перемещается при изменении угла а3л.
При а3л = 20° снижение КПД вследствие
поворота лопаток ВРА оказалось значительнее,
чем у ступени с БД. Ступень с ЛД имеет
преимущество по КПД в зоне его максимума только при
9Л = 0 -г- 30° — при больших углах 9Л более
высокий КПД у ступени с БД.
У ступени с ВРА и БД при увеличении угла
9Л оптимальный КПД сначала остается
практически неизменным, а затем уменьшается, что
связано в первую очередь с ростом потерь в
ВРА. Но и в БД по мере уменьшения угла а2
потери растут (см. рис. 3).
Газодинамические характеристики колеса,
приведенные на рис. 4, показывают, что в
области оптимальных коэффициентов расхода ф2г0пт
и при ф2г < Ф2 г опт положительная закрутка
потока перед колесом способствует увеличению
его КПД т]0_2. При всех значениях ф2г
положительная закрутка уменьшает коэффициент
мощности % тем существеннее, чем больше ф2г.
О максимальном приведенном расходе можно
судить по характеру зависимостей Мс ог (ф2г),
0,5 у>2г
Рис. 4. Газодинамические характеристики рабочего
колеса.
которые также даны на рис. 4. Если колесо
заперто, то изменение ф2г перестает влиять на
приведенный расход ступени Мс oz, а КПД
колеса гH_2 начинает резко снижаться.
На рис. 5 показаны зависимости снижения
КПД ступени Ат]н_0 вследствие потерь во
входном устройстве от приведенного расхода Мс oz
и угла 0Л. Величина Ат)н-0 зависит не только
от коэффициента потерь входного устройства
?н_о> но и от коэффициента мощности % и
отношения скоростей перед лопатками ВРА с01и2:
Ат]н-о = 0,5gH-o (<VJ/X-
Рост приведенного расхода Мс oz и угла 0Л
вызывает увеличение Аг)н_0. В зоне низких
значений Мс oz потери во входном устройстве мало
влияют на КПД ступени, поэтому
положительная закрутка потока, вызывающая рост КПД
колеса, позволяет повысить и КПД ступени.
При небольших углах а3л ступень работает
именно в этой зоне приведенных расходов и закрутка
потока дает возможность улучшить КПД
ступени. При высоких значениях Мс oz потери в ВРА
заметно ухудшают КПД ступени и введение
з:;;
19
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 ЩМСог
Рис. 5. Уменьшение КПД ступени, вызванное
потерями в ВРА.
закрутки приводит к тем большему его
снижению, чем больше угол 6Л.
В ступени с БД при уменьшении угла а2
растет коэффициент потерь диффузора ?2-к
(см. рис. 3), поэтому снижение приведенного
расхода Мс 02, способствующее уменьшению потерь
в ВРА, одновременно вызывает увеличение
потерь в диффузоре, в результате чего
максимальный КПД ступени с БД при положительной
закрутке практически не увеличивается.
Сопоставляя огибающие регулировочных
характеристик обеих исследованных ступеней (см.
рис. 2, кривые 1 и 2), можно видеть, что при
регулировании производительности с помощью
ВРА ступень с ЛД эффективнее ступени с БД
только в области больших приведенных
расходов Мс oz = 0,28 -г- 0,37. При малых
приведенных расходах Мс oz = 0,15 ~- 0,27 ступень с
БД имеет на 3—19 % (абсолютных) более
высокие значения КПД и больший диапазон
регулирования производительности.
Этим объясняется широкое применение БД
в ступенях холодильных турбоагрегатов,
имеющих ВРА и работающих значительную часть
времени в режимах частичных нагрузок.
Изменением положения лопаток ЛД
производительность ступеней можно регулировать в более
широких пределах, чем с помощью ВРА. Так,
при уменьшении угла установки лопаток а3л
от 20 до 5° приведенный расход снижается на
74 % с 0,35 до 0,09 (см. рис. 2, а). При этом
КПД компрессора также снижается с 0,78 до
0,61, но во всем диапазоне расходов он на 3—
7 % превосходит КПД компрессора ступени с
БД при регулировании с помощью ВРА.
В исследованной ступени максимальное
отношение давлений яктах по мере уменьшения
угла а3л несколько возрастает. Относительный
диапазон устойчивой работы ступени,
оцениваемый коэффициентом
D=(MC 0Z max — Мс 0Z minV^c oz опт,
при уменьшении а3л от 20 до 5° увеличивается
с 0,22 до 0,28.
Ш Ухудшение КПД ступени при повороте
лопаток ЛД вызвано в основном возрастанием потерь
в колесе при уменьшении расхода. При этом
угол натекания потока на лопатки колеса ix
и коэффициент его сопротивления возрастают
[3].
Дальнейшего повышения эффективности
ступени можно достигнуть применением
комплексного регулирования, осуществляемого
одновременным поворотом лопаток ЛД и ВРА. При
низкой производительности это позволит
снизить потери в колесе путем уменьшения угла
натекания i"i. Если потребовать, чтобы угол
Р1 был постоянным и соответствовал минимуму
потерь в колесе, то с уменьшением расхода угол
9Л должен возрастать. При этом, как уже
отмечалось, будут расти и потери в ВРА, что должно
уменьшить выигрыш в КПЭ ступени.
Результаты экспериментального исследования
подтверждают эти предположения. На рис. 2, а
штриховыми линиями показаны характеристики
ступени с наиболее высоким КПД при
комплексном регулировании. При а3л = 14° поворотом
лопаток ВРА на угол 9Л = 30° достигается
повышение КПД на 2 % с 0,77 до 0,79. При азл =
= 8° поворот лопаток ВРА на угол Эл = 45°
дает повышение КПД на 3 % с 0,69 до 0,72.
При а3л = 5° и 6Л = 45° КПД возрастает уже
в меньшей степени: на 1,5 % с 0,61 до 0,625.
Поворот лопаток ВРА на угол более 45°
приводит к снижению як и КПД из-за возрастания
потерь в ВРА.
Установлено, что при а3л < 8° закрутка
потока с помощью ВРА практически не
уменьшает як и не смещает характеристики в сторону
меньших расходов. Более того, при азл = 5°
закрутка потока по вращению колеса
сопровождается, наоборот, увеличением лк. Здесь
главным образом сказывается ^улучшение
условий работы колеса при уменьшении углов
натекания потока на лопатки. Потери в колесе
снижаются, вследствие чего отношение давлений
як растет. Влияние окружной составляющей
скорости с1и при входе в колесо практически
неощутимо, так как при небольших расходах
она мала по сравнению с окружной
составляющей скорости с2и на выходе из колеса и слабо
влияет на теоретический напор.
Сопоставление огибающих кривых КПД при
различных способах регулирования
производительности (см. рис. 2, б) показывает, что
комплексным регулированием можно получить более
высокие КПД: на 1—3 % больше, чем
поворотом лопаток ЛД, и на 3—9 % больше, чем с
помощью ВРА ступеней с БД. Глубина
комплексного регулирования производительности
практически такая же, что и при повороте
лопаток ЛД.
20
Результаты выполненного исследования дают
основание рассматривать регулирование
производительности поворотом лопаток диффузора
и особенно комплексное регулирование
одновременным поворотом лопаток ЛД и ВРА как
перспективные способы, которые позволят
существенно повысить эффективность ХТА в широком
диапазоне производительности.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бухтер Е. 3., Калнинь И. М., Ц и р -
лин Б. Л. Развитие производства и
совершенствование холодильных машин с центробежными
компрессорами. — Холодильная техника, 1972, № 7.
УДК 621.512.04Ь.004.624.001.5:543.42
А. П. ПЕРЕКРЕСТОВ,
канд. техн. наук X. А. АБДУЛЬМАНОВ
Астраханский технический институт
рыбной промышленности и хозяйства
Долговечность поршневого компрессора
зависит, в первую очередь, от износа деталей,
входящих в цилиндро-поршневую группу (ЦПГ) [2,
4].
Существующие методы исследования износа
можно разделить на две группы. К первой
группе относятся методы, связанные с разборкой
компрессора (прямые методы): микрометрирова-
ние деталей, профилографирование
поверхностей, взвешивание, метод лунок, рисок,
отпечатков, определение износа по изменению зазора
в замке поршневого кольца. Ко второй группе
относятся методы, применяемые для
определения износа без разборки компрессора
(косвенные методы): по расходу рабочей среды, по
показателям механических потерь, по содержанию
железа в масле, устанавливаемому поляро-гра-
фическим методом, акустический метод
измерения износа сопряжений деталей, методы
радиоактивных изотопов, нейтронной активации,
спектрального анализа [3, 5].
Методы исследования первой группы требуют
длительных испытаний на износ, неоднократной
разборки компрессоров, применяются для
индивидуальных измерений, при этом процесс
измерения не поддается автоматизации.
Методы второй группы не требуют разборки
компрессоров, пригодны для массовых
измерений, что особенно важно при проведении
исследований в производственных условиях,
позволяют определять износ сразу нескольких дета-
2. Д е н Г. Н. К определению числа ступеней
центробежного компрессора паровой холодильной
машины.— Холодильная техника, 1971, № 11.
3. Некоторые особенности газодинамических
характеристик центробежных компрессоров при
высоких числах Маха/ Н. Н. Бухарин, Г. Н. Ден,
В. А. Евстафьев и др. — Холодильная техника,
1977, № 12.
4. О влиянии выходного угла рабочих лопаток на
характеристики колеса и ступени холодильного
центробежного компрессора/ Н. Н. Бухарин,
Р. А. Думанян, В. А. Евстафьев и др. — В кн.:
Холодильные машины и установки. Л., 1974.
5. Ч и с т я к о в Ф. М. Холодильные
турбоагрегаты. М., Машиностроение, 1967.
лей и приработочный износ деталей, а также
автоматизировать процесс измерения.
Таким образом, косвенные методы имеют ряд
преимуществ перед прямыми, но в холодильной
технике пока применяются мало. Это
объясняется характерными особенностями холодильных
установок, затрудняющими внедрение этих
методов, — герметизация аппаратов,
специфическое взаимодействие смазочных масел и
хладагентов,— а также отсутствием методик их
применения в конкретных условиях производства.
Наиболее перспективным методом измерения
безразборным способом износа деталей ЦПГ
холодильного компрессора является
эмиссионный спектральный анализ, заключающийся в
определении содержания продуктов износа в
смазочной среде [3]. Метод отличается высокой
чувствительностью и позволяет выявлять
наличие в масле всех металлов, применяемых в
машиностроении. Зная характерные легирующие
металлы цилиндро-поршневой группы и
определив их содержание в масле после периода
эксплуатации, можно судить об износостойкости
отдельных деталей.
Ниже приводятся результаты исследования
износа ЦПГ холодильного компрессора ФВ6
с использованием спектрального анализа.
Холодильная машина с компрессором ФВ6
работала по схеме, показанной на рис. 1, без
осушителя и фильтра. Их сняли, так как они
улавливают частицы износа.
Перед началом опытов компрессор прошел
холостую обкатку в течение 100 ч. Затем его
разобрали, детали тщательно промыли, масло
в картере полностью заменили.
В процессе исследований компрессор работал
21
Применение метода спектрального анализа для исследования износа
холодильных поршневых компрессоров
Рис. 1. Схема холодильной установки с указанием
мест отбора проб масла:
/ — воздухоохладитель; 2, 3 — манометры, контролирующие
давления нагнетания и всасывания; 4 — реле давления; 5,7 —
термометры для измерения температур нагнетания и всасывания
хладагента; 6 — компрессор ФВ6; 8 — термометр для
измерения температуры масло-фреоновой смеси в картере компрессора;
9, 11 — места отбора проб масла; 10 — конденсатор; 12 —
фильтр-осушитель; 13 — переохладитель.
по полной схеме холодильной машины на
режимах, указанных в табл. 1. Частицы износа
уносились маслом в систему и равномерно
перемешивались с маслом.
В поршневые кольца были сделаны вставки
из чистого серебра, по восемь вставок в каждое
кольцо. Износ колец устанавливали по
нарастанию концентрации серебра, износ поршня —
по нарастанию концентрации алюминия,
суммарный износ поршневых колец и цилиндровых
втулок — по нарастанию концентрации железа.
Массу частиц износа определяли по росту
концентрации материала вставок в /С-й и
К + 1-й пробе масла.
Всего было отобрано 117 проб.
Схема обработки проб масла показана на
рис. 2.
Пробу масла, взятую из картера компрессора,
помещали в фарфоровую чашечку 4 и добавляли
100 мг угольного порошка.
гент
1ада
X
R12
R22
5 к к°
jq К к и
н й s с?
2 х « |
6,2
6,2
5,7
5,7
5,8
6,1
6,2
7,8
7,5
6,1
7,4
9,2
9,3
9,5
9,0
9,0
9,5
9,5
9,5
в
ратур
пания
go
а ?
??о°
67,7
69,7
60,2
59,2
61,4
76,2
73,2
82,2
83,2
75,2
84,7
95,7
90,7
90,2
70,2
72,7
96,2
74,2
72,2
Ь
и
Л2
о» ~
а?
SS*>
13,2
12,5
16,2
17,0
18,0
27,2
28,2
32,2
34,2
26,7
35,2
26,7
—4,2
—2,2
—10,2
—10,2
1,4
—4,2
-8,2
Таблица 1
сх
sgSo
мпе
ело
й см
ре t
н?§?
46,2
46,2
46,2
45,2
46,7
54,7
55,2
59,7
60,2
54,7
61,7
70,2
58,2
58,2
41,7
43,2
63,2
43,2
45,2
3
рабо
ессор
S С У
1 « а .
! а0 н
8,00
4,00
7,00
12,00
7,00
4,00
1,83
1,83
11,00
20,00
1,83
1,67
15,00
5,00
1,67
5,00
1,67
7,00
1,67
Смесь тщательно перемешивали, нагревали
на электроплитке 5 и поджигали. Выгоревший
остаток смеси масла с угольным порошком
помещали в муфельную печь 6> где остаток озо-
лялся при температуре 550 ± 20 °С. В
образовавшуюся золу добавляли еще угольный
порошок до массы в 100 мг, тщательно
перемешивали и 20 мг смеси набивали в нижний угольный
электрод 7.
В камере 8 возникала электрическая дуга,
пламя которой через систему линз
проецировалось в спектрографе 9 на спектрографическую
пластинку 10. Полученное изображение с
аналитическими линиями исследуемых элементов
расшифровывали с помощью микрофотометра 11.
Результаты обработки опытных данных
приведены в табл. 2.
Из полученных данных видно, что в условиях
данных испытаний скорость изнашивания
поршневых колец находилась в диапазоне 0,316 —
0,458, цилиндров — 0,0183—0,0249,
поршней — 0,0024—0,0031 мкм/ч.
При коэффициенте надежности 0,95
коэффициент вариации определения скорости
изнашивания составляет 6,7 %, доверительный
интервал — ±0,0019 %.
Для подтверждения достоверности
результатов, полученных методом спектрального
анализа, скорость изнашивания определяли также
22
/
}
\ с
^
^
—~^н—
^1
1
-*-
w
-W
y/////////A>////))/;/J/};;;w;;//;;h;//;////;;///^v;>?;;/;w/;/
,1f
is
о«ч
о о
с s
3,03
1,51
2,29
3,79
2,29
1,51
0,76
0,76
4,56
7,58
0,76
0,76
6,82
2,29
0,76
2,29
0,76
3,03
0,76
Износ, мкм
а
о
gS
tf<
0,1670
0,0840
0,1344
0,2200
0,1330
0,0816
0,0447
0,0399
0,3510
0,4120
0,0434
0,0416
0,3620
0,1210
0,0412
0,0250
0,0399
0,0169
0,0397
<
шня
с
О
С
0,0208
0,0100
0,0175
0,0288
0,0168
0,0100
0,0055
0,0049
0,0308
0,0500
0,0055
0,0053
0,0435
0,0155
0,0050
0,0151
0,0047
0,0203
0,0049
Таб
лица 2
Скорость изнашивания, мкм/ч
о
о »
а л
cue;
о о
с а
0,379
0,378
0,327
0,316
0,327
0,378
0,415
0,415
0,415
0,379
0,415
0,455
0,455
0,458
0,455
0,458
0,455
0,433
0,455
ров
инд
ч ^
К !3
сгЭ
0,0209
0,0210
0,0192
0,0183
0,0190
0,0204
0,0244
0,0218
0,0228
0,0206
0,0237
0,0249
0,0241
0,0241
0,0247
0,0249
0,0239
0,0241
0,0238
и
3
X
а
о.
о
с
0,0026
0,0025
0,0025
0,0024
0,0024
0,0025
0,0030
0,0027
0,0028
0,0025
0,0030
0,0032
0,0029
0,0031
0,0030
0,0030
0,0028
0,0029
0,0030
Рис. 2. Схема обработки проб масла:
/ — поршневое кольцо со вставками из серебра; 2 — места
установки вставок; 3 — отбор проб из компрессора; 4 — чашка
с пробой масла; 5 — электроплитка для нагрева проб масла;
6 — муфельная печь; 7 — нижний электрод с озоленной пробой;
8 — камера для зажигания электрической дуги; 9 —
кварцевый спектрограф ИСП-30; 10 — спектрографическая пластинка;
// — микрофотометр МФ-2.
методом взвешивания. Среднеинтегральная
скорость изнашивания компрессионных колец,
измеренная методом взвешивания, составила
0,416—0,442 мкм/ч, что совпадает с
результатами, полученными методом спектрального
анализа, в пределах погрешности метода.
Для выявления влияния эксплуатационных
факторов на износ поршневого кольца
составлено корреляционное уравнение множественной
связи для четырех параметров (см. табл. 1),
которое после нахождения коэффициентов на
языке математического программирования
ФОРТРАН-4 для ЭВМ ЕС 1020 имеет вид (для
периода приработки):
Юк= 0,016871 + 0,019924 (рн — Рве) + 0,0039ШН +
+ 0,000882/вс ~ 0,004238/кар.
Для нахождения влияния каждого из
рассматриваемых параметров на скорость
изнашивания поршневого кольца определяли линейные
коэффициенты корреляции г^ [1 ] : грн_рвс =
= 1,02; г,н - 0,82; г<вс = -0,51; г,кар = 0,37.
Коэффициенты корреляции во всех случаях
значимы, что говорит о тесной связи скорости
изнашивания с рассматриваемыми параметрами.
Увеличение разности давлений нагнетания и
всасывания, температуры нагнетания и
температуры масло-фреоновой смеси в картере
увеличивает скорость изнашивания, а повышение
температуры всасывания уменьшает ее. При
понижении температуры всасывания в смазочном
масле растворяется большое количество фреона,
который при повышении температуры вскипает
на трущихся поверхностях цилиндро-поршне-
вой группы, разрывает масляную пленку и
убыстряет скорость изнашивания.
Проведенные исследования показали
эффективность применения метода спектрального
анализа для измерения с высокой точностью
безразборным способом малых величин износов
деталей пар трения холодильных поршневых
компрессоров.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Венецкий И. Г., Кильдишев Г. С.
Основы теории вероятностей и математической
статистики. М., Статистика, 1968.
2. Калитенко В. Г. Точностные расчеты при
проектировании поршневых компрессоров. М.,
Машиностроение, 1965.
23
3. К ю р е г я н С. К. Оценка износа двигателей
внутреннего сгорания методом спектрального анализа.
М., Машиностроение, 1966.
4. Лихницкий Г. В., Реденский Б. А.,
Берлад В. П. Методы повышения
износостойкости гильз цилиндров фреоновых компрессоров. —
УДК 546.3-036.7:536.24.001.5
В. Н. БОЧАГОВ,
канд. техн. наук А. Р. ДОРОХОВ,
канд. техн. наук В. И. КОРЕНЬКОВ,
канд. техн. наук Ю. М. ПЕТИН, Г. А. ШАСТИНА
Важное значение для увеличения срока
эксплуатации теплообменного оборудования аб-
сорб ионных холодильных установок,
работающих на сбросном тепле, улучшения его технико-
экономических показателей, снижения
стоимости ремонтных и восстановительных работ имеет
защита теплообменных поверхностей от
коррозионного воздействия агрессивных сред.
Перспективный путь коррозионной защиты тепло-
отдающих поверхностей — нанесение на них
тонкослойных металлополимерных покрытий
[4]. При этом успешно сочетаются
положительные свойства металла, такие как хорошая
теплопроводность, достаточная жесткость, прочность,
позволяющая выдерживать значительные
давления, с высокой химической стойкостью
полимерных пленок, их хорошими антиадгезионными
характеристиками [5].
Для внедрения металлополимеров в практику
создания теплообменного оборудования
необходимо решить ряд проблем, основные из
которых: получение пленкообразующих полимерных
соединений, способных сохранять в
агрессивных средах при повышенных температурах свои
физико-химические свойства в течение
длительного времени; создание необходимого
технологического оборудования для нанесения
полимерных покрытий на детали теплообменников
(трубы, обечайки, арматура и др.); исследование
процесса теплообмена на поверхностях,
покрытых полимерными пленками.
В настоящей работе приводятся результаты
исследований теплоотдачи при кипении на
покрытых полимерными пленками поверхностях.
Анализ литературных данных [2, 3] и
результаты предварительных коррозионных
испытаний позволили установить, что в среде водных
растворов солей бромистого лития, широко
используемых в абсорбционных холодильных уста-
В кн.: Холодильная техника и технология. Киев,
1965, вып. 1.
5. Теоретические основы и опыт внедрения
метода поверхностной активации для исследования
износа машин. М., Машиностроение, 1969.
новках, оптимальным по своим показателям
является покрытие из пентапласта марки А2.
Необходимые сведения о его свойствах,
особенностях применения были взяты из работ [2, 3].
Предварительное изучение стойкости
полимерного покрытия из пентапласта марки А2
толщиной 150 мкм, нанесенного (по методике [4])
на наружную поверхность труб из углеродистой
стали 20, в среде 60 %-го водного раствора
бромистого лития при температуре около 150 °С
показало, что покрытие из этого полимера в
течение почти 2000 ч не претерпело каких-либо
видимых изменений и надежно защищало теп-
лообменные поверхности от коррозии.
Затем были проведены теплотехнические
испытания. На экспериментальный участок —
трубку из стали 20 наружным диаметром 20 мм,
длиной 220 мм, внутрь которой вмонтировали
электронагреватель, наносили пентапластовое
покрытие толщиной 14 и 155 мкм (относительная
неравномерность ±15 %).
В опытах исследовали теплоотдачу при
кипении в большом объеме воды, водных
растворов бромистого лития и хладагента R21 (CHFC12)
как на чистой металлической, так и на
покрытой пентапластом поверхностях.
Была определена зависимость коэффициента
теплопередачи k> Вт/(м2-К), от теплового
потока q, Вт/м2, отнесенного к наружной
поверхности экспериментального участка:
k=q/M. (П
В зависимости A) величина At представляет
собой разность между температурой наружной
поверхности металлической трубы /ст,
рассчитываемой как среднее арифметическое из
показаний трех термопар, расположенных в верхней,
средней и нижней точках по периметру
экспериментального участка, с учетом поправки на
глубину залегания, и средней температурой
жидкости в объеме tm.
Конструкция установки и методика измерений
были аналогичны использованным в
литературе [1].
Исследование теплоотдачи при кипении на поверхностях,
покрытых полимерными пленками
24
При кипении на металлической поверхности
коэффициент теплопередачи k тождественен
коэффициенту теплоотдачи ап и
включает дополнительное термическое сопротивление
полимерной пленки на покрытой трубке:
4-==*б+-^г* B)
где R6 = б/Я;
б — толщина пленки, мкм;
X — теплопроводность пленки, Вт/(м-К).
Коэффициент теплоотдачи ап с учетом
покрытия здесь может быть определен только
расчетным путем.
> При исследовании кипения было обращено
внимание на изменение в результате
«приработки» экспериментального участка. Ниже
приводятся данные, полученные на «приработанных»
участках, практически после 150 ч работы в
режиме слаборазвитого кипения.
На рис. 1 представлены экспериментальные
данные по теплоотдаче при кипении воды
однократной дистилляции на металлической
поверхности (точки 1), на поверхности, покрытой
полимерными пленками с б = 14 мкм (точки 2) и
б = 155 мкм (точки 3).
В исследованном диапазоне тепловых
нагрузок q = A,7 -г- 50)-103 Вт/м2 реализовывались
как режим свободной конвекции, так и режим
пузырькового кипения, о чем можно судить по
перегибу кривых. Нанесение полимерного
покрытия в общем случае приводит к снижению
коэффициента теплопередачи. Оно
незначительно при толщине пленки 14 мкм и становится
существенным при 155 мкм.
На рис. 1 приведены и результаты опытов
по кипению водных растворов бромистого ли-
3 h^Bm/м1
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплопередачи к
от теплового потока q в опытах по кипению:
/ — воды на металлической поверхности; 2 — воды на
полимерной пленке с 6 = 14 мкм; 3 — воды на полимерной пленке сб =
= 155 мкм; 4 — раствора бромистого лития ((?=34,9 %) на
полимерной пленке с 6 = 155 мкм; 5 — раствора бромистого лития
A=59,4%) на полимерной пленке с 6 = 155 мкм; 6 — воды на
плоском торце медного цилиндра [1].
4 Холодильная техника № 9
тия на поверхности, покрытой полимерной
пленкой с б = 155 мкм. Точки 4 получены для
раствора с относительным массовым содержанием
бромистого лития | = 34,9 %, точки 5 — для
раствора с ^ = 59,4 %.
Все опыты сделаны при давлении р =- 9,8 кПа.
Точками 6 на рис. 1 показаны результаты
опытов [1 ] по кипению воды на плоском торце
медного цилиндра, проведенных в аналогичных
условиях. Эти данные достаточно хорошо
согласуются с полученными в настоящей работе.
В серии опытов изучалось кипение
хладагента R21 на металлической и на покрытой
полимерной пленкой с б = 20 мкм поверхностях
при р = 176 кПа. Результаты опытов
приведены на рис. 2. Несмотря на относительно
небольшое расчетное термическое сопротивление
пленки полимера, при кипении R21 имеет место
существенное снижение коэффициента
теплопередачи на полимерной поверхности по
сравнению с металлической.
Проведение всех опытов в аналогичных
условиях на поверхности с покрытием и на чистой
металлической поверхности дало возможность
судить путем сопоставления о влиянии
полимерной пленки на теплоотдачу. Это позволило
рассчитать эффективное термическое.
сопротивление полимерной пленки R6 с помощью
уравнения B). Результаты расчета приведены на
рис. 3. Точки и линии /—3 представляют собой
термическое сопротивление пленки полимера
с 6= 155 мкм в опытах с водой и растворами
бромистого лития при ? = 34,9 и 59,4 %
соответственно.
Штриховые линии, ограничивающие
заштрихованную область, рассчитаны для
минимальной и максимальной толщин пленки полимера.
Разброс R6 при малых q может быть объяснен
ошибкой эксперимента, которая существенно
возрастает при расчете R6 с уменьшением q.
1
105\
3
%
I
I *
с
.-¦,
>-2
&¦*
—-
L*"
•т
У
%s
г
Т^г
\
г*
105
2 J Ч 5 6 7 10*
Н^Вш/м2
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплопередачи k
от теплового потока q в опытах по кипению
хладагента R21:
/ — на металлической поверхности; 2 — на полимерной пленке
с 6=20 мкм.
25
Rfi,M2'K/Bm
7U I 1 1 1 1 I I I 1
fO3 Z <t 6 8 10* Z <t(l,Bm/Mz
Рис. З. Зависимость эффективного термического
сопротивления R« от теплового потока q в опытах по
кипению:
/ — воды на полимерной пленке при 6 = 155 мкм; 2 — раствора
бромистого лития (|=34,9 %) при 6 = 155 мкм; 3 — раствора
бромистого лития (| = 59,4 %) при 6 = 155 мкм; 4 — хладагента
R21 при 6 = 20 мкм; 5 — расчет R для R2X при 6=20 мкм.
С увеличением q эффективное термическое
сопротивление R6 совпадает с рассчитанным для
минимальной толщины пленки полимера.
Расчет эффективного термического
сопротивления Rb в случае кипения R21 представлен
на рис. 3 линией 4. Линией 5 обозначена
величина R6, рассчитанная для пленки с б = 20 мкм.
В данном случае эффективное термическое
сопротивление при кипении существенно
превышает расчетное.
Очевидно, что на основании полученных,
а также известных в литературе данных
затруднительно делать обобщающие выводы. Тем не
УДК 536.24.001.24:629.12.011.516
Канд. техн. наук И. А. БАЛАНДИН, Н. Б. АЛЕХИН
Одесский технологический институт
холодильной промышленности
Основным показателем качества изоляции
судовых рефрижераторных трюмов является
коэффициент теплопередачи &из. Фактическое его
значение фиксируют при сдаче судна в
эксплуатацию и периодически в эксплуатационный
период, так как в условиях морского климата он
может значительно повышаться, что приводит к
менее ясно, что полимерное покрытие
существенно изменяет физико-химические свойства тепло-
отдающей поверхности и влияет на
теплоотдачу, особенно при фазовых переходах. В
некоторых случаях кипение на полимерной пленке
имеет значительные отличия по сравнению с
кипением на металлической поверхности.
Для более глубокого понимания механизма
кипения на полимерной поверхности требуется
существенное увеличение объема исследований,
накопление дополнительного
экспериментального материала. При этом только комплексный
подход — решение задач технологии нанесения
полимерных защитных покрытий и
всесторонние коррозионные и теплотехнические
исследования получаемых металло-полимерных
композиций — позволит решить проблему создания
эффективной коррозионностойкой теплообменной
аппаратуры.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. П. Бурдуков, Г. Г. Кувшинов.
Исследование механизма кипения
электродиффузионным методом. — В кн.: Интенсификация
теплообмена в энергохимической аппаратуре. Новосибирск,
1977.
2. Ю.|А. М у л и н, И. К. Ярцев. Пентапласт. Л.,
Химия, 1975.
3. Свойства, переработка и применение пента-
пласта. — Сб. науч. трудов. Л., 1975.
4. Создание антикоррозионных полимерных
покрытий электростатическим методом/ В. И. Дубен-
чак, Ю. М. Петин, В. Е. Прядилов и др. — В кн.:
Интенсификация теплообмена в энергохимической
аппаратуре. Новосибирск, 1977.
5. Теплообменная аппаратура из фторполи-
меров/ И. П. Ефременко, В. М. Лукьяненко,
Н. Г. Михайлусь и др. — В кн.: Химическое
машиностроение. М., 1973, вып. 62.
увеличению расхода холода и снижению
качества хранимого продукта.
При определении фактического значения
коэффициента теплопередачи по методике Регистра
СССР требуется постоянство температуры
наружного воздуха и спецификационной
температуры воздуха в трюме в течение суток. За это
время находят часовую холодопроизводитель-
ность холодильной установки, для чего
необходима врезка в трубопроводы приборов для
измерения расхода хладагента или воды, охлаж-
Метод определения коэффициента теплопередачи
ограждений рефрижераторных трюмов
26
дающей конденсатор. Потери тепла в
трубопроводах подачи и отсоса хладагента устанавливают
с большими погрешностями.
Г. Г. Р. Ниманн * предложил более простой
двухэтапный метод определения &из, названный
методом твинтеста. На первом этапе
температура воздуха в охлажденной изолированной
камере повышается от поступления наружных
теплопритоков. Это происходит по
экспоненциальной формуле
д^т = д/н (i__e-8T), A)
где ДЛг — разность температур воздуха в камере (трюме)
в начале и конце эксперимента, °С;
А^н — разность температур наружного воздуха и
воздуха в камере (трюме) в начале эксперимента,
°С;
8 — экспоненциальный показатель, равный
отношению внешних теплопритоков к
теплоемкости внутренней массы камеры, 1/ч,
e = *H8F/(ZGc); B)
F—площадь поверхности камеры, м2;
G — масса деталей, материалов и воздуха в камере, кг;
с — удельная теплоемкость элементов массы камеры,
Дж/(кг-К);
т — время эксперимента, ч.
Из формулы A) определяется значение
Если теперь внутри камеры установить
источник, выделяющий тепло Q2, то повышение
температуры будет происходить по зависимости
B Gc) dt = [k^F (tK - tT) + Q2] dt. C)
Разделив переменные и проинтегрировав
полученную зависимость, можно определить
Q2(l-6>-eTl)
^-/^-(l-e-^]' D)
где Д^т, Д/н — те же величины, что и в формуле A),
но полученные во втором эксперименте;
Ti— время второго эксперимента (т1= т).
После подстановки 8 из формулы A)
окончательно рассчитываем
*-- е (д*х_д,хк ' E)
График изменения температуры в трюме при
определении коэффициента теплопередачи
методом твинтеста приведен на рис. 1.
Применение метода твинтеста при испытаниях
не требует определения холодопроизводитель-
ности, установки расходомера и измерителей
температуры хладагента, снижает расход
электроэнергии и сокращает время испытаний.
* Ниманн Г. Г. Р. О простом методе измерения
теплопритоков в охлаждаемой емкости судов.— Материалы
XIII Конгресса Международного института холода,
комиссия 8, Вашингтон, 1971 г.
/
У
/
?
У
f
У\ \
7
\
\
\
\
\
\
+'
н
>
f
н
/
-•-
/
0 3 6 9' 12 15 18 21 2Ь 27 30 33 36 Г, ч
Рис. 1. Зависимость температуры в трюме от времени
при испытании методом твинтеста (Q1=3282 Вт, Q2=
= 10934 Вт).
Недостатком этого метода является
необходимость промежуточного охлаждения трюма
между первым и вторым этапами отепления. Кроме
того, наличие в трюме приборов охлаждения
(воздухоохладители, батареи) с более низкой
температурой создает неравномерность
температурного поля в начале обоих этапов, поэтому
требуется двух — трехчасовая выдержка перед
началом измерений температуры на каждом
этапе испытаний.
Авторы предлагают определять &из методом
двойного нагрева без промежуточного
охлаждения трюма.
Аналогично твинтесту испытание проводится
в два этапа. На первом этапе температура в
предварительно охлаждаемом трюме повышается
только от наружных теплопритоков в течение
6—8 ч, после чего включается дополнительная
тепловая мощность и проводится второй этап,
равный по времени первому.
Температуры в трюме и наружной среды
измеряют в начале и конце первого и в кон це
второго этапов. Температура начала второго этапа
равна температуре конца первого этапа.
График зависимости температуры от времени
показан на рис. 2.
На основании проведенных испытаний
определяют коэффициент теплопередачи изоляции по
формуле E). Величины, входящие в формулу,
имеют те же значения, что и при испытании
методом винтеста.
Для проверки методик нахождения
коэффициента теплопередачи изоляции трюмов была
проведена серия испытаний в эксплуатационных
условиях в тропических районах Атлантики и
Тихого океана на большом автономном траулере
«Иван Сивко».
4*
27
Температуру в трюме измеряли
потенциометром Р-368 с ценой деления 0,1 °С с помощью
18 медь-константановых термопар,
расположенных в различных точках по объему помещения,
что позволяло определять равномерность
температурного поля. Тепловую нагрузку в трюме
создавали электронагревательными элементами.
Для измерения их мощности использовали
прибор К-505. Температуру наружного воздуха
определяли термометрами с ценой деления 0,2 °С
и термопарами.
Для установления оптимального времени
испытаний температуру измеряли каждый час на
первом и втором этапах. Средняя температура в
трюме для каждого часа
^т.ср — 2 t^i/n,
а средняя температура наружного воздуха
^н. ср = 2 tHiFi/F,
где tTt—температура в каждой точке измерения, °С;
п — количество точек измерения в трюме;
Ft—часть наружной поверхности трюма с
температурой tm.
При определении &из принимали проектную
поверхность трюма F — 963,5 м2, а расчетный
коэффициент изоляции kU3 = 0,465 Вт/(м2-К).
Результаты испытаний приведены в таблице.
Предварительные испытания показали, что
температурное поле в трюмах с большим объемом
неравномерное, что может вызвать погрешности
в определении коэффициента теплопередачи
изоляции. Поэтому на первом и втором этапах в
испытуемом трюме работали два — три электро-
Показатели
Температура наружного воздуха
(средняя), °С
на первом этапе tK
на втором этапе Гн
Температура в трюме (средняя), °С
в начале первого этапа tT. H
в конце первого этапа tT. K
в начале второго этапа tT H
в конце второго этапа tT K
Внутренняя тепловая нагрузка, Вт
на первом этапе Qx
на втором этапе Q2
Расход электроэнергии, кВт-ч
Время испытаний, ч
Коэффициент теплопередачи ?из,
Вт/(м2-К)
Отклонение &из, %
от расчетного значения
от значения в стационарном
режиме
Режимы
Твинтест
№ 1
15,62
15,93
—19,73
—11,33
—17,90
—2,89
3 551
18 421
4184
60
0,427
-8,2
—6,8
Ль 2
16,27
14,98
—19,56
—6,83
— 18,05
0,92
5 870
18 098
4687 '
68
0,477
2,6
4,1
№ 3
14,48
15,87
—19,50
—5,55
—19,03
0,56
5 830
13 460
4615
72
0,427
—8,2
—6,8
№ 4
19,59
19,20
—16,07
—4,85
—17,66
—1,55
3 282
10 934
4375
68
0,450
—3,2
—1,7
Двойной нагрев
№ 1 | № 2
21,40
21,77
—16,03
—10,45
— 10,45
—3,45
2 936
10 430
2699
38
0,475
2,2
3,7
15,88
16,27
— 17,83
—13,34
—13,34
—5,72
3 446
18 434
2708
34
0,473
1,7
3,3
№ 3
16,42
15,14
—17,71
—12,26
—12,26
—5,56
5 902
13 620
2723
36
0,454
—2,4
—0,9
№ 4
22,33
21,87
— 18,75
—11,56
—11,56
—2,08
5 939
17 833
2769
38
0,501
7,7
9,4
Стационарный
№ 1
21,94
—19,29
15 636
7840
84
0,458
—1,5
0
и.
.+'
А
(
<
/
,У
Y
/ 1
¦%
О 1,5 J %5 6 7,5 3 Щ5%ч
Рис. 2. Зависимость температуры в трюме от времени
при испытании методом двойного нагрева (Q1=2936 Вт,
q2= 10430 Вт).
На БАТе «Иван Сивко» три рефрижераторных
трюма и четыре твиндека общей емкостью 3454 м3,
обслуживаемые двенадцатью
воздухоохладителями ВОМВ-160А. Холодильная установка
работает по безнасосной схеме на R22 при
непосредственном кипении хладагента в
воздухоохладителях.
Испытания проводили во втором трюме и
твиндеке емкостью 1206 м3, в котором установлены
четыре воздухоохладителя. Изоляция трюма —
пенополистирол марки ПСБ-С.
Всего было проведено девять испытаний, в
том числе одно — в стационарном режиме,
четыре — методом твинтеста и четыре — методом
двойного нагрева.
28
вентилятора, тепловой эквивалент мощности
которых учитывали при расчетах.
Коэффициент теплопередачи изоляции
определяли исходя из следующего: для данной
изоляционной конструкции его значения,
полученные по формуле D), будут равны как при
подводе в трюм тепла Ql9 так и тепла Q*,
*»- F д/т_A_,-ех)д^ р
I При т = т2
'-БТ=1~ "от* <7)
Подставляя выражение G) в D), находят
йиз= /д,; д,;\- (8)
Полученные в результате испытаний методом
двойного нагрева значения &из имеют
достаточную для практики точность. Отклонения от
значений при стационарном методе были не более
9,4%, что укладывается в нормы Регистра СССР.
УДК 725.355:536.24:536.5-032.1.001.24
Канд. техн. наук А. Г. ГИНДОЯН, В. А. ФАЙНШТЕЙН
ЦНИИпромзданий
При определении теплопритоков в охлаждаемые
помещения обычно учитывают температуру
наружного воздуха, солнечную радиацию и
скорость ветра. Изменение этих параметров во
времени, так же как и их сочетание, носят
случайный характер. При выборе необходимой
установленной мощности и расчете оптимального
сопротивления теплопередаче ограждающих
конструкций необходимо определить расчетные
условия, соответствующие наиболее невыгодному
сочетанию климатических параметров в жаркий
период года.
Испытания показали, что точность
определения коэффициента теплопередачи в основном
зависит от точности измерения температуры в
трюме. Отклонение от фактической температуры
на 0,5 °С вызывает погрешность в расчетах 15—
20%. Поэтому температуру в трюме следует
измерять с точностью 0,1 °С в пяти точках в
соответствии с требованием Регистра СССР.
Среднее значение определяют с точностью до 0,01 °С.
Время испытаний определено в 6—8 ч для
каждого этапа. Сокращение времени
увеличивает погрешность результата, а более длительные
испытания могут привести к переходу через
нулевую температуру, что вызовет значительное
отклонение в результатах из-за скрытой теплоты
плавления льда.
Тепловая нагрузка внутри трюма на втором
этапе зависит от площади поверхности трюма и
определена в пределах 5—15 Вт/м2. Отношение
внутренних теплопритоков к нагрузкам первого
этапа составило от 3 : 1 до 4 : 1, что позволило
проводить испытания в оптимальном режиме и
избегать значительного расхода энергоресурсов.
Затраты электроэнергии при испытании
методом двойного нагрева уменьшаются в 2,9 раза
против стационарного метода, а время
испытаний сокращается в 2,4 раза.
Сокращение времени испытаний, уменьшение
расхода электроэнергии и простота расчета
позволяют рекомендовать метод двойного нагрева
для определения качества изоляции
рефрижераторных трюмов.
Методика выбора сочетаний климатических
характеристик с заданным коэффициентом
обеспеченности метеорологических условий
приводится в работе [1]. Однако она пока не нашла
практического применения из-за отсутствия в
нормативных документах [3] и справочниках
необходимых систематизированных
метеорологических данных.
Теплопередачу через ограждающие
конструкции при совместном действии температур
внутреннего и наружного воздуха и потока солнечной
радиации, падающего на наружную поверхность
ограждений, рассчитывают, пользуясь понятием
условной наружной температуры:
fa. уел = fa + Л*с = fa + -г*Ч (!)
Определение расчетных летних температур наружного воздуха
для вычисления максимальных теплопритоков в охлаждаемые помещения
29
где tK — расчетнаяТтемпература наружного воздуха, °С;
Atc — повышение температуры, эквивалентное
действию солнечной радиации, °С
р — коэффициент поглощения тепла солнечной
радиации;
/ — интенсивность солнечной радиации, Вт/м2;
ан — коэффициент теплоотдачи наружной
поверхности, Вт/(м2-К).
В наиболее жаркие дни величины /н и /
совершают периодические колебания (период 24 ч).
Поэтому максимальные теплопритоки в
охлаждаемые помещения через наружные ограждающие
конструкции следует определять при
нестационарном режиме теплопередачи. Однако сложность
таких расчетов, особенно для многослойных
конструкций, затрудняет их использование г
практике проектирования. Ввиду этого теплопритоки
можно рассчитывать для условий стационарного
режима теплопередачи, при этом условная
расчетная температура наружного воздуха с учетом
солнечной радиации должна выбираться таким
образом, чтобы теплопритоки были равны
величинам, определенным для нестационарных
условий теплопередачи. В этом заключается суть
выбора условных расчетных температур
наружного воздуха.
В принятой в настоящее время методике
расчета теплопритоков эти положения не
учитываются. При расчете максимальных
теплопритоков через ограждающие конструкции
холодильников температура /н.уСл в соответствии с
[2] вычисляется по формуле
*н. усл = 0,4/Ср. м + 0,6*а.м + А*с, B)
где /ср. м — среднемесячная температура самого
жаркого месяца, °С;
^а. м — температура абсолютного максимума, °С;
ан
Численные значения Atc в зависимости от
вида ограждающих конструкций и их
ориентации по странам света табулированы и приведены
в нормативном документе [2].
Основной недостаток расчета по формуле B) —
не учитывается фактическая тепловая инерция
ограждающих конструкций. В результате
расчетные температуры для массивных ограждений
завышаются, а для безынерционных и
малоинерционных— занижаются, что не позволяет
сопоставлять различные конструктивные решения
зданий холодильников.
Особенно большое значение приобретает
правильный учет инерционности ограждающих
конструкций в настоящее время в связи с
возрастающим применением при строительстве
холодильников металлических ограждающих
конструкций с эффективной теплоизоляцией,
которые являются практически безынерционными.
Натурные наблюдения показывают, что
значения Atc, полученные фактическими
измерениями, значительно отличаются от приведенных
в работе [2].
Определяя расчетную максимальную
температуру наружного воздуха как сумму первых
двух членов в формуле B), мы не имеем
представления, как часто температура наружного
воздуха может превышать эту величину,
вследствие чего не можем установить обеспеченность
заданных температурных условий внутри
помещений.
В формуле B) тепловая инерция ограждения
формально учитывается лишь при подсчете
воздействия солнечной радиации введением
коэффициента 0,75, независимо от фактической
тепловой инерции ограждения. Это приводит к
неудовлетворительным результатам.
Учет тепловой инерции ограждающих
конструкций при расчете температур наружного
воздуха позволит обоснованно и правильно
определять действительные максимальные
теплопритоки в охлаждаемые помещения и,
следовательно, требуемую мощность холодильного
оборудования и оптимальную толщину
теплоизоляции.
Максимальную температуру наружного
воздуха можно представить в виде суммы
Сах='н.сР + МЛ,, C)
аналогично температурную добавку от
воздействия солнечной радиации в виде суммы
Д<ГХ=^+Лс, D)
где tu. ср—среднесуточная температура наружного
воздуха, °С;
At — полная амплитуда колебаний температуры
наружного воздуха, °С;
Лзр— среднесуточная интенсивность солнечной
радиации, Вт/м2;
Лс— амплитуда колебаний температурной
добавки от солнечной радиации, °С.
Тогда условная максимальная температура
наружного воздуха с учетом тепловой инерции
ограждения может быть рассчитана по формуле
С.ауХсл. = 'н. ср + -^Г + (°'Mt + Ас) **' E)
где ф — коэффициент теплоинерционности ограждения
(рассчитанные значения для конструкций,
показанных на рисунке, приведены в табл. 1),
R0— сопротивление теплопередаче ограждения,
м2-К/Вт;
Rbk— сопротивление теплоотдаче внутренней
поверхности ограждения, м2-К/Вт;
v — затухание амплитуды колебаний при переходе
тепловой волны от наружного воздуха на
внутреннюю поверхность ограждения (по [4]);
30
Таблица 1
Теплоизоляция
Пенополистирол
Пенополиуретан
Жесткие минерало-
ватные плиты
плотностью 250—300 кг/м3
Толщина
теплоизоляции, мм
>100
100
200
300
400
Значения коэффициента <р
для типов конструкций,
показанных на рисунке
I
оооо о
II
0,25
0,25
(Г25
0
ог
III
0,25
0,25
0,25
0
0
IV
0,75
0,75
0,25
0,25
0
V
1,0
\|)— коэффициент, учитывающий сдвиг фаз времени
наступления максимумов температуры
наружного воздуха и солнечной радиации (определяется
по табл. 2).
Выражая /нхр через t™ax и At и подставляя
выражение для ф в формулу E), имеем
Сусл. =СХ-0,5Л,+ -^- + @,5At-Ac) X
где
д (^тах — Л:р) р
В справочной литературе, а также в
нормативе [3] значения /™ах, At и Ас с учетом их
повторяемости не Приводятся, что затрудняет
их определение для различных значений
коэффициента обеспеченности метеорологических
условий.
Однако учитывая, что максимальная /тах и
среднесуточная /ср интенсивность солнечной
радиации в наиболее жаркие дни колеблется
незначительно, в формуле F) их можно
рассматривать как не случайные параметры, а
детерминированные, определяемые по работе [3].
Суточная амплитуда колебаний температуры
наружного воздуха At в наиболее жаркие дни
носит также довольно устойчивый характер. Так,
по данным [1], в летних условиях г. Москвы
при изменении коэффициента обеспеченности от
Ограждающие конструкции зданий холодильников:
/ — кирпичная стена; // — стена из керамзитобетонных
панелей; /// — железобетонное безбалочное покрытие; IV —
железобетонное покрытие из ребристых плит; V — панели типа
«сэндвич»; / — кирпичная стена, 6=380 мм; 2 — штукатурка; 3 —
эффективная теплоизоляция; 4 — керамзитобетонная панель;
5 — водоизоляционный ковер; 6 — армоцементная стяжка;
7 — железобетонная плита перекрытия, 6 = 160 мм; 8 —
железобетонная плита покрытия, 6=30 мм; 9 — металлические
облицовки.
1 до 0,5 она снижается всего на 1 °С. Поэтому ее
можно считать детерминированной величиной и
определять по работе [3] как половину
разности между среднемаксимальной и среднемини-
мальной температурами воздуха в течение
самого жаркого месяца.
Расчетная максимальная температура
наружного воздуха, как уже было сказано,
определяется по сумме первых двух членов формулы B).
Выбор коэффициентов при ^ср>м и ?а.м в
литературе не обосновывается. Удобство расчета
fmax п0 формуле B) состоит в том, что значения
^ср.м и ?а.м для различных географических
пунктов имеются в [3].
Проведенные нами расчеты tK по формуле B)
для различных географических пунктов
показали, что возможное ежегодное превышение тем*
Таблица 2
Значения коэффициента гр при различии времени максимумов / и tH
Ac/0,SAt
1
2
3
4
l
0,99
0,99
0,99
1,00
2
0,96
0,97
0,97
0,98
3
0,92
0,93
0,94
0,96
4
0,87
0,88
0,90
0,93
5
0,79
0,82
0,85
0,89
6
0,71
0,75
0,79
0,85
7
0,61
0,66
0,73
0,81
8
0,50
0,57
! o,66
0,76
9
0,38
0,49
0,60
0,73
10
0,26
0,41
0,55
0,69
31
пературы по времени может достичь 10—25 ч.
В зданиях с малоинерционными ограждающими
конструкциями это приведет к неизбежному
нарушению температурного режима камер, что
является крайне нежелательным.
Если максимальную температуру наружного
воздуха вычислять по формуле
г
0,2/
ср. м
¦о,«я
G)
то возможные ежегодные превышения
температуры по сравнению с полученными по формуле
G) составят не более 1—2 ч. При эт^м
коэффициент обеспеченности метеорологических
условий будет не менее 0,95. Разница значений /™ах,
рассчитанных по формулам C) и G), составляет
2—3 °С. Таким образом, путем небольшого
увеличения расчетных температур достигается
значительное повышение коэффициента
обеспеченности.
После преобразований формула условной
расчетной температуры наружного воздуха, с
учетом воздействия солнечной радиации и тепловой
инерции ограждения, примет вид
/max „0 9/ 4-0 8/ ^ jmax Р драсч v
ан
XI
#о
* .
(8)
где
лрасч .
:0,5Л,
Ниже приводятся примеры расчета условных
максимальных температур для конструкций с
различной тепловой инерцией.
Пример 1.
Исходные данные. Ограждающая конструкция —
наружная стена холодильника из керамзитобетонных
панелей с теплоизоляцией из жестких минераловатных
плит плотностью 250 кг/м3 и толщиной 200 мм (тип II,
см. рисунок). Стена ориентирована на юго-запад.
Пункт строительства — г. Ташкент. Абсолютная
максимальная температура наружного воздуха /а.м=
= 44 °С ([3], табл. 1, графа 16); средняя
максимальная температура наружного воздуха ^ср.м=35,3 °С
([3], табл. 1, графа 17); средняя амплитуда колебаний
температуры в июле Л*=16,9 °С ([3], табл. 2);
количество тепла, поступающего на вертикальную
поверхность юго-западной ориентации, от солнечной радиации
(прямой + рассеянной), — /таХ=442+146=588 Вт/м2
[506 ккал/(ч.м2)], /ср=165 Вт/м2 [133 ккал/(ч-м2)]
([3], табл. 9); средняя скорость ветра в июле w=ly2 м/с
[C], табл. 7), коэффициент поглощения солнечной
радиации р=0,75].
Расчет. Коэффициент теплоотдачи наружной
поверхности ограждающей конструкции по летним условиям
определяется по работе [4], п. 3.6 при скорости ветра
w не менее 1 м/с:
ан=5 + 10-Уй;= 5+ 10.уТТ2 =
= 15,9 ккал/(ч.м2-°С) [18,5 Вт/(м2-К)].
Расчетная амплитуда суточных колебаний условной
температуры наружного воздуха при if= 1 (для юго-
западной ориентации время максимумов наружной
температуры и солнечной радиации совпадает)
Л?асч-0,5-16,9-
0,75E88—165)
18,5 .
= 25,6еС.
Расчетная температура по формуле (8) при
коэффициенте ф=0,25 (см. табл. 1):
С.аусл.= °>8-44 +0,2-35,3
0,75-588
18,5 ~~~
— 26A—0,25.1) = 46,4°С;
П р и м е р 2.
Исходные данные. Ограждающая конструкция —
наружная стена холодильника из панелей типа «сэндвич»
с теплоизоляцией из пенополиуретана с алюминиевыми
облицовками (тип V, см. рисунок). Пункт
строительства— г. Ташкент. Ориентация и климатические
условия по примеру 1. Коэффициент р=0,5.
Расчет.
0,5E88—165)
Л^сч= 0,5-16,9+ \85 -=20,0СС.
При ф=1 (см. табл. 1)
tmax = 0 8-44-
рн. уел — w'^ "
¦0,2-35,3-
0,5-588
18,5
— 20A — 1) =58, ГС.
т**л, получаемых
Для сравнения значений t*
по предлагаемой методике и методике,
применяемой в настоящее время, в примерах 3 и 4 даны
расчеты по формуле B), в которой значения
А/с принимаются по табл. 1 и 2 из работы [2]
в зависимости от поверхности ограждающей
конструкции, ее ориентировки и географической
широты пункта строительства.
Пример 3.
Исходные данные. Конструкция ограждения и
климатические параметры по примеру 1. Для бетонной
поверхности, ориентированной на юго-запад, на широте
40—60° А/С=9°С.
Расчет,
Сусл. = 0,6-44+ 0,4-35,3-
•9,0= 49,5°С.
Пример 4.
Исходные данные. Конструкция ограждения и
климатические параметры по примеру 2. Для алюминия,
ввиду отсутствия данных в таблицах 1 и 2 из работы [2]>
значение А/с может быть принято как для побеленной
поверхности, т. е. А/с=5,4 РС.
Расчет.
Сусл.=°>6-44 +0,4.35,3 +5,4 =46°С.
При заданных конструкциях и
метеорологических условиях отказ от учета тепловой
инерционности стен для металлических ограждающих
конструкций с эффективной теплоизоляцией,
несмотря на меньший коэффициент поглощения
солнечной радиации у алюминиевых панелей по
сравнению с бетонными, приводит к занижению
условной температуры ?™*л на 26%.
32
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Богословский В. Н. Тепловой режим
зданий. М., Стройиздат, 1979.
2. Проектирование холодильных
сооружений. (Справочник) М., Пищевая промышленность,
1978.
3. С Н и П Н-А. 6—72. Строительная климатология
и геофизика. М., Стройиздат, 1973.
4. С Н и П 11-3—79. Строительная теплотехника. М.,
Стройиздат, 1979.
УДК 66.047.25.001.24
^Досушка» в технологии сублимационного обезвоживания
Канд. техн. наук А. 3. ВОЛЫНЕЦ
Московский институт химического машиностроения
«Досушка» — наименее изученная стадия
процесса сублимационного обезвоживания. В работе
делается попытка количественной оценки
продолжительности этой стадии процесса.
Определим вначале понятие «досушка».
Как известно, любой элементарный объем
материала при сублимационном обезвоживании
проходит две стадии: сублимации льда (обычно
изотермический процесс) и испарения или
десорбции незамерзшей влаги (как правило, с
повышением температуры рассматриваемого
элемента).
Из-за наличия в материале градиента
температуры процесс обезвоживания начинается на
разных участках неодновременно. Поэтому
степень обезвоживания элементов, распределенных
по объему материала, может быть различной:
наряду с практически полностью высушенными
(поверхностные слои), присутствуют участки с
влажностью, не отличающейся от начальной
(замороженный внутренний слой).
Параллельно с сублимацией льда происходит
испарение незамерзшей (связанной) влаги.
Однако в заключительном периоде процесса
граница раздела между осушенной и замороженной
зонами достигает центра и лед полностью
исчезает — наступает стадря, в течение которой лишь
испаряется оставшаяся влага. Условимся
называть эту стадию физической «досушкой», в
отличие от технологической, которая
заключается в удалении сырых пятен в материале.
Предположение, на котором основано
теоретическое исследование физической «досушки»,
состоит в том, что влажность в каждом
элементарном объеме материала в ходе процесса
принимает равновесное значение. Поэтому для
получения оценки продолжительности процесса
необходимо знать равновесное влагосодержание
материала при различных давлениях пара —
изобары десорбции.
Информация по этому вопросу, особенно для
отрицательных температур, крайне бедна [5, 6].
В связи с этим экспериментально были
определены изобары десорбции некоторых
продуктов растительного и животного происхождения
в диапазоне температур, характерных для
сублимационной сушки.
Исследование проводили на установке (рис. 1)
статическим методом путем высушивания
образца в вакууме A3—26 Па) при температуре
50 °С до постоянной массы. Влагосодержание
рассчитывали по отношению массы влаги к
массе сухого вещества.
На рис. 2 приведены изобары десорбции для
сырого говяжьего мяса, взятые из литературы
и полученные автором экспериментально. В
целом они хорошо согласуются, и для некоторого
интервала температур и давлений применяемый
метод определения влагосодержания является,
по-видимому, вполне надежным.
Однако, как видно, по мере приближения
влажности материала к тому значению, которое
5 6 7
ft ЛХладоноситель
Рис. 1. Схема экспериментальной установки для
определения энергии связи статическим методом:
/ __ испаритель; 2, 3, 6 —¦ регулировочные краны; 4 —
колонка; 5 — катетометр; 7 — ловушка; 8 — буферная емкость;
9 — BT-3; 10 — вакуумный насос; 11 — дибутилфталатный
вакуумметр; 12 — мешалка; 13 — образец; 14 — сосуд.
зз
Рис. 2. Изобары десорбции говяжьего мяса:
сырое мясо, результаты автора; 2 — то жев [5 ] (сорбция);
кулинарно обработанное мясо, [б].
соответствует равновесной температуре пара над
чистой жидкостью при данном давлении, она
начинает резко возрастать. При этом
незначительные отклонения давления и температуры от
заданных приводят к большой ошибке в
определении влажности. Поэтому для получения
изобар десорбции в этой области предпочтительней
использовать данные по содержанию
незамороженной влаги, остающейся в материале по мере
снижения его температуры.
Изобары десорбции для связанной влаги
большинства продуктов могут быть
удовлетворительно аппроксимированы зависимостью
№=Лехр(— рГ), A)
где W — влагосодержание, кг/кг-100%;
Т — температура, К •
Коэффициенты А и Р зависят от давления
пара р и могут быть определены из графиков.
Например, для сырого говяжьего мяса эти
коэффициенты равны:
Р, Па
л.ю-6, %
р-102, К
13,30
118,30
5,78
66,60
49,95
5,19
133,0
49,60
4,85
266,0 612,0
59,63 104,40
4,75 4,71
При теоретическом изучении физической
«досушки» ограничимся рассмотрением материала в
форме пластины в условиях двухстороннего
радиационного энергоподвода, когда верхняя
экстремальная температура на обеих ее
поверхностях Твэ поддерживается на постоянном
уровне путем соответствующего изменения
температуры излучающих поверхностей Тт. Давление в
аппарате постоянное, поэтому на стадии
сублимации (присутствует замороженный слой)
температура в центре пластины Тц также остается
неизменной. Регулируемый таким образом
процесс будем называть процессом экстремальных
температур [2]. Перепад давлений пара в слое
принят пренебрежимо малым, а коэффициент
теплопроводности постоянным.
Задача рассматривается как тепловая, в
отличие от постановки задачи о «досушке» при
атмосферном давлении [4], где этот процесс
рассматривается как диффузионный. Основное урав-
негпе энергии для материала в форме пластины
запишется в следующем виде:
dW
СвРв +Рс юо ^р + ссРс
\ дТ
с)дт =
B)
где с — удельная теплоемкость, Дж/(кг-К);
р — плотность вещества, кг/м3;
г — удельная теплота фазового превращения, Дж/кг;
т — время, с;
% — теплопроводность, Вт/(м-К);
х — координата, м;
индексы «с» и «в» — сухой материал и влага.
В этом уравнении левая часть учитывает
количество теплоты, обусловленное изменением
как температуры, так и влажности.
Для решения уравнения B) с учетом A)
воспользуемся интегральным методом [2 ]. При этом
примем линейное распределение температуры в
осушенном слое. В результате интегрирования
окончательно получаем
/2
2
1
1
(РДГJ 1ехР("
РГвэ)-ехр(-ргц)]-
~ (рАГнJ
ехр(-РГц)
• [ехр ( - РГВЭ) - ехр ( - РГЦ. н)] +
ехр( — рГц. н) - сс . ДГН
+
Сс
сэф
In-
AT
C)
-г рдг рдгн
+ ехр (- рГвэ) [Ш (РДГН) - Ш (рАТ)]},
X
Гдеаэ*=^с";
сэф= (св + Рг) Л;
/ — половина толщины пластины, м;
AT = Твэ — Тц;
Ei — интегрально-показательная функция;
индекс «н» — начальное значение.
Полученное соотношение позволяет вычислить
время, необходимое для достижения
определенной температуры в центре и соответствующей ей
средней влажности материала №ср.
Экспериментальная проверка зависимости C)
проведена для раствора картофельного
крахмала с содержанием сухих веществ 7 %. При
этом использовали образцы в форме диска
диаметром 0,08 м, толщиной 0,0024 м. Особое
внимание обращалось на обеспечение однородности
34
свойств обрабатываемого материала на стадии
его подготовки и точной фиксации граничных
условий в ходе процесса.
Результаты эксперимента и данные
вычислений по зависимости C) представлены на рис. 3.
Согласие между результатами опыта (опытные
точки) и теории (кривые) следует признать
вполне удовлетворительным.
Был сделан также непосредственный
численный расчет на ЭЦВМ по уравнению B).
Результаты расчета по уравнениям B) и C)
практически совпали. Это позволяет принять зависимость
C) в качестве расчетной.
Из зависимости C) видно, что время
установления требуемой влажности
пропорционально I2 и обратно пропорционально К. В такой же
зависимости от них находится
продолжительность стадии сублимации в процессе
экстремальных температур [3]
*2Рлг ...
Тсубл = ?2А,сЛ7- 1 W
где Рл — кажущаяся плотность льда, кг/м3#
Таким образом, отношение длительности
процесса «досушки» к длительности процесса
сублимации можно полагать независящим от
толщины материала и его теплопроводности.
В табл. 1 приведены результаты расчета
продолжительности периода «досушки» для сырого
говяжьего мяса, в табл. 2—для абрикосового
пюре.
Как видим, она зависит от конечной влажности
продукта. Для многих случаев эта влажность к
моменту окончания «досушки» намного меньше
требуемой техническими условиями, т. е. физи-
Таблица 1
Р, Па
13,3
133,0
твэ> К
333
333
333
333
303
303
303
303
303
333
333
333
333
303
303
303
303
гц. к
233,0
236,0
240,7
246,9
233,0
239,9
249,1
256,4
266,7
256,0
263,5
271,7
276,9
256,0
270,6
278,1
282,7
*СР. %
2,89
2,50
2,00
1,50
4,07
3,00
2,00
1,50
1,00
5,25
4,00
3,00
2,50
7,92
5,00
4,00
3,50
^станд, %
4,89
4,50
4,00
3,50
6,07
5,00
4,00
3,50
3,00
7,25
6,00
5,00
4,50
9,92
7,00
6,00
5,50
т, с
0
109
260
431
0
430
922
1236
1665
0
455
882
1333
0
1905
2567
4355
т/тсубл« %
0
0,40
0,96
1,58
0
1,10
2,37
3,18
4,28
0
1,29
2,50
3,77
0
3,29
4,95
7,53
Рис. 3. Экспериментальное A) и теоретическое B)
определение влагосодержания картофельного крахмала
при «досушке»:
а — р = 133 Па, Т =258 К, Гвэ = 293 К; б — р=266 Па,
Гц н=266 К, Гвэ=293 К-
ческая досушка Отсутствует. В остальных
случаях период ее непродолжителен. Даже в
условиях сравнительно высокого давления пара
(близкого к тройной точке) и низких температур
поверхности B93 К) ее относительная
продолжительность не превышает нескольких
процентов от продолжительности сублимации в
процессе экстремальных температур. Ввиду того
что в этом процессе обеспечивается наименьшая
продолжительность сублимации, приведенные в
табл. 1 и 2 значения относительной
продолжительности «досушки» следует рассматривать как
35
Таблица 2
р, Па
13,3
133,0
266,0
гвэ. К
333
333
333
333
303
303
303
303
293
293
293
293
293
333
333
333
333
303
303
303
303
293
293
293
293
293
293
333
333
333
333
303
303
303
303
293
293
293
293
293
293
Гц. К
233,0
237,4
249,2
261,5
233,0
244,1
257,4
271,8
233,0
239,5
247,4
261,8
277,7
258,0
267,8
284,7
303,0
258,0
270,2
281,8
297,9
258,0
261,7
268,0
276,5
289,7
291,5
266,0
269,0
284,5
297,6
266,0
273,2
278,6
285,2
266,0
271,0
275,3
284,0
286,5
289,3
^ср> %
1,61
1,25
0,63
С,31
2,28
1,25
0,63
0,31
2.63
1,88
1,25
0,63
0,31
1,91
1,25
0,63
0,31
2,99
1,88
1,25
0,75
3,58
3,13
2,50
1,88
1,25
1,19
3,46
3,13
1,88
1,25
5,41
4,38
3,75
3,13
6,46
5,63
5,00
4.38
3,75
3,50
w
1 " станд'
%
3,61
3,25
2,63
2,31
3,28
3,25
2,63
2,31
4,63
3,88
3,25
2,63
2,31
3,91 1
3,25
2,63
2,31
4,99
3,88
3,25
2,75
5,58
5,13 1
4,50
3,88
3,25 1
3,19
5,46
5,13
3,88
3,25
7,41
6,38
5,75
5,13
8,46
7,63
7,00
6,38
5,75
5,50
т, с
0
124
378
593
0
461
965
1445
0
395
805
1465
2330
0
321
805
1359
0
884
1751
3811
0
391
1070
2089
4988
6258
0
155
878
1465
0
881
1561
2490
0
956
1845
3063
5101
6695
Т/ТСУбЛ'
о/
| /0
! 0
0,46
1,39
2,18
0
1,19
2,48
3,72
0
0,87
1,78
3,23
5,14 .
0
0,89
2,22
3,75
0
1,46
2,90
6,31
0
0,50
1,38
2,69
6,42
8,05
0
0,38
2,16
3,61
57,00
1,20
2,12
3,39
0
0,95
1,83
3,04
5,06
6,65
максимально возможные. Не могут существенно
повлиять на относительную продолжительность
«досушки» и особенности свойств отдельных
материалов.
Таким образом, можно сделать вывод, что по
своей физической природе стадия «досушки»
длится сравнительно недолго и фактически не
влияет на общую продолжительность процесса
сублимационного обезвоживания. Вместе с тем
то, что принято называть периодом «досушки»
на практике, имеет несравненно большую
длительность и фактически заключается в
ликвидации невысохших участков материала, т. е.
представляет собой технологическую «досушку»-
Возможный путь оценки длительности этой
стадии рассмотрим также в процессе экстремальных
температур.
Обезвоживание участков материала должно
происходить при температуре излучающей
поверхности ГИз, не превышающей значение 7ВЭ.
Если учесть, что эта температура сравнительно
невелика (не выше 333 К), то продолжительность
«досушки» приближенно легко определить
путем введения эквивалентного коэффициента
теплоотдачи [4]
ар =0,04С1|2 (ГСр/100K, E)
где СЬ2 — коэффициент лучеиспускания, Вт/(м2 -/С4);
индекс «еру — среднее глачение.
Теперь нетрудно записать уравнение для
вычисления скорости продвижения границы
раздела на недосушенных участках материала при
постоянной температуре излучающей
поверхности
dl __ (Тт — ТзА,с
dx ". (Б + Хс/ар)рг * w
где g— толщина осушенного слоя, м;
Гз — температура замороженного слоя, К*,
^с/сср — некоторая фиктивная толщина материала;
термическое сопротивление которого равно
термическому сопротивлению эквивалентной
теплоотдачи, м.
Вначале оценим продолжительность
технологической «досушки», необходимость которой
вызвана только неодинаковой толщиной
высушиваемого материала.
Рассмотрим два участка — один с
минимальной толщиной 1Ъ второй с максимальной 1%.
В то время, когда замороженный слой на
участке 1± исчезнет, толщина замороженного слоя на
«толстом» будет равна /2 — /i-
Интегрируя F), получим rmg при
максимальной /2 и минимальной 1г толщинах материала:
(/2 — /i) (ley + 7ic/ap) pr
Tmd~ (Ткз-Т3)К • U>
Однако необходимость технологической
«досушки» может быть вызвана не только
неравномерностью толщины слоя, но и совокупностью
ряда других случайных факторов, например:
неодинаковой плотностью материала, различием
теплофизических свойств и начального влаго-
содержания, локальной интенсивностью
излучения, различными условиями контакта
материала с поверхностью теплоотвода, точностью
установки датчиков и регулирующих приборов.
Допустим, что распределение отклонений
реальных значений каждого из этих факторов от
их среднего значения подчинено нормальному
закону. Тогда рассматриваемые отклонения
можно будет полностью охарактеризовать опреде-
36
ленными средними квадратичными
отклонениями ot.
Среднее квадратичное отклонение толщины
осушенного слоя а^, обусловленное этими
факторами, легко определить, если известно общее
уравнение процесса и статистические
характеристики каждого фактора, в него входящего.
Полагая, что указанные факторы не коррели-
рованы, имеем
°s = j/ .2 {^ytYnPyt•
(8)
где (д%/дуг)т — производная § по i-му фактору при
средних значениях каждого фактора.
Общее среднее квадратичное отклонение
толщины замороженного ц слоя определится как
]А| + (Г/
(9)
где Gi — среднее квадратичное отклонение толщины
материала.
Заменим две случайные величины —
полутолщину материала / и осушенного слоя ? — одной
эквивалентной им случайной величиной Г.
Используя ее, при условии, что факторы,
влияющие на развитие процесса, детерменированы и
равны своему среднему значению, получим
толщину замороженного слоя с такими же
статистическими характеристиками, как и при
непосредственном определении. Нетрудно показать,
что or == (Гц, a trti = тх (где т — символ
математического ожидания).
При известных Gi> и mi продолжительность
«досушки» определяется в зависимости от того,
какая часть материала может быть
пересушена и не досушена после окончания процесса. Для
этого достаточно воспользоваться таблицами
вероятностей [1 ].
Как известно, затраты на производство
сублимированных продуктов зависят от
продолжительности процесса: чем он короче, тем меньше
затраты. Однако сокращение продолжительности
сушки связано с опасностью возрастания
количества продукта, потерявшего в той или иной
степени свои полезные свойства из-за его
перегрева или увеличения недосушенного
материала. Это в конечном итоге приводит к
удорожанию процесса переработки. По-видимому,
обоснованное суждение о продолжительности
сушки может быть составлено только на основе
минимизации приведенных затрат.
Формула для расчета технологической
себестоимости высушенного продукта Сп, отнесенной
к стоимости сырья Сс (в расчете на обводненный
продукт), в предположении, что пересушенный
продукт полностью теряет свои полезные
свойства, а недосушенный возвращается вновь на
обработку, имеет вид
и
Ко-1
\
1 *¦<:
——X—
—х-
6 1.0 ft r,y 11 1<t 16 18 г,ч
Я. д
Рис. 4. Зависимость относительной стоимости
высушенного продукта от общей продолжительности сушки:
а — при различных среднеквадратичных отклонениях а,, и
фиксированных значениях доли возвращаемого в процесс
недосушенного материала Н. М = 15,9 %, относительной стоимости
переработки ZI0=1, математического ожидания полутолщины
пластины m^=5'10—3 м; б — при различной доле возвращаемого
в процесс недосущенного материала Н. М и фиксированных
значениях т, = 5-10—3 м, а;, = 1; в — при различной
относительной стоимости переработки Zi0 и фиксированных значениях т^ =
= Ы0-2 м, сг/г = 1.10—3 м, Я. М = 15,9 %.
Сп {\-KnUn) + Z
Сс = l+Un-Un * {Ш)
где Z — относительная стоимость переработки;
С0б а-\- kx
Сс, С0б — стоимость сырья и обработки, руб/кг;
последняя складывается из двух частей — не
зависящей от продолжительности процесса а и
пропорциональной ей kx;
^н, Ua — доля недосушенного и пересушенного
материала;
/Сн — часть недосушенного материала,
возвращаемого в процесс, в долях от UR.
Результаты расчета относительной стоимости
высушенного продукта представлены на рис. 4.
Здесь отчетливо просматривается влияние
отдельных факторов на продолжительность
процесса.
Таким образом, предлагаемая модель
процесса, в основе которой лежит учет неравномерно-
стей и определение продолжительности
связанной с ними стадии технологической «досушки»,
позволяет с должной строгостью установить
оптимальный режим сублимационной сушки,
оценить влияние различных факторов на ее эко-
37
номичность и, таким образом, наметить пути ее
совершенствования.
В частности, может оказаться целесообразной
«досушка» (понимаемая в широком смысле) за
пределами вакуумной камеры при атмосферном
давлении. В этом случае весьма обещающим
выглядит применение высокочастотного нагрева,
действующего в этих условиях избирательно на
свободную влагу.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вентцель Е. С. Теория вероятностей. М.,
Наука, 1964.
Канд. техн. наук Ю. А. ОЛЕНЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Влага в замороженных пищевых продуктах
содержится в виде льда, свободной воды в составе
концентрированного раствора, связанной воды,
относящейся к различным группам по уровням
энергии связи. В зависимости от температуры
количественное содержание форм влаги
изменяется [1, 5].
Знать распределение влаги по отдельным
формам при различных температурах важно и в
теоретическом, и в практическом отношениях,
поскольку на основании этих данных можно
рассчитать фактические концентрации
растворенных веществ, судить о возможной стойкости
продуктов при хранении, их
структурно-механических свойствах. Они могут быть
использованы также для интерпретации особенностей
формирования кристаллов льда при
замораживании продуктов.
Автором изучено распределение влаги в
молочных, сливочных, пломбирных и
плодово-ягодных смесях и мороженом этих видов. Состав
смесей соответствовал требованиям ОСТ 49 156—80
«Мороженое». В качестве стабилизаторов для
молочного мороженого использовали желирую-
щий картофельный крахмал @,75 %) и агароид
@,15 %), для сливочного мороженого — жели-
рующий картофельный крахмал A,54 %) и
метилцеллюлозу @,06 %), для пломбира т- же-
лирующий картофельный крахмал @,75 %) и
желатин @,1 %), для плодово-ягодного
мороженого — пшеничную муку C %). Для
ароматизации в сливочную смесь добавляли 0,015 %
ванилина, в молочную и пломбирную смеси —
0,002 % арованилона. В смесь для плодово-
ягодного мороженого вводили 0,275 % лимонной
кислоты.
2. Г у д м е н Т. Применение интегральных методов в
нелинейных задачах нестационарного
теплообмена. — В кн.: Проблемы теплообмена. М., 1967.
3. Г|"у йго Э. И., Журавская Н. К-, К а -
у х ч е ш в и л и Э. И. Сублимационная сушка в
пищевой промышленности. М., Пищевая
промышленность, 1972.
4. К р и ш е р О. Научные основы техники сушки.
М., Изд-во ин. лит., 1961.
5. S a r a v а с о s G. D., Stinchfield R. М. —
J. of Food sci, 1965, Vol. 30.
6. S t r a s s e r J. — J. of Food sci, 1969, Vol. 34,
№ 1.
Криоскопические температуры смесей
определяли с помощью прибора Бекмана с точностью
до ±0,01 °С. Для молочной, сливочной,
пломбирной и плодово-ягодной смесей эти температуры
- составляли соответственно —2,31,—2,54,—3,41
г и — 3,84 °С.
, В работах [2, 3 ] опубликованы данные о доле
1 связанной воды и об уровнях энергии связи от-
I дельных групп влаги в сливочных смесях
мороженого, а также в водных растворах его
ингредиентов. На их основании с использованием
правила аддитивности и для других смесей были
i рассчитаны доли связанной воды по группам,
отличающимся по уровням энергии связи.
Для проверки предположения, что вся
связанная вода не является растворителем, были
i рассчитаны криоскопические температуры
смесей, которые затем сопоставили с эксперимен-
- тальными данными.
i При расчетах криоскопических температур
были^приняты следующие обозначения:
/кр — расчетная криоскопическая
температура (с учетом исключения всей
связанной воды из раствора), °С;
) W2 — массовая доля свободной воды в
смеси, кг/кг;
тг, т2,....тп — массы низкомолекулярных
растворенных веществ, кг/кг смеси;
I М1,М2,....Мп—соответствующие мольные массы»
кг/моль;
i Св—суммарная моляльная концентрация
(моляльность) растворенных веществ
при массовой доле растворителя W2,
моль/кг;
К — криоскопическая константа воды,
составляющая для одномоляльного ра-
5 створа 1,86°С.
В качестве растворенных веществ в смесях
\ мороженого на молочной основе учитывали
сахарозу, лактозу, соли соляной, фосфорной и ли-
УДК 663.674-032.2.001 .5.001.24
Содержание различных форм влаги в мороженом
38
монной кислот 20 наименований, лимонную
кислоту; в смеси для плодово-ягодного
мороженого — сахарозу и лимонную кислоту.
Высокомолекулярные соединения (молочные белки, ка-
зеинат кальция, стабилизаторы и др.) не
принимали во внимание вследствие их огромной
молекулярной массы.
Учет количества упомянутых солей и
лимонной кислоты, вносимых в составе молока в
смеси мороженого, в расчете обусловлен тем, что
они являются слабыми электролитами с низкими
константами диссоциации, а температурная
депрессия смесей на молочной основе за счет
возможной частичной диссоциации молекул
сильных электролитов (КС1, NaCl и др.), согласно
специально выполненным расчетам, не
превышает 0,05—0,1 °С вследствие весьма малой массовой
доли этих солей.
Исходя из понятия о моляльных растворах
величину С представили следующим образом:
Сп =
W2M1 "Г W2M2
W2MT
2d Mi
i = 1
w2
A)
Согласно закону Рауля можно записать:
4р = *с;=1,8бс;. B)
Экспериментально определенные криоскопиче-
ские температуры оказались выше расчетных.
Это указывает на частичное участие связанной
воды, обладающей наименьшей энергией связи,
в растворении. Ее количество может быть
вычислено исходя из того, что
— " C)
t,
кр
w2 + w3
где Wz — массовая доля участвующее в растворении
связанной воды с наименьшей энергией связи,
кг/кг смеси;
Св — суммарная моляльная концентрация
растворенных веществ при массовой доле
растворителя W2 + W3, моль/кг.
Отсюда
w3 = w
2 U
КР
D)
Таким образом, массовая доля растворяющей
воды (вода в растворе) в смесях мороженого была
определена как W2 + W3. Массовую долю
свободной воды W2 находили по разности массовой
доли всей воды и массовой доли всей связанной
воды. Таким образом было определено
распределение влаги в смесях мороженого: вода в
растворе + связанная вода различных групп по
уровням энергии связи.
При установлении распределения влаги в
мороженом вначале по формуле [6, 7, 8]
@=1— —j- ,
основанной на законе Рауля, были найдены
доли воды, вымерзающей при различных темпера-
t, °с
*>*кр
(смесь)
—3
—4
—5
—6
—8
— 10
—12
—14
—16
-18 1
—20
-22
—24
—26
—28
—30
Распределение рлаги в молочных и сливочных смесях и
Вода р растворе
w2 + w3
Молочное
0,794
0,610
0,472
0,369
0,306
0,229
0,183
0,153
0,130
0,115
0,102 j
0,091
0,084
0,076
0,071
0,065
Сливочное
0,728
0,616
0,462
0,370
0,308
0,230
0,185
0,154
0,133
0,116
0,103 1
0,093 |
0,084
0,077
0,072
0,066
0,061 0,062 |
Вымороже
Молочное
0,192
0,355
0,459
0,535
0,628
0,686
0,725
0.753
0,772
0.788
0,802
0,813
0,824
0,833 1
0,842
0,850
иная вода
со
Сливочное
0,117
0,299
0,409
0,493
0,594
0,652
0,689
0,713
0,732
0,748
0,762
0,774
0,784
0,793
0,802
0,810
Связанная вода
?<100
а)
я
1 |
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
— 1
—
—
—
1 о>
о
X
V
о
а
X
\ 5
0,031
0,026
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
-1
морож
с энер
Таблица 1
2ном, доли единицы
гией связи Е, кДж/кг
100<Е^500
О)
i °
X
V
о
о
?
0,039
0,031
0,006
0,005
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
- 1
О
X
о
«
5
0,071
0,071
0,069
0,051
0,029
0,006
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
?>500
а)
о
X
о
0,167
0,167
0,167
0,167
0,159
0,143
0,131
0,122
0,117
0,113
0,110
0,107
0,103
0,100
0,0961
0,093
0,089
О
X
о
м
0,170
0,170
0,170
0,170
0,170
0,170
0,163
0,157
0,154
0,152
0,149
0,145
0,142
0,139
0,135
0,132
0,128
39
Таблица 2
t, °с
(смесь)
—4
—5
—6
—8
— 10
—12
—14
—16
—18
-20
—22
-24
—26
—28
—30
Распределение влаги
Вода в растворе |
(Wt+Wt)
Пломбир
0,620
0,529
0,423
0,353
0,264
0,212
0,176
0,150
0,132
0,118
0,106
1 0,097
0,088
0,081
0,075
0,071
Плодово-
ягодное
0,664
0,637
0,510
0,426
0,319
0,255
0,209
0,174
0,151
0,137
0,126
0,116
0,106
0,098
0,091
0,085
в пломбирных ы плодово-ягодных смесях и мороженом, доли единицы
Вымороженная вода |
(©)
Пломбир
—
0,140
0,292
0,418
0,538
0,604
0,646
| 0,674
0,693
0,708
0,721
| 0,733
0,743
0,750
0,757
0,763
Плодово-
ягодное
—
0,027
0,154
0,270
0,442
0,556
0,622
0,664
0,689
0,704
0,716
0,726
0,736
0,745
0,752
j 0,760
Связанная вода с энергией связи Е, кДж/кг
?<100 1
о.
к
\о
о
4
С |
0,115
0,066
0,020
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
* 2
Ск |
0,069
0,069
0,069
0,037
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
100<?<500
4
С
0,072
0,072
0,072
0,036
0,005
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
ч
ч 2
Ск
0,070
0,070
0,070
0,070
0,042
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
Я>50О
о,
\о 1
4
С
0,193
0,193
0,193
0,193
0,193
0,184
0,178
0,176
0,175
0,174
10,173
0,170
0,169
0,169
0,168
0,166
г <0
Ск
0,197
0,197
0,197
0,197
0,197
0,189
0,169
0,162
0,160
0,159
0,158
0,158
0,158
0,157
0,157
0,155
турах из воды-растворителя. В данном случае,
когда нерастворяющая вода исключена из
расчета, пользование этой формулой, согласно [5],
не должно приводить к преувеличенным
результатам.
Полученные таким путем данные были
использованы для определения массовых долей
вымороженной воды в общей массе растворителя, а
затем в массе всей влаги, содержащейся в
мороженом. Последнее отношение, выраженное в
долях единицы, обозначали как со'.
Значения со' сопоставляли с
соответствующими (по температурам) большими долями
вымороженной воды со в мороженом, рассчитанными
по экспериментальным данным об удельной
теплоемкости мороженого [4]. Разность со — со J
представляла долю льда, образующегося в
данном температурном диапазоне при вымерзании
части связанной воды с наименьшей энергией
связи при данной температуре. Так было
получено распределение влаги в мороженом
различных видов: вода в растворе + лед + связанная
вода различных групп по уровням энергии связи.
Данные о распределении влаги в смесях и
мороженом приводятся в табл. 1 и 2. Из их
анализа следует, что связанная вода с энергией
связи до 100 кДж/кг полностью вымерзает в
зоне максимального льдообразования, с энергией
связи до 500 кДж/кг — при температурах до
—10-:—12 °С. При более низких температурах
(вплоть до —30 °С) замерзает и часть A0—30 %)
воды с энергией связи более 500 кДж/кг.
Согласно же имеющимся расчетным данным [5],
при замораживании пищевых продуктов даже до
—100 °С может замерзать лишь вода с энергией
связи менее 80 кДж/кг.
На основании результатов настоящей работы
были подсчитаны фактические концентрации
растворенных веществ в мороженом на молочной
основе при различных температурах. Эти данные
были использованы при разработке рекомендаций
по предотвращению пороков «мучнистость» и
«песчанистость», вызываемых образованием
крупных кристаллов лактозы в процессе
длительного хранения продукта. Рекомендации
включены в проект «Изменение № 3» к
технологической инструкции по производству
мороженого.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Думанский А. В. Лиофильность дисперсных
систем. Киев, Изд-во АН УССР, 1960.
2. О л е н е в Ю. А., Борисова О. С, Кор-,
нелюк Б. В. Связанная вода в растворах
ингредиентов и смесях мороженого. — Холодильная
техника, 1980, № 1.
3. О л е н е в Ю. А. Энергия связи влаги в смесях
мороженого и их ингредиентах. — Холодильная
техника, 1980, № 2.
4. Оленев ЮА. Удельная теплоемкость,
энтальпия смесей и мороженого и доля вымороженной воды
в мороженом. — Холодильная техника, 1980, № 6.
5. Р ю т о в Д. Г. Влияние связанной воды на
образование льда в пищевых продуктах при их
замораживании. — Холодильная техника, 1976, № 5.
6. Ч и ж о в Г. Б. Метод вычисления теплофизиче-
ских характеристик пищевых продуктов при отри-
40
цательных температурах на основе закона Рауля. —
Холодильная техника, 1966, № 10.
7. Ч и ж о в Г. Б. Теплофизические процессы в
холодильной технологии пищевых продуктов. М.,
Пищевая промышленность, 1979.
8. Nagaoka J., Tagaki S., HotaniS. —
Proceedings of the IX International Congress of
Refrigeration, Paris, 1955, Vol. 2.
УДК 637.252.062.001.5
Исследование образования штаффа при холодильном
хранении сливочного масла
Н. А. СОКОЛОВА, канд. техн. наук Р. А. ДИДЕНКО,
д-р мед. наук, проф. В. И. ШАРОБАЙКО
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
При хранении сливочного масла в его
поверхностном слое (~5 мм) происходят изменения,
получившие название — штафф. Специфические
признаки типичного (описанного еще в начале
XX века) штаффа: резкое повышение
кислотности жира и плазмы, увеличение содержания
аминного азота плазмы и летучих жирных
кислот, образование альдегидов, значительное
снижение йодного числа, появление интенсивной
желтой окраски, неприятность запаха и
горьковатого, а иногда приторного едкого вкуса,
который некоторые специалисты расценивают как
гнилостный или затхлый.
Причины образования штаффа еще
недостаточно изучены. К числу их исследователи относят
обезвоживание поверхностного слоя масла [5,
7], более интенсивное протекание в нем
окислительных процессов [1, 3, 8], существенное
влияние микробиологического фактора [2, 9],
полимеризацию триглицеридов [1, 4].
Таблица 1
Номер
опыта
1
2
3
4
5
6
7
Ингибирующие процессы
Испарение влаги
Испарение влаги, окисление
молочного жира масла
кислородом воздуха
Жизнедеятельность
микроорганизмов, испарение влаги
Испарение влаги, окисление
молочного жира масла
кислородом воздуха
Окисление молочного жира
масла кислородом воздуха
Жизнедеятельность
микроорганизмов, окисление молочного
жира масла кислородом воздуха
Жизнедеятельность
микроорганизмов
Протекающие процессы
Окисление молочного жира,
жизнедеятельность
микроорганизмов
Жизнедеятельность
микроорганизмов
Окисление молочного жира
Жизнедеятельность
микроорганизмов
Испарение влаги,
жизнедеятельность микроорганизмов
Испарение влаги
Испарение влаги, окисление
молочного жира
Условия хранения образцов масла
В вакуум-эксикаторах над водой в
насыщенной влагой атмосфере с
периодической подачей воздуха
В вакуум-эксикаторах, заполненных
азотом, над водой в насыщенной
влагой атмосфере
В вакуум-эксикаторах над водой в
насыщенной влагой атмосфере,
поверхностный слой масла обработан
0,1%-ным раствором сорбиновой
кислоты
В вакуумной упаковке из влаго-, па-
ро-, газонепроницаемой пленки «По-
виден»
В вакуум-эксикаторах, заполненных
азотом
В вакуум-эксикаторах, заполненных
азотом, поверхностный слой масла
обработан 0,1%-ным раствором
сорбиновой кислоты
Поверхностный слой обработан
0,1%-ным раствором сорбиновой
кислоты
41
Противоречивость и недостаточность
имеющихся литературных данных относительно
причин и механизма образования штаффа побудили
нас провести настоящее исследование.
На первом этапе были поставлены модельные
опыты, в которых выделялись различные
процессы, приводящие к возникновению штаффа.
С помощью общепринятых методов определяли
содержание влаги, кислотное и перекисное
числа молочного жира, кислотность плазмы, общее
количество бактерий, содержание протеолити-
ческих и психротрофных микроорганизмов, пле-
Табл ица 2
Номер опыта
—
Контроль
1
2
3
4
5
6
7
Срок хранения,
сут
0
7
14
21
30
8
15
21
30
6
13
22
30
7
13
21
29
8
15
23
30
7
14
21
29
7
13
21
29
6
15
22
30
Физико-химические и биохимические
показатели
S
з*
*\
йа
о, и.
ЕС СО
О с;
U n
30,3
29,4
20,3
17,6
16,4
29,4
28,3
27,0
28,8
29,3
27,4
27,6
29,0
29,8
29,0
29,4
29,4
31,2
30,7
30,9
30,0
27,3
25,5
25,2
24,1
26,9
24,0
23,3
27,8
21,7
19,1
15,8
So.
0,007
0,018
0,018
0,013
0,011
0,009
0,015
0,027
0,013
0,008
0,014
0,008
0,006
0,011
0,015
0,025
0,017
0,006
0,011
0,003
0,008
0,007
0,005
0,008
0,009
0,008
0,006
0,021
0,018
0,012
0,010
со
о си
2 оО
У о
1,1
1,1
1,1
1,1
1,3
1,1
1,3
1,3
1,4
1,1
1,2
1,3
1,4
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
Гз
1,4
iTi
1,2
1,3
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,2
1,2
л
о°
X .
? а
16,8
17,8
20,6
19,1
20,5
17,7
17,8
16,8
19,2
17,1
18,1
18,0
19,4
16,9
17,0
16,9
17,9
16,3
16,2
20,7
19,2
17,2
17,4
18,1
16,3
17,3
17,2
17,3
17,4
18,1
19,2
19,1
19,1
Наличие
штаффа
Нет
Есть
Нет
Нет
Нет
Нет
Нет
Слой слабо-
желтого
цвета
Нет
Слой
слабожелтого
цвета
Есть
сеней и по методике [6] — содержание
полимеров.
Модельные опыты проведены на образцах
бутербродного масла, хранившихся в течение 30
сут при температуре 2 °С (табл. 1). Контролем
служили образцы масла без какой-либо
обработки и упаковки.
Для анализов отбирали пробы поверхностного
слоя (на глубину до 3 мм) и внутренних слоев
масла.
Результаты модельных опытов показали
(табл. 2, 3), что в тех случаях, когда испарение
Таблица 3
Номер
опыта
—
Контроль
1
2
3
4
5
6
7
Срок
хранения,
сут
0
7
14
21
30 ,
8
15
21
30 i
6
13
22
30
7
13
21
29
8
15
23
30
7
18
29
6
18
29
6
13
22
30
Количество бактерий в 1 мл масла
общее
2,0-103
6,8-Ю4
8,Ы04
1,3-Ю4
7,2-104
9,3-104
8,0-105
4,3-106
9,4.10е
7,0-104
8,4-104
6, МО5
' 7,9-106
4,8-102
2,7-102
2,4-103
1,2-Ю3
7,0-104
8,7-104
1,6-105
2,7-103
8,0-103
9,1-103
7,3-Ю2
2,4-102
7,8-102
4,0-103
5,2-103
4,7-102
2,2-102
протеолити-
ческих
1,8-10"
2,8-103
3,0-103
8,1-103
2,0-Ю3
2,2-104
10^
1,7-102
8,3-103
4,6-104
1,7-104
6,0-102
9,0-102
8,3-102
8,0*103
2,0-103
103
7,4-103
2,7-Ю2
1,5-10*
1,Ы04
1,1-Ю2
2,2-10
102
2,0-Ю2
1,8-103
3,2-10
психротрофных
102
4,0-102
1,1-103
103
1,7-103
2,3-103
2,0-Ю2
Ю2
1,4-Ю2
1,8-Ю2
3,7-103
1,4-103
6,7-Ю2
2,0-102
1,1-102
10
Ю2
1,5-102
102
1,7-10*
4,9-Ю2
2,0-102
102
8,1-Ю2
2,0-Ю2
10
1,9-Ю2
0
0
42
влаги было исключено (опыты 1—4), слой темно-
желтого цвета на поверхности масла на
протяжении всего срока хранения не образовывался.
Вместе с тем процессы окисления и развития
микрофлоры имели место: перекисные числа в
опытах 1—4 возрастали соответственно до 0,027;
0,014; 0,025 и 0,011 % J2, а количество бактерий
увеличилось на 10—103 в 1 мл, достигая
значения 10е, кроме опыта 3.
При хранении в атмосфере азота (опыты 5 и
6) развитие микроорганизмов и процессы
окисления и обезвоживания в поверхностном слое
масла были замедлены. Содержание влаги
уменьшалось на 3 %, перекисное число не превышало
0,009 % J 2, общее количество бактерий не
изменялось в опыте 5 и уменьшалось в опыте 6.
Поверхностный слой образцов масла стал более
желтым.
В контрольных образцах масла и опыте 7
содержание влаги уменьшалось в среднем на 14 %,
перекисное число не превышало 0,018 и 0,021 %
J2 (оставаясь при этом ниже значений перекис-
ного числа в вариантах 1 и 3, где испарение
влаги было исключено). Общее количество
бактерий в контроле было на порядок выше, а в
опыте 7— ниже исходного. На поверхности
масла с первых дней хранения образовался слой
интенсивно-желтого цвета, мазеобразной
консистенции, но без неприятного запаха.
Кислотное число жира и кислотность плазмы
на протяжении всего срока хранения во всех
опытах изменялись незначительно. Образования
полимеров в масле не обнаружено.
Таким образом, во всех образцах, где
наблюдалось даже незначительное испарение влаги
(опыты 5 и 6), появлялся слой темно-желтого
цвета, причем тем темнее, чем интенсивнее
происходило обезвоживание этого слоя (контроль
и опыт 7). В условиях, когда обезвоживание было
исключено, а доступ кислорода воздуха к маслу
Показатели
Содержание влаги, %
Перекисное число, %
^2
Кислотное число
жира, мг КОН
Кислотность плазмы,
Температура
хранения, °С
—10
—18
—10
—18
—10
—18
—10
—18
Слой масла
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
Поверхностный
Внутренний
0
23,7
25,8
23,4
26,5
0,001
! 0,001
0,002
0,001
0,6
0,6
0,6
0,6
17,0
17,8
18,7
17,2
Та
Продолжительность хранения, мес!
1
13,1
25,5
15,9
27,5
0,003
0,001
0,005
0,001
0,9
1,1
0,8
0,9
16,0
11,0
17,0
16,0
2
13,0
26,0
15,7
27,2
0,008
0,004
0,007
0,004
0,7
0,7
0,6
0,6
16,4
14,0
18,8
18,4
4
11,0
25,4
15,0
27,5
0,007
0,004
0,004
0,001
0,7
0,7
0,6
0,6
11,5
12,4
12,4
15,5
5
8,6
25,5
15,2
27,2
0,007
0,006
0,006
0,006
0,7
0,7
0,7
0,7
18,8
10,2
14,4
17,6
7
8,0
25,8
14,4
26,9
0,006
0,006
0,007
0,005
0,8
0,8
0,7
0,6
37,2
13,0
17,8
15,8
блица 4
8,5
8,3
25,0
10,3
25,7
0,009
0,010
0,005
0,004
0,7
0,7
0,6
0,6
13,2
11,1
21,2
17,5
43
не был ограничен (опыты 1 и 3), поверхностный
слой масла не темнел. У образцов, хранившихся
в насыщенной влагой атмосфере (опыты 1 и 2),
у которых микрообсемененность достигала
наибольших величин, темно-желтый слой также
отсутствовал.
В модельных опытах полимеры не были
обнаружены.
Второй этап исследований был посвящен
изучению образования штаффа в процессе хранения
масла при отрицательных температурах.
Крестьянское масло зимней выработки
(изготовленное на Чебоксарском гормолзаводе
Чувашской АССР), упакованное в пергамент,
хранили при температурах —10 и —18 °С и
относительной влажности воздуха 80 и 85' %.
Отбираемые в процессе хранения пробы
поверхностного (до 3 мм) и внутренних слоев масла
исследовали, так же как и в модельных опытах,
общепринятыми методами.
Результаты исследования представлены в
табл. 4.
В течение 8,5 мес холодильного хранения в
поверхностном слое масла содержание влаги
уменьшилось в 2,2—2,9 раза. Перекисное число
молочного жира в поверхностном слое на
протяжении всего периода хранения было более
высоким, чем во внутренних слоях, но не
превышало 0,01 % J2. Кислотное число в обоих слоях
и кислотность плазмы увеличивались
практически одинаково.
Общее количество бактерий к концу хранения
уменьшилось с 104—105 до 102—10* бак/мл.
Появления плесеней не отмечено.
Таким образом, содержание влаги в
поверхностном слое масла при холодильном хранении
постепенно уменьшалось, а молочный жир
подвергался незначительному окислению и
гидролизу. При более высокой температуре хранения
указанные процессы протекали интенсивнее. На
поверхности масла образовывался небольшой
по глубине A—2 мм), без неприятных запаха и
вкуса слой, окраска которого была тем желтее,
чем выше была температура хранения.
Как видим, ни в модельных опытах, ни при
холодильном хранении масла не наблюдалось
образования типичного штаффа [4, 7],
возникавшего, по-видимому, в результате большой
микробиальной обсемененности масла и, в
частности, развития бактерии Pseudomonas putri-
faciens [9]. Отсутствие микробиологического
фактора как одного из причин образования
штаффа связано в настоящее время со значительным
улучшением санитарно-гигиенических условий
производства сливочного масла.
Изменения поверхностного слоя масла,
характеризующиеся лишь пожелтением и потерей
влаги, получили название «штаффоподоб-
ных» [5]. Этим подчеркивается отличие от
характерных признаков типичного штаффа.
Однако вряд ли целесообразно пользоваться
новым, не вносящим достаточной ясности в
существо вопроса, термином. Лучше, как и прежде,
пользоваться термином «штафф», понимая под
этим развитие порока в поверхностном слое
масла при современных условиях его
производства и хранения.
На основании проведенного исследования
можно заключить, что основной причиной
образования штаффа на масле при современных
условиях его выработки и хранения является
процесс испарения влаги. В связи с этим
применение влагонепроницаемых упаковочных
материалов следует считать эффективным способом
защиты масла от штаффообразования.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Вышемирский Ф. А. Поверхностное
окисление сливочного масла. — Молочная
промышленность, 1972, № 8.
2. Д е м е т е р К. И. Микробиология масла. М., Пи-
щепромиздат, 1960.
3. Ловачев Л. Н. Развитие окислительных про*
цессов в сливочном масле в зависимости от
содержания меди в упаковочном пергаменте. — Труды МИНХ
им. Плеханова. М., 1968, вып. 49.
4. Ломунов А., Хоцко Ю. Штафф масла .—
Молочная промышленность, 1959, № 7.
5. М и х а й л о в а Н. В., Ульянова Г. С,
Шевардина Н. Н. Изменение цвета
поверхности маргарина, расфасованного в пергамент. —
Масло-жировая промышленность, 1976, № 1.
6. Franzke CL, Noske H. — I., Р о t h В. —
Die Nahrung, 1975, Bd. 19, № 7.
7. HeissR. - Milhwissenscshaft, 1960, № 2.
8. P о n t E. G. — Dairy Technology, 1966, Vol. 21,
№ 1.
9. Wagenaar R. O. — Dairy Science, 1952, Vol.
35, № 5.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Имеются в продаже журналы «Холодильная техника» №№ 4, 5, 6, 8, 10,
11, 12—1979 г., № 1,3, 4 —1980 г.
Заказы на журналы (без денежных переводов) следует направлять по
адресу: 113035, Москва, М-35, 1-й Кадашевский пер., д. 12. Отдел
распространения издательства «Пищевая промышленность».
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
УДК 536.24:1725.355:641.004.4
О тепловлажностных процессах в камерах холодильников
Д-р техн. наук, проф. В. Ф. ЧАЙКОВСКИЙ,
канд. техн. наук Е. Г. КРОТОВ
Одесский технологический институт пищевой
промышленности им. М. В. Ломоносова
На страницах журнала «Холодильная техника»
проводится дискуссия по предложенной В. 3. Жа-
даном теории переноса тепла и влаги в камерах
холодильников [3 ]. До настоящего времени
удовлетворительной теории этих процессов не было,
так как в основу ранее выполненных разработок
была положена психрометрическая модель
штабеля, которая не распространяется на хранение
продуктов, выделяющих биологическое тепло,
а также на процессы холодильной обработки.
Обобщенная расчетная формула, позволяющая
прогнозировать усушку при охлаждении,
замораживании и холодильном хранении
продуктов животного и растительного происхождения,
предложенная В. 3. Жаданом, четко отражает
движущую силу и сопротивление протеканию
процесса влагообмена, что подчеркивает
логичность ее структуры.
А. А. Гоголин [2], А. М. Бражников,
Э. И. Каухчешвили и Н. Д. Малова [1]
считают, что теория В. 3. Жадана применима для
области высоких значений относительной
влажности воздуха, но она и в действительности
высокая— обычно не ниже 90 %.
Е. С. Курылев и Г. Б. Чижов [4] ставят
под сомнение исходное положение теории (ср =
= const).
О правильности этого исходного положения
свидетельствуют следующие два аргумента:
предположение о том, что процесс протекает
по линии ср = const, подтверждается опытными
данными, приведенными в работе [31;
под влиянием гравитационных сил
конвективные токи охлаждающего воздуха в штабеле
развиваются в вертикальном направлении.
Потенциалом усушки продукта служит дефицит
влажности охлаждающего воздуха A —ср). Если бы
условие ф = const не соблюдалось, локальная
усушка продукта по высоте штабеля была бы
неодинаковой, но это на практике не наблюдается
и в литературе не отмечено, о чем пишет в своей
статье В. 3. Жадан.
Физической моделью штабеля, положенной в
основу обобщенной термодинамической теории
тепловлажностных процессов в режиме
холодильного хранения продуктов, является система
регенеративного теплообмена, в которой продукт
выступает в роли промежуточного
теплоносителя при передаче к охлаждающим приборам
значительной части G0—90 %) тепла,
проникающего в камеру. В результате неизбежного
колебания температуры в камере поверхность
продукта попеременно и многократно нагревается
и охлаждается, при этом продукт теряет влагу
в каждой фазе снижения температуры воздуха.
На практике и температура, и относительная
влажность воздуха непрерывно отклоняются от
своих средних значений. Например, по
наблюдениям Г. И. Матусевича [5] при хранении
корнеплодов в камере холодильника «Мосплодо-
овощторга» относительная влажность воздуха
8 октября в 2 ч составляла 94 %, в 14 ч — 70 %,
в 22 ч —90 %.
Оценивая положительно оригинальную
теорию переноса тепла и влаги'в камерах
холодильников, разработанную В. 3. Жаданом, авторы
не могут не отметить необходимость
дальнейших разработок в этом направлении. Подлежат
исследованию и обобщению процессы
влагообмена при увлажнении воздуха в камерах, при
хранении продуктов в герметичных (без
вакуума) упаковках. Большой практический
интерес представляет изучение усушки продуктов с
разной испарительной способностью при
совместном хранении
Уточнение представлений о закономерностях
потерь влаги пищевыми продуктами при
обработке их холодом и холодильном хранении имеет
большое практическое значение для снижения
потерь, а также для разработки научно
обоснованных норм усушки.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бражников А. М.,
Каухчешвили Э. И., Малова Н. Д. О процессах тепло-
и массообмена в камерах холодильников. —
Холодильная техника, 1979, № 9.
2. Г о г о л и н А. А. К вопросу о тепловлажностных
процессах в камерах холодильников. — Холодильная
техника, 1979, № 6.
3. Ж а д а н В. 3. Термодинамическая теория
тепловлажностных процессов в камерах холодильников. —
Холодильная техника, 979, № 6.
4. Курылев Е. С, Чижов Г. Б. К вопросу о
тепловлажностных процессах в камерах
холодильников. — Холодильная техника, 1979, № 8.
5. Матусевич Г. И. Хранение корнеплодов.
М., Экономика, 1966.
ю
45
ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 533.275-52
Автоматический
конденсационный
гигрометр АГК-212Ф
Ю. В. ГИОРГОБИАНИ, С. В. ЮДИНА, В. Ф. БУЛАНОВ
НПО «Аналитприбор», г. Тбилиси
Л. А. ГОЛОВАЦКАЯ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
А. В. НЕМЦЕВ
Московский хладокомбинат № 10
В настоящее время отечественная
промышленность выпускает несколько видов гигрометров
для измерения влажности воздуха при
отрицательных температурах.
Наиболее точными и перспективными
гигрометрами для области отрицательных температур
являются автоматические конденсационные.
В НПО «Аналитприбор» (г. Тбилиси)
разработан пятиточечный общепромышленный
автоматический конденсационный гигрометр АГК-
212Ф, предназначенный для измерения
влажности воздуха и газов при температурах от —50
до +20 °С Погрешность измерения ±1 °С.
Режим работы — длительный, непрерывный,
автоматический. Прибор основан на определении
влажности по температуре точки росы.
Конструктивно гигрометр выполнен в виде
двух блоков первичного и вторичного
преобразователей. Блок первичного преобразователя
состоит из измерительной камеры,
фотоэлектрической схемы индикации конденсата,
воздуходува, ротаметра, фильтра и переключателя каналов
измерения. Блок промежуточного
преобразователя включает в себя регулирующую схему
автоматического поддержания на поверхности
зеркала стабильной пленки конденсата, блоки
питания, кнопки управления и показывающий
прибор. На задней панели этого блока имеются
клеммы для подключения любого стандартного
прибора на предел измерения ±10 мВ.
Блок-схема гигрометра (см. рисунок) содержит
измерительную камеру 1, источник света 2,
оптический клин 3, схему измерения температуры
точки росы 7, фотоэлектрическую схему
индикации конденсата 6> показывающий прибор 8,
отградуированный в °С по температуре точки
росы, сравнивающее устройство 9, усилитель
10, управляемый источник напряжения 11,
рабочий 4 и компенсационный 5 фотоприемники.
Измерительную камеру образуют: зеркало,
термочувствительный элемент, нагреватель,
термоэлектрический холодильник, световоды,
входной и выходной штуцеры. Измерительная
камера герметически закрывается. Для визуального
наблюдения за поверхностью зеркала в корпусе
измерительной камеры предусмотрено смотровое
стекло.
Исследуемый воздух, расход которого
контролируется ротаметром, поступает через
входной штуцер в измерительную камеру и
контактирует с зеркалом, которое охлаждается
термоэлектрическим холодильником.
Когда температура зеркала, измеренная с
помощью термочувствительного элемента,
включенного в мостовую схему 7, достигнет
температуры точки росы, на его поверхности осядет
конденсат. Наличие конденсата фиксируется
фотоэлектрической схемой индикации конденсата,
состоящей из источника света, оптического клина,
рабочего и компенсационного фотоприемников.
При этом на показывающем приборе появится
значение температуры точки росы, а на световом
табло загорится световой сигнал «Точка росы».
В целях повышения точности гигрометра и
стабильности работы схемы во всем диапазоне
измерения предусмотрена автоматическая
коррекция толщины равновесного слоя конденсата
в зависимости от значения температуры точки
росы. Стабильная толщина пленки конденсата
на поверхности зеркала поддерживается
следующим образом. При отсутствии конденсата
на поверхности зеркала выходной сигнал и2
фотоэлектрической схемы индикации конденсата
равен нулю и на выходе сравнивающего
устройства появляется сигнал и3, пропорциональ-
¦ |< —
I I • о+г
1111IIII Г111
Блок-схема гигрометра:
/ — измерительная камера; 2 — источник света; 3 —
оптический клин; 4 — рабочий фотоприемник; 5 — компенсационный
фотоприемник; 6 — фотоэлектрическая схема индикации
конденсата; 7 — схема измерения температуры точки росы; 8 —
показывающий прибор; 9 — сравнивающее устройство; 10 —
усилитель; 11 — управляемый источник напряжения.
46
ный сигналу иъ т. е. температуре поверхности
зеркала. Выходной сигнал и4 в этом случае
равен нулю. Нагреватель зеркала будет
обесточен. Под действием постоянно приложенного
к термоэлектрическому холодильнику
напряжения Е зеркало будет охлаждаться. При
достижении поверхностью зеркала температуры точки
росы произойдет выпадение конденсата, что
приведет к появлению сигнала щ на выходе
фотоэлектрической схемы индикации конденсата.
Сигнал и3 на выходе сравнивающего устройства
будет при этом определяться разностью
сигналов, т. е. и3= —и^\-щ. Сигнал а4 станет
отличным от нуля. В результате этого к нагревателю
будет приложено напряжение, что приведет к
снижению интенсивности охлаждения зеркала.
Таким образом, от изменения сигнала и3 будет
меняться сигнал а4 от нуля до максимума, чем
будет достигнута стабилизация толщины пленки
конденсата.
Производственные испытания гигрометра
проводили на Московском хладокомбинате № 10.
Первичный и промежуточный преобразователи
при испытаниях устанавливали в комнате
товароведов. Воздухоотборные трубки были|
проложены по коридору в три камеры с температу-
дой —18, —5 и 0 °С. Минимальная длина воз-
рухоотборных трубок составляла 20 м,
максимальная — около 70 м. Применяли
полиэтиленовые трубки типа ПНП-10 Т диаметром 10 мм.
УДК 629.114.6:628.84:621.5.041-643.7.001.4
Торцовое уплотнение
холодильного компрессора
транспортного
кондиционера
А. Я. ЕСИПЕНКО, Л. Я. ПЕТРУШАНСКАЯ, А. И. ИЩЕНКО
канд. техн. наук В. А. ШВАРЦ
ПОАТ «Харьковский турбинный завод»
им. С. М. Кирова *
Производственное объединение атомного
турбостроения «Харьковский турбинный завод» им.
С. М. Кирова осваивает производство
кондиционеров КТ-0,ЗА-01 для легковых
автомобилей. Основным узлом кондиционера является
высокооборотный сальниковый компрессор с
* В работе принимали участие: д-р техн. наук, проф.
С. С. Дьяченко и канд. техн. наук В. П. Тарабанова —
Харьковский автодорожный институт.
Воздух отбирали непосредственно у
контрольного термометра сопротивления, подключенного
к машине централизованного контроля АМУР.
По температуре в месте отбора воздуха и
температуре точки росы по таблицам, приложенным
к гигрометру, определяли относительную
влажность воздуха.
Показания гигрометра сличали с показаниями
контрольного аспирационного психрометра,
расположенного в месте отбора пробы воздуха.
Производственные испытания проводили
сотрудники ВНИХИ, НПО «Аналитприбор» и
хладокомбината № 10.
Установлено, что показания поверяемого и
контрольного приборов отличались не более
чем на ±4 % относительной влажности в
вышеуказанном диапазоне температур. Гигрометр
удобен в эксплуатации, не сложен в настройке
и обслуживании. Кроме того, при
необходимости, можно регистрировать измеряемый
параметр путем подключения к блоку
промежуточного преобразователя самопишущего
потенциометра градуировки ±10 мВ.
Гигрометр прошел государственные
испытания и рекомендован к выпуску на
приборостроительном заводе.
Гигрометр может быть рекомендован для
работы в холодильных камерах для хранения
пищевых продуктов и в других аналогичных
условиях.
клиноременным приводом^от коленчатого вала
двигателя автомобиля.
Ограниченное подкапотное пространство, где
размещается компрессор, предъявляет жесткие
требования к его габаритным размерам.
Торцовое уплотнение (сальник) должно
обеспечивать герметичность компрессора при
частоте вращения от 15 до 100 с-1 и температуре
воздуха в подкапотном пространстве до 80 °С.
При этом температура масло-фреоновой смеси
в картере может достигать 100 °С.
Герметичность уплотнения зависит от его
конструкции, удельной нагрузки в парах трения,
шероховатости и плоскостности поверхностей
контакта, структуры и твердости материалов, а
также от скорости износа в период эксплуатации.
На величину износа пар трения и утечки
хладагента непосредственно влияют условия
эксплуатации: температуры контакта, температура и
вязкость масло-фреоновой смеси, наличие
продуктов износа, цикличность работы
компрессора.
Были разработаны и испытаны две
конструкции торцового уплотнения.
47
Торцовые уплотнения:
а — самоустанавливающегося типа; б — несамоустанавливаю-
щегося типа; / —- крышка; 2 — эластичная прокладка; Л —
опорное кольцо; 4 — контактное кольцо; 5 — резиновая
манжета; 6 — обойма; 7 — плоская пружина; 8 —
ограничительное кольцо.
На рисунке а представлено торцовое
уплотнение самоустанавливающегося типа [1]. В
крышке / на эластичной прокладке 2 устанавливается
опорное кольцо 3, а на валу в обойме 6
собираются контактное кольцо 4, резиновая
манжета 5, плоская пружина 7, ограничительное
кольцо 8.
Торцовое уплотнение на рисунке б
отличается от самоустанавливающейся конструкции
тем, что опорное кольцо выполнено
непосредственно в крышке и не имеет возможности
самоустанавливаться.
Исследовали пары трения из различных
сочетаний антифрикционных материалов (см.
таблицу). Материал Гоман ЖС представляет собой
углеродную основу, пропитанную сплавом
сурьма — железо [2], минералокерамика — алюми-
ниево-магниевую .шпинель. Пары трения из
рэлита изготавливали путем спекания порошка
меди A5 %) и карбида вольфрама (85 %) в
вакууме с остаточным давлением 0,0133 Па A0~4
мм'рт. ст.) при температуре 1150 °С в течение
2 ч.
Торцовые уплотнения испытывали в составе
компрессора на стенде «Газовое кольцо» на
хладагенте R12 и масле ХС-40. Давление хладагента
перед всасывающим вентилем составляло 0,2
МПа, после нагнетательного вентиля 1,1 МПа.
Компрессор работал циклично: 2 мин работы,
1 мин стоянки.
Каждое торцовое уплотнение перед установкой
в компрессор проверяли в специальном
приспособлении на статическую плотность давлением
0,6 МПа при погружении в ванну с водой.
Критерием оценки плотности служило отсутствие
пузырей газа.
Компрессоры испытывали при частотах
вращения 16,7 с-1 A000 об/мин) не менее 20 ч,
при 50 с-1 C000 об/мин) не менее 400 ч, при
75 с-1 D500 об/мин) не менее 50 ч; общая
наработка составляла не менее 500 ч.
Режимы испытаний и цикл работы
компрессоров были выбраны по результатам испытаний
кондиционеров на автомобилях «Москвич»
модели 2140 в дорожных условиях.
В самоустанавливающейся конструкции
торцового уплотнения положительные результаты
были достигнуты на материалах Гоман ЖС и
минералокерамика в паре со сталью 20Х. В пер-
48
Опорное кольцо
Материал
s
Д 2
сз и
Шерохов
поверхно
Твердость
„-
о
X
Величина
мм
Контактное кольцо
Материал
S
Л 2
о я
да CJ
Шерохов
поверхно
Твердость
со
л
К
Величина
мм
Удельное
давление, кПа
ния, 1
<и
а
вра
я
н
о
н
•-Г о
жения,
J3
о
о
Скорость
м/с
Наработка, Ц
Примечание
Само устана в л и в аю щ е ее я торцовое уплотнение
Рэлит
0,08!
34...38HRC
Рэлит
0,08
34...38HRC
150—190
50,0
4,6
20
Течь масла
более 35 мг/ч
Сталь 20Х
0,08
52...56HRC
0,003
Гоман ЖС
0,16
84
по Шору
0,030
150—190
16,7
50,0
1,5
4,6
20
510
530
Сталь 20Х
0,08
52...56HRC
0,0021
Гоман ЖС
серии П
0,16
104
по Шору
0,120
150—190
16,7
50,0
75,0
1,5
4,6
6,9
85
415 560
60
Минерало-
керамика
0,08
по Моосу
0,001
Сталь 20Х
0,08
52...56HRC
0,001
300—400
16,7
50,0
75,0
1,5
4,6
6,9
200
1070 1370
100
Несамоустанавливающееся торцовое уплотнение
Рэлит 0,08!
Чугун
ВЧ 50-2
Чугун
ВЧ 50-2
Сталь 20Х
0,16
0,16
0,08
34...38HRC
182...189НВ
182...189НВ
52...56HRC
0,001
—
—
0,002
Рэлит
АГ1500-Б83
Гоман ЖС
Гоман ЖС
серии П
0,08 34...38HRC
0,32
0,16
0,16
47
по Шору
84
по Шору
104
по Шору
0,001
—
—
0,110
150—190
150—190
150—190
150—190
50,0
75,0
50,0
4,6 ЬООО 9П7П
6,9 70 ZK)m
4,6
50,0| 4,6
16,7
50,0
75,0
1,5
4,6
6,9
50
1220
40
440 590
ПО
—
Течь масла
более 35 мг/ч
—
—
вой паре трения опорное кольцо было выполнено
из стали 20Х, а контактное кольцо — из
материала Гоман ЖС; во второй паре опорное
кольцо из минералокерамики работало с
контактным кольцом из стали 20Х. Кольца из Гоман ЖС
имели после испытаний повышенный износ
@,1+0,12 мм), на поверхности контакта
наблюдались риски, свидетельствующие о наличии
абразивных продуктов износа в масло-фреоновой
смеси. Кольца из минералокерамики
практически не имели износа, обеспечивали хорошую
герметичность, однако они очень хрупкие,
требуют осторожного обращения при сборке, а при
длительном хранении подвержены короблению.
Испытания пары трения рэлит-рэлит в
самоустанавливающейся конструкции показали
неудовлетворительные результаты из-за
температурной деформации эластичного элемента в
крышке компрессора.
Торцовое уплотнение *.несамоустанавливаю-
щегося типа с парой трения рэлит-рэлит успешно
прошло стендовые и эксплуатационные
испытания в течение трех лет в районах Крыма,
Кавказа и Средней Азии. Особенность этих
уплотнений: если они герметичны в статическом
состоянии, то сохраняют свою работоспособность и при
дальнейшей эксплуатации, так как
практически очень мало изнашиваются. Исследования
микроструктуры пар трения из рэлита показали,
что в герметичных парах содержание меди
составляло 15—20 %,! в негерметичных 10—12%.
В рэлитах с 15—20 %-ным содержанием меди
зерна карбида вольфрама были заключены в
плотные тонкие медные оболочки. В образцах,
содержавших менее 12 % меди, оболочки имели
«дырчатое» строение, что способствовало
образованию сквозных пор, переходящих в тонкие
каналы, через которые происходили утечки
масла и хладагента.
49
Торцовые уплотнения с парами трения из
рэлита менее подвержены влиянию абразивных
продуктов износа в масло-фреоновой смеси,
имеют наименьшее количество деталей и малые
габаритные размеры.
В настоящее время разрабатывается
технология серийного производства рэлитовых
торцовых уплотнений.
УДК 658.387.53:637.5.037.004.3:637.513.13
Опыт работы холодильника
Шахтинского мясокомбината
по механизации погрузочно-
разгрузочных и транспортных
операций
Н. С. ЧУПРИНИНА
Шахтинский мясокомбинат
К наиболее трудоемким работам на
холодильнике Шахтинского мясокомбината относится
загрузка железнодорожного и автомобильного
рефрижераторного транспорта мороженым мясом.
Ранее четвертины и полутуши мяса после
холодильной обработки в камерах замораживания,
расположенных на третьем этаже, снимали с
подвесного пути и укладывали в ручные тележки
ТГ-800. Два грузчика транспортировали их
до лифтов и устанавливали по одной — две
тележки в каждый лифт. Мороженое мясо
подавали либо на первый этаж холодильника, где
после взвешивания загружали в
железнодорожные вагоны, либо в камеры хранения
мороженого мяса на втором! и первом этажах. Мясо в
них штабелировали вручную. После хранения
четвертины и полутуши мороженого мяса
укладывали на тележки и вручную
транспортировали к лифту или (при хранении мяса на первом
этаже холодильника) непосредственно на
погрузочную рампу.
На погрузочных операциях было занято 18—
20 грузчиков. Из-за цикличной работы лифтов
и множества перегрузочных операций с
мороженым мясом мясокомбинат не укладывался
в нормы погрузки транспортных средств и
терпел убытки из-за длительного простоя их под
погрузкой.
Рационализаторы мясокомбината разработали
50
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Майер Э. Торцовые уплотнения. М.,
Машиностроение, 1978.
2. Новые уплотнительные материалы для
автомобильного холодильного компрессора/ А. М. Злат-
кис, И. А. Кондратьев, И. В. Растодг ева и др. —
Холодильная техника, 1978, №11.
проект и своими силами смонтировали два
наклонных конвейера с третьего этажа на второй
и со второго на первый (см. рисунок). Установка
конвейеров позволила подавать мороженое мясо
на погрузочную рампу непрерывным потоком.
1. ' • — ==
111
1 л
\ J
1 г
г~
/
л2
\2
?
IV
^^^и5/
1
ы
Схема загрузки мороженого мяса в железнодорожные
вагоны на холодильнике Шахтинского мясокомбината:
/ — камеры хранения первого этажа; // — камеры хранения
второго этажа; /// — морозильные камеры третьего этажа;
IV — железнодорожная эстакада; / — монорельс; 2 —
наклонные конвейеры; 3 — элеватор.
Мясо перед загрузкой в вагон взвешивают на
подвесных весах. Подвесной путь на
погрузочной рампе оканчивается двумя роликовыми
элеваторами для спуска мяса на тележки.
Загруженные мороженым мясом тележки закатывают
в вагон, где мясо укладывают традиционным
способом. Расположение элеваторов выбрано с
расчетом одновременной загрузки двух вагонов.
В результате установки наклонных конвейеров
и элеваторов производительность труда
увеличилась на 30 %. Условно высвобождено 10
грузчиков. Время загрузки вагонов теперь
соответствует нормативному, простои вагонов
исключены.
Экономический эффект от внедрения составил
8 тыс. руб. за год.
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
УДК [621.565:621.564.22 ]-72.004@83.132)
Рекомендации
по эксплуатации
масляной системы
аммиачных
холодильных установок
Канд. техн. наук Н. Г. КРЕЙМЕР, В. П. ПЫТЧЕНКО,
Р. Б. ИВАНОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
А. В. ГУЩИН
Северо-Кавказское отделение ВНИХИ
Эффективность работы аммиачной холодильной
установки в значительной мере зависит от совершенства
масляной системы и правильной ее эксплуатации.
Система состоит из комплекса устройств для отделения
от аммиака смазочного масла, уносимого из
компрессора, удаления его из теплообменных аппаратов,
сосудов и маслоотделителей, восстановления
(регенерации) исходных физико-механических свойств
отработанного масла и заправки масла в картеры поршневых
или в маслоотделители винтовых и ротационных
компрессоров.
Необходимость экономии применяемых в
современных холодильных компрессорах масел ХА-23 и ХА-30,
получаемых из нефти, является важной задачей,
имеющей народнохозяйственное значение.
Наличие масла в испарительной системе и
накапливание его в сосудах и аппаратах вызывает перерасход
электроэнергии при производстве холода и нарушает
работу приборов автоматики и циркуляционных
насосов. Поэтому эффективное отделение масла способствует
экономии электроэнергии и повышает надежность
работы холодильной установки.
На основе научно-исследовательских работ и
обследований действующих предприятий, проведенных
ВНИХИ в период 1974—1979 гг., а также накопленного
опыта эксплуатации холодильных установок Минмясо-
молпрома СССР и Минторга СССР была создана
комплексная масляная система аммиачной холодильной
установки и разработаны отдельные ее узлы.
Система предусматривает установку после каждого
компрессора индивидуального маслоотделителя
механического действия, например, циклонного типа [4].
Современные агрегаты с поршневыми, винтовыми и
ротационными компрессорами укомплектованы такими
маслоотделителями.
В агрегатах с поршневьши компрессорами возврат
масла из маслоотделителя в картер осуществляется
автоматически. Для старых поршневых компрессоров
рекомендуется серийный маслоотделитель марки М,
который необходимо подбирать из условия
соответствия его входного патрубка диаметру нагнетательного
трубопровода компрессора (или группы компрессоров).
Для возврата отделившегося масла в картер
компрессора следует применять автоматическую систему
возврата [2]. Она обеспечивает надежный возврат масла без
примеси жидкого аммиака, который может
образоваться в маслоотделителе при стоянке компрессора или при
пуске, когда температура стенок маслоотделителя ниже
или равна температуре конденсации.
Для контроля температуры стенкч к ней
прикрепляют термочувствительный патрон термореле,
например ТР-2А-06 ОМ5, и настраивают его на нижний
предел срабатывания, соответствующий температуре 60—
65 °С, при которой гарантировано отсутствие в
маслоотделителе жидкого аммиака. По достижении этой
температуры выдается сигнал на включение магнитоуправ-
ляемого вентиля (например, СВМ-10) и происходит
перепуск масла через шайбу с калиброванным
отверстием диаметром 1 —1,5 мм в картер компрессора.
При этом с маслом перетекает небольшое количество
паров аммиака, однако существенного влияния на
производительность компрессора это не оказывает. По
расчетам и проведенным измерениям на стенде ВНИХИ,
для компрессора П110 с перепускным отверстием
диаметром 1 мм снижение производительности не
превышает 1 %.
Соленоидный вентиль включают в цепь управления
компрессором, при его остановке вентиль закрывается.
Перепуск удобно контролировать через смотровое стекло
(например, от компрессора РАБ100). Для
предотвращения засорения шайбы необходимо установить фильтр.
Применение индивидуальных маслоотделителей с
автоматическим возвратом масла позволяет
использовать его многократно и сокращает потери при
дозаправке в компрессорные агрегаты. Если перепуск
масла проводят вручную или с помощью поплавковых
устройств, возврат его в картер компрессора возможен
только после прогрева маслоотделителя или
приблизительно через 1 ч после начала работы.
Перед конденсатором рекомендуется установить
промывной маслоотделитель марки ОММ для
вторичной очистки нагнетаемых паров аммиака. Скорость в
рабочем сечении маслоотделителя при максимальной
нагрузке не должна превышать 1 м/с.
Особое внимание следует обратить на
гарантированное обеспечение промывных маслоотделителей ОММ
жидким аммиаком. Для преодоления гидравлического
сопротивления труб на участке маслоотделитель —
конденсатор и подачи жидкого аммиака в рабочую
полость маслоотделителя важно, чтобы уровень жидкого
аммиака в линейном ресивере превышал уровень в
маслоотделителе не менее чем на 1,5 м.
При невозможности соблюдения этого условия в
действующих установках рекомендуется смонтировать
дополнительный кожухотрубный конденсатор
(размером 1/5 поверхности основных конденсаторов) на
высоте, обеспечивающей подачу жидкого аммиака в
маслоотделитель [1]. При проверке этой схемы на стенде
ВНИХИ установлено, что она пригодна при любых
типах конденсаторов. После маслоотделителя аммиак
направляется к основным и дополнительному
конденсаторам. Жидкий аммиак из последнего подается в
маслоотделитель через уровнедержатель. Во
избежание переполнения маслоотделителя после конденсатора
надо устанавливать промежуточную емкость с
выходом жидкого аммиака из ее нижней части в
уровнедержатель, а из средней — в ресивер. Для контроля за
поступлением аммиака в маслоотделитель необходимо
использовать регулирующий вентиль.
Если установлены вертикальные кожухотрубные
конденсаторы, подача жидкого аммиака в промывной
маслоотделитель возможна также по схеме [6]
посредством искусственного подтопления одного из
конденсаторов и создания необходимого подпора жидкого
аммиака для поступления его в маслоотделитель.
Все же часть масла неизбежно попадает в
конденсаторы и далее с жидким аммиаком — в сосуды и
аппараты холодильной установки на стороне низкого дав-
51
ления, что приводит к снижению эффективности ее
работы и энергетическим потерям. Поэтому необходимо
масло отделять и от жидкого аммиака.
В насосно-циркуляционных системах охлаждения
эффективно отделяют масло от жидкого аммиака
гидроциклоны [7], принцип действия которых основан на
разности плотностей этих сред и влиянии
центробежных сил, возникающих при вращении потока. Во
ВНИХИ разработан (с учетом опыта создания циклонных
маслоотделителей), прошел ведомственные испытания
и рекомендован к серийному изготовлению
гидроциклон ГЦ50. При проектировании аппарата были
использованы также работы Астраханского технического
института рыбной промышленности.
Гидроциклон состоит из рабочей части,
изготовленной из трубы диаметром 133X3,5 мм, и ресиверной —
из трубы диаметром 156X3,5 мм. Входной и выходной
патрубки гидроциклона имеют диаметр 76X3 мм,
патрубок для удаления масла из ресиверной части —
диаметр 55X2,5 мм. Габаритная высота гидроциклона
690 мм.
Применение гидроциклонов рекомендуется как во
вновь монтируемых, так и в действующих холодильных
системах. Последние можно очищать от масла без их
остановки и отепления.
В процессе работы давление в гидроциклоне
постоянно поддерживается на 0,15—0,25 МПа A,5—
2,5 кгс/см2) выше, чем в системе, благодаря чему
происходит интенсивное передавливание масла из
холодильной системы в маслосборник.
Исследование работы гидроциклонов на стенде
ВНИХИ и наблюдение через смотровые стекла за
отделением масла показали, что эффективность
процесса зависит от скорости потока и его температуры,
оптимальное значение которой выше —33° С. При более
низких температурах масло из-за большой вязкости
практически полностью теряет подвижность и
накапливается в рабочей и ресиверной частях аппарата.
При испытаниях на стенде проводилась оценка
количества масла, остающегося на стенках гидроциклона,
в зависимости от температуры перекачиваемого
аммиака. В среднем толщина слоя масла на стенках
гидроциклона при производительности около 10 м3/ч и
температуре —30 °С составляла 5,6 мм, температуре
—20 °С—3 мм, при —10 °С—1,9 мм. Увеличение
скорости потока приводило к уменьшению толщины слоя
масла на стенках. При производительности порядка
18 м3/ч и температуре —30 °С она равнялась 3,8 мм,
т. е. была в 1,5 раза меньше, чем при 10 м3/ч.
О накоплении масла в маслоотделителе
свидетельствуют и испытания на Горьковском мясокомбинате.
В процессе длительной работы гидроциклона
(температура аммиака порядка —40 °С) наблюдалось
периодическое повышение давления нагнетания насоса
вследствие срыва со стенок накопившегося масла и
блокирования им выходного патрубка.
При температурах кипения хладагента —33 ч—40 °С
рекомендуется пульсирующий режим, т. е.
периодическое отключение гидроциклона для отепления и
выпуска масла (или использование двух гидроциклонов с
попеременным их включением). Второй вариант работы
гидроциклона — периодическое, по мере возможности,
повышение температуры кипения до —25 ~—30 °С.
В этот период будет происходить очистка системы от
масла.
Подогрев ресиверной части гидроциклона с целью
удаления масла (по данным испытаний на стенде
ВНИХИ) не дает положительных результатов.
Опыт эксплуатации гидроциклонов конструкции
ВНИХИ показывает, что для уменьшения вторичного
уноса масла необходимо комплектовать их
дополнительной маслосборной емкостью. Для этого могут быть
использованы серийные маслосборники 150СМ и 300СМ.
На них желательно установить смотровые стекла.
Схема монтажа гидроциклона показана на рис. 1.
На стенде ВНИХИ, наряду с исследованием
эффективности работы гидроциклонов, проводили
измерение их гидравлического сопротивления. На рис. 2
представлены зависимости гидравлического
сопротивления гидроциклона с цилиндрической!рабочей частью
XI
I,!
I I
х
'!___*
ш
D
X
5-
<С7
Рис. 1. Схема монтажа гидроциклона:
/ — от потребителя; // — к потребителю; /// — к компрессорам;
/ — гидроциклон; 2 — циркуляционный ресивер; 3 —
циркуляционный насос; 4 — промежуточный маслосборник; 5 —
штатный маслосборник холодильной установки; 6 — байпасный
вентиль.
Ар, МШкгс/см2)
Рис. 2. Зависимость гидравлического сопротивления
Ар гидроциклона и эффективности маслоотделения Э
от температуры жидкого аммиака /:
1 — для производительности 10 м3/ч; 2 — 18 м3/ч.
52
и эффективности маслоотделения от температуры
перекачиваемого аммиака и производительности
циркуляционного насоса.
При больших нагрузках, т. е. при работе
гидроциклона с насосами ЦНГ-68, ЦНГ-69, ЗЦ-4, в нем
наблюдается значительное падение давления. Поэтому
рекомендуется параллельная установка двух и более
гидроциклонов. На Горьковском мясокомбинате
параллельно работали два гидроциклона, подсоединенные к
одному промежуточному маслосборнику.
При кратковременном увеличении нагрузки можно
предусмотреть установку байпасного вентиля, степенью
открытия которого изменяют перепад давлений в
гидроциклоне. Это удобно использовать и для систем с
температурой кипения ниже —33 °С, в этом случае
аммиак направляют в обход гидроциклонов. В
промежутках работы, когда позволяют технологические
условия, несколько повышают температуру кипения
(до —25-^—30 °С) и аммиак направляют через
гидроциклоны (байпас закрыт). В это время происходит
очистка системы от масла.
Удалять масло из безнасосных систем следует
только при оттаивании охлаждающих устройств пере-
давливанием масла вместе с аммиаком в дренажный
ресивер горячими парами хладагента.
По наблюдениям специалистов Ленинградского
технологического института холодильной
промышленности [6], на холодильниках оттаивание горячими
парами аммиака прекращают сразу же после очистки
охлаждающей поверхности от снега. За это время не
удается полностью удалить масло из системы, так как
скорость стекания вязкого масла в 10—15 раз меньше
скорости аммиака. В связи с этим рекомендуется
увеличить время подачи горячих паров аммиака, его
необходимо подобрать исходя из допустимого при этом
изменения температуры воздуха в камере.
При выпуске масла из отделителей жидкости,
защитных ресиверов, промежуточных сосудов и
циркуляционных ресиверов (при отсутствии
гидроциклонов) целесообразно горячие пары аммиака подавать в
сосуд снизу [3], а не сверху, как это принято в типовых
схемах. Барботирование паров через слой
масло-аммиачной смеси перемешивает и разогревает ее, что
облегчает передавливание затем масла в маслосборник
и уменьшает его количество, остающееся на стенках
сосуда.
Для сигнализации о скоплении масла в сосудах
и аппаратах и своевременного автоматического его
удаления ВНИХИ разработано (на базе поплавкового
регулятора уровня ПРУ Гк для маслоотделителя бар-
ботажного типа [5] ), испытано и рекомендовано к
серийному изготовлению поплавковое устройство ПВМ
Гк с магнитоуправляемыми контактами. Принцип
работы основан на способности поплавка (при
соответствующем подборе его массы с помощью свинцового
грузика, укрепленного на коромысле) плавать в масле
и тонуть в жидком аммиаке. Одним из существенных
преимуществ поплавкового устройства ПВМ Гк
является снижение потерь аммиака при выпуске маслг.. из
сосудов и аппаратов в маслосборники.
Поплавковые устройства соединяют с сосудами *тли
аппаратами в соответствии со схемами, показанными
на рис. 3.
При ремонте и обслуживании сосудов и аппаратов
холодильной установки, в которых может
накапливаться масло, оно должно выпускаться из них (а также из
картеров компрессоров) в штатный маслосборник.
Серийно выпускаемые маслосборники 150СМ, 300СМ,
500СМ не имеют подогревающих устройств и в случае
попадания в них с маслом жидкого аммиака процесс
его выпаривания в зимнее время затягивается,
особенно если маслосборник установлен в неотапливаемом
помещении или снаружи. В результате нарушается
график удаления масла из системы.
Рекомендуется поэтому использовать в качестве
маслосборника змеевиковый промежуточный сосуд
типа ПС3. Жидкий аммиак, направляющийся из
ресивера на регулирующую станцию через этот змеевик,
вносит тепло, которое подогревает смесь масла с
аммиаком. В результате аммиак выпаривается и в сосуде
остается практически чистое масло. Давление в
маслосборнике не может подняться выше давления
конденсации, если заполнение его не более допустимого.
При отсутствии змеевикового аппарата можно
использовать теплообменник «труба в трубе», в
межтрубное пространство которого поступает жидкий аммиак.
Теплообменник устанавливают вертикально. Пары
аммиака отсасывают из верхней части межтрубного
пространства, а в нижнюю подают масло-аммиачную
смесь из аппаратов и сосудов, и из нее же выпускают
масло.
Обследования действующих предприятий показали,
что в большинстве случаев масло используют
однократно, сливая его из сосудов и аппаратов холодильной
установки. Лишь на некоторых предприятиях масло
частично используют вторично после отстоя или
элементарной очистки.
Рис. 3. Схемы присоединения поплавкового устройства
ПВМ Гк к сосудам и аппаратам холодильной установки:
а — с заглублением; б — на уровне пола.
• Уроде нь
•аммиана
I -^"\ Уровень
~^~ масла Р
Наело
Уровень
масле
Масло
53
Северо-Кавказским отделением ВНИХИ
опробована и рекомендована к применению установка,
обеспечивающая достаточно хорошую очистку масла от
механических примесей и частично от воды с помощью
сепараторов-молокоочистителей ОМА-ЗМ.
Комплектация установки может быть осуществлена силами
эксплуатирующих предприятий.
Схема установки показана на рис. 4. В нее входят
емкости для грязного и чистого масла, насос для
перекачивания масла и централизованной заправки его в
картеры компрессоров и сепаратор-молокоочиститель
ОМА-ЗМ. В емкости для грязного масла имеется
подогреватель для очистки масла от примеси аммиака. Для
подогрева могут быть использованы горячий аммиак,
подаваемый компрессором в конденсатор, или
электроподогреватели. Перед сепарацией масло необходимо
прогреть до 80—85 °С и удалить шлам из нижней части
емкости через сливной вентиль. Рекомендуемый
сепаратор-очиститель подает очищенное масло в чистую
емкость.
Вместо сепаратора-молокоочистителя ОМА-ЗМ
может быть использован и сепаратор для отделения
сливок.
Длительная эксплуатация предлагаемой схемы
очистки масла на Краснодарском молкомбинате и Ти-
машевской хладобойне позволила многократно
использовать холодильное масло и снизить расход его на 60—
80 %.
Анализы холодильных масел, прошедших обработку
в регенерационных установках общепромышленного
типа, показали, что они не обеспечивают должного
качества масел. Поэтому необходима специальная их
регенерация, так как к смазочным маслам для
современных поршневых и винтовых компрессоров
предъявляются особые требования.
ВНИХИ совместно с ВО «Втсрнефтепродукт»
разработали специализированную установку УРХМ-50
производительностью 50 кг/ч для регенерации
отработанных холодильных масел (габаритные размеры 730Х
Х350 мм, высота 1720 мм, масса 937 кг), прошедшую
испытание на Красногвардейском
мясоперерабатывающем комбинате (г. Москва). Она обеспечивает удаление
водорастворимых примесей, кислых соединений асфаль-
тосмолистых продуктов износа масла, воды и
механических примесей и практически полное восстановление
свойств холодильных масел согласно ГОСТ 5546—66.
Установка состоит из двух блоков:
технологического и электроуправляющего. В технологический
Рис. 4. Схема очистки масла от механических примесей:
/ — маслосборник; 2 —- емкость для грязного масла; 3 —
подогреватель; 4 — емкость для очищенного масла; 5 — насос;
6 — сепаратор-молокоочиститель ОМА-ЗМ; 7 — емкость для
централизованной заправки компрессоров маслом; 8 — мерное
стекло; — // г — парообразный аммиак; —ж— — жидкий
аммиак; — 14— — масло.
блок входят реактор, электропечь, испаритель,
абсорбер, фильтры, сборники для продуктов отгона и
чистого масла, плунжерный, шестереночный и вакуумный
насосы.
Шестереночный насос предназначен . для
централизованного маслоснабжения компрессоров. В
небольших компрессорных цехах, где установка УРХМ-50
нерентабельна, или при отсутствии специальных
устройств для подачи масла в картеры компрессоров,
централизованное маслоснабжение может быть
обеспечено применением специальной емкости с мерным
стеклом Клингера (см. рис. 4).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гущин А. В.
маслоотделителей
№ 11.
2. Иванова Р
ч е н к о В. П.
Повышение эффективности работы
— Холодильная техника, 1979,
Б., Креймер Н. Г., П ы т -
Автоматическая система возврата
масла в компрессоры. — Холодильная техника,
1978, № 7.
3. Игнатенко П. С, Соломаха Ю. К.
Усовершенствованная схема выпуска масла из
циркуляционных ресиверов. — Холодильная техника,
1978, № 6.
4. К р е й м е р Н. Г., Иванова Р. Б., Пыт-
ч е н к о В. П. Эффективность применения
циклонных маслоотделителей для поршневых
компрессоров. — Холодильная техника, 1978, № 8.
5. К р е й м е р Н. Г., П ы т ч е н к о В. П.
Устройство для автоматического выпуска масла из бар-
ботажного маслоотделителя. — Холодильная
техника, 1976, № 1.
6. Повышение эффективности работы
испарительных систем аммиачных холодильных установок/
Н. А. Герасимов, Ю. В. Осипов, Е. М. Федотова
и др. — Холодильная техника, 1978, № 8.
7. Эффективность применения гидроциклонов
для отделения масла в холодильных системах/
Н. Г. Креймер, Р. Б. Иванова, А. В. Пономарен-
ко и др. — Холодильная техника, 1978, № 6.
54
ОХРАНА ТРУДА
И ТЕХНИКА
БЕЗОПАСНОСТИ
УДК [621.565:621.564.22 ]-78
Правила устройства
и безопасной
эксплуатации аммиачных
холодильных установок*
12. Хранение и перевозка аммиака
12.1. Хранение аммиака
12.1.1. Склады для хранения аммиака в
баллонах должны относиться к категории Б по взры-
вопожароопасности (согласно СНиП) и классу
В-16 по взрывоопасное™ (согласно ПУЭ).
Склад для хранения аммиака емкостью не
более 500 баллонов (в пересчете на 40-литровые)
должен быть удален от складских и
производственных зданий не менее чем на 20 м.
В помещение склада для хранения баллонов
разрешается входить только с противогазом.
12.1.2. Склад для хранения наполненных
аммиаком баллонов должен быть одноэтажным
с легким бесчердачным покрытием и иметь
высоту не менее 3,25 м в чистоте. Стены и
покрытие склада должны быть из несгораемых
материалов не ниже II степени огнестойкости. Окна
и двери должны открываться наружу и иметь
стекла матовые или закрашенные белой краской.
Пол должен быть ровным с нескользкой
поверхностью.
Емкость склада аммиака в баллонах не
должна превышать годовой расход его на
пополнение системы.
12.1.3. Помещения складов для хранения
аммиака в баллонах должны иметь естественную
или механическую вентиляцию в соответствии со
СНиП 11-33-75 «Отопление, вентиляция и
кондиционирование воздуха».
12.1.4. Склад для хранения наполненных
аммиаком баллонов должен находиться в зоне мол-
ниезащиты, выполненной по 1 категории в
соответствии с «Инструкцией по проектированию и
устройству молниезащиты зданий и
сооружений» (СН-305-77). Он должен быть обеспечен
средствами пожаротушения по нормам, утвер-
* Продолжение. Начало см. № 2, 3, 5—8 за 1980 г.
жденным органами государственною пожарного
надзора.
12.1.5. Наполненные баллоны с насаженными
на них башмаками должны храниться в
вертикальном положении. Для предохранения от
падения баллоны необходимо устанавливать в
специально оборудованных гнездах, клетках или
ограждать их барьерами.
Баллоны, не имеющие башмаков, можно
хранить в горизонтальном положении на
деревянных рамах или стеллажах с прокладками между
рядами баллонов. В этом случае высота
штабелей должна быть не более 1,5 м, а все вентили
должны быть защищены колпаками и обращены
в одну сторону.
Разрешается совместное хранение баллонов с
аммиаком и баллонов с инертными газами
(углекислым газом, азотом).
12.1.6. В складе должны быть вывешены
инструкции и правила по обращению с баллонами,
находящимися на складе, а также плакаты о
запрещении курения и пользования открытым
огнем.
12.1.7. Снаружи склада для хранения баллонов
с аммиаком должны быть надписи «Опасно»,
«Курить воспрещается», «В случае пожара
звонить по телефону: ...»
12.1.8. Аммиачные баллоны должны быть
окрашены в желтый цвет с надписью черного
цвета «Аммиак».
12.1.9. Склад баллонов с аммиаком должен
запираться и содержаться в чистоте.
Запрещается хранить в нем, хотя бы временно, какие-
либо предметы или материалы, кроме баллонов
с инертными газами.
12.1.10. Допускается блокирование склада для
хранения аммиака в баллонах и склада
смазочных масел в общем здании при условии их
торцевого примыкания и устройства между
ними глухой капитальной стены.
Входы в оба склада должны быть
предусмотрены с противоположных торцевых сторон здания.
12.1.11. Хранение баллонов с аммиаком в
машинном отделении или компрессорном зале,
а также и в других помещениях, не являющихся
специальными складами для хранения баллонов
с аммиаком, запрещается.
При кратковременном хранении не более 2—
3 баллонов с аммиаком вне специального
склада допускается размещение их снаружи возле
машинного отделения. Запрещается помещать
их у источников тепла (печей, отопительных
устройств, паровых труб и др.), а также хранить
без защиты от солнечных лучей.
Баллоны не должны соприкасаться с токове-
дущим кабелем.
12.1.12. Ресиверы (цистерны),
предназначенные для хранения аммиака и снабжения им ни-
55
зовых предприятий, должны быть защищены
кровлей и жалюзийными стенками от
солнечных лучей и осадков. Доступ посторонних лиц
к ресиверам должен быть запрещен. Допускается
размещение такого хранилища аммиака на
расстоянии пожарного разрыва от машинного
отделения при условии соединения ресиверов
(цистерн) трубопроводами:
— с конденсатором — уравнительным
газовым и воздухоспускным;
— с испарительной системой —
всасывающим до отделителя жидкости или заменяющего
его аппарата (по ходу паров);
—с регулирующей станцией — жидкостным.
Ресиверы (цистерны) должны иметь визуальные
указатели уровня, манометры,
предохранительные клапаны и сбросные от них трубопроводы.
Общая емкость хранилища должна быть
минимальной и определяться исходя из годовой
потребности в аммиаке и периодичности доставки
его с химзавода.
Емкость отдельных сосудов хранилища не
должна превышать 25 м3, заполнение их
допускается не более чем на 80 %.
12.2. Перевозка аммиака
12.2.1. Перевозить баллоны с аммиаком
следует только на рессорном транспорте или на
автокарах в горизонтальном положении,
обязательно с прокладками между ними. В качестве
прокладок можно применять деревянные бруски
с вырезанными гнездами для баллонов, а также
веревочные или резиновые кольца толщиной
не менее 25 мм (по два кольца на баллон) или
другие прокладки, предохраняющие баллоны от
ударов. Баллоны, установленные на прокладки,
должны быть укрыты брезентом, смачиваемым
в летнее время водой. Во время перевозки все
баллоны должны быть уложены вентилями в
одну сторону.
12.2.2. При погрузочно-разгрузочных
работах, транспортировке и хранении должны
приниматься меры против падения, повреждения и
загрязнения баллонов. Переноска баллонов на
руках без использования носилок запрещается.
12.2.3. При отправке баллона из-за
неисправности на завод-наполнитель на баллоне должна
быть сделана предупредительная надпись
«Неисправный, с аммиаком» и приписка в
сопроводительном письме о неисправности баллона и
наличии в нем аммиака. Кроме того, необходимо
предупредить об этом лицо, сопровождающее
баллон.
13. Доврачебная помощь
13.1 Пострадавший от отравления аммиаком
должен быть вынесен на свежий воздух или
в чистое теплое помещение. При необходимости
следует применить искусственное дыхание.
Необходимо освободить пострадавшего от
стесняющей дыхание одежды, сменить загрязненную
одежду и предоставить ему полный покой.
Сделать ингаляцию теплым паром (через
бумажную трубку) из чайника, содержащего 1—
2 %-ный раствор лимонной кислоты в горячей
воде.
Дать выпить крепкий сладкий чай, кофе,
лимонад или 3 %-ный раствор молочной
кислоты.
13.2. Рекомендуется во всех случаях
отравления вдыхать кислород в течение 30—45 мин,
согревать пострадавшего (обложить грелками).
В случае глубокого сна и возможного
снижения болевой чувствительности следует
соблюдать осторожность, чтобы не вызвать ожогов
грелками.
13.3. При наличии явлений раздражения
носоглотки необходимо полоскание ее 2 %-ным
раствором соды или водой. Независимо от
состояния пострадавший должен быть направлен
к врачу.
В случае явлений удушья, кашля
пострадавший должен транспортироваться в лежачем
положении.
13.4. При попадании аммиака в глаза
необходимо обильное промывание глаз струей чистой
воды. Затем следует, до осмотра врачом, одеть
темные очки-консервы. Нельзя забинтовывать
глаза и накладывать на них повязку!
13.5. При попадании на кожу аммиака,
вызывающего ожог, необходимо вначале направить
на обожженную поверхность обильную струю
чистой воды.
Затем пораженную конечность окунуть в
теплую C5—40 °С) воду на 5—10 мин, а в случае
поражения большой поверхности тела, сделать
общую ванну.
После ванны осушить кожу прикладыванием
хорошо вбирающим воду полотенцем
(растирание недопустимо).
Наложить после этого на пораженный участок
кожи мазевую повязку или смазать его мазью
Вишневского или пенициллиновой мазью. При
отсутствии мази использовать сливочное
(несоленое) или подсолнечное масло.
При появлении на коже пузырей ни в коем
случае их не вскрывать, а наложить на них
мазевую повязку (с мазью Вишневского).
13.6. Для оказания доврачебной помощи в
машинном отделении необходимо иметь аптечку,
в которой должны быть:
— 1—2 %-ный раствор лимонной кислоты,
— 3 %-ный раствор молочной кислоты,
— 2—4 %-ный раствор борной кислоты,
— 1 %-ный раствор новокаина, кодеин (или
дионин), спирт, сода, бинты, вата, марлевые
салфетки, мазь Вишневского (или пенициллино-
вая мазь), йод.
56
14. Основные определения
Автоматические приборы — приборы, с
помощью которых осуществляется управление
(регулирование, сигнализация и защита) работой
элементов холодильной установки без
вмешательства обслуживающего персонала.
Автоматизированная холодильная установка—
установка, состоящая из отдельных агрегатов
для производства и распределения холода,
укомплектованных контрольно-измерительными
и автоматическими приборами.
Аппаратное отделение — специальное
помещение, в котором установлены аппараты и
насосы холодильной установки.
Батареи — теплообменное устройство из
гладких или оребренных труб для охлаждения
помещений при естественной циркуляции воздуха.
Вентиль запорный — вентиль, служащий для
открывания или закрывания прохода
хладагента или теплоносителя (хладоносителя).
Вентиль регулирующий — специальный
вентиль для дросселирования жидкого хладагента
с высокого или промежуточного давления до
давления кипения и заполнения хладагентом
испарительной системы.
Верхняя подача хладагента — способ подачи,
при котором жидкий хладагент поступает в
верхнюю часть батарей или воздухоохладителей.
Воздухоохладитель — теплообменное
устройство из труб для охлаждения помещений при
принудительной циркуляции воздуха.
Воздухоотделитель — аппарат для отделения
от хладагента неконденсирующихся газов и
удаления их из системы.
Давление пробное — давление испытания
аппаратов (сосудов) и системы трубопроводов на
прочность, принимаемое равным произведению
рабочего давления на коэффициент 1,25.
Давление рабочее — максимальное избыточное
давление, возникающее при нормальном
протекании рабочего процесса. При этом давлении
проводится испытание на плотность аппаратов,
сосудов и системы трубопроводов.
Защитный комплекс — комплекс, состоящий
из защитных ресиверов вертикального или
горизонтального типа.
Испаритель холодильной установки — тепло-
обменный аппарат, в котором охлаждение
теплоносителя осуществляется за счет кипения
хладагента.
Клапан предохранительный — клапан,
открывающийся при повышении давления в аппарате
(сосуде) или батарее выше давления испытания
на прочность с целью перепуска хладагента на
сторону низкого давления или выпуска в
атмосферу.
Конденсатор — теплообменный аппарат, в
котором осуществляется конденсация (сжижение)
паров хладагента.
Маслоотделитель — аппарат для отделения
смазочного масла от паров хладагента.
Маслосборник — сосуд, в который
перепускается масло из одпЪго или нескольких
маслоотделителей или аппаратов.
Машинное отделение — специальное
помещение для установки холодильных
компрессоров или совместного размещения компрессоров,
аппаратов и насосов.
«Мешок» — местное снижение с последующим
подъемом участка всасывающего трубопровода,
в котором возможно скопление жидкого
хладагента.
Нижняя подача хладагента — способ подачи,
при котором жидкий хладагент поступает в
нижнюю часть батарей или воздухоохладителей.
Обратный клапан — клапан, препятствующий
обратному движению хладагента, например, из
конденсатора в нагнетательный трубопровод.
Отделитель жидкости — сосуд,
устанавливаемый для отделения частиц жидкого
хладагента от всасываемых компрессором паров.
Охлаждающие устройства — теплообменные
устройства (батареи, воздухоохладители) для
отвода тепла из охлаждаемых помещений.
Охлаждаемое помещение — помещение, из
которого с помощью охлаждающих устройств
осуществляется отвод тепла.
Промежуточный сосуд — теплообменный
аппарат для промежуточного охлаждения
сжимаемых паров хладагента и охлаждения
(переохлаждения) жидкости.
Регулирующая станция — устанавливаемые в
машинном отделении на отдельном коллекторе
регулирующие и запорные вентили для
регулирования подачи хладагента.
Ресивер циркуляционный — сосуд, служащий
в качестве емкости жидкого хладагента,
подаваемого насосом в испарительную систему и
возвращающегося из нее.
Ресивер дренажный — сосуд для временного
приема жидкого хладагента из охлаждающих
устройств и аппаратов (сосудов) холодильной
установки (при оттаивании, ремонте и т. д.).
Ресивер линейный — сосуд для приема
жидкого хладагента, поступающего из конденсатора.
Ресивер защитный — сосуд для приема
поступающего со всасываемыми парами жидкого
хладагента и защиты компрессоров от
гидравлического удара.
Сигнализатор утечки — прибор для
сигнализации о концентрации паров аммиака в воздухе
помещений и включения приточно-вытяжной
вентиляции. "
Сигнализатор аварийной концентрации —
прибор для сигнализации о недопустимой
концентрации паров аммиака @,15 мг/л) и аварийного
выключения! электропитания всей холодильной
57
установки с одновременным включением
аварийной вентиляции.
Система непосредственного охлаждения —
система, в которой тепло от охлаждаемого объекта
передается через теплообменное устройство
непосредственно хладагенту (аммиаку).
Система охлаждения с промежуточным
теплоносителем — система, в которой тепло от ох-
ИЗОБРЕТЕНИЯ
(И) 731217 B1) 2674736/23-06 B2) 16.10.78 2E1)
F 25 В 1/00 E3) 621.574 G2) А. И. Лавочник, Л. Е.
Левит G1) Ташкентский политехнический институт им.
А. Р. Беру ни
<54) 1. ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
компримирующее устройство, конденсатор сжатых па-,
ров хладагента, дроссельный вентиль и двухполост-
ной испаритель, вторая полость которого включена
в циркуляционный контур диэлектрического
теплоносителя, в который включены насос и охлаждающая
батарея, размещенная в охлаждаемом объекте,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
экономичности путем усиления циркуляции воздуха у
поверхности охлаждающей батареи, участок циркуляционного
контура, на котором установлены насос и испаритель,
изолирован от остального участка посредством
электроизолировочных патрубков, а охлаждающая батарея
заключена в кожух из диэлектрического материала,
причем установка дополнительно содержит
заземленные электроды телескопического типа с развитой
наружной поверхностью, снабженные исполнительным
механизмом для изменения их длины, срабатывающим
по импульсу температуры в охлаждаемом объекте,
при этом электроды размещены в кожухе и их
поверхность эквидистантна поверхности батареи.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что, с
целью использования слабых по величине зарядов,
между каждым заземленным электродом и батареей
размещен дополнительный электрод, подсоединенный
посредством электростатического конденсатора к
поверхности батареи.
A1) 732636 B1) 2696611/28-13 B2) 12.12.78 2 E1)
F 25 D 29/00; F 25 D 21/00 E3) 621.574 G2) В. 3. Кот-
ляров G1) Специальное конструкторское бюро по
приборостроению -щщ
E4) ТЕРМОВЫКЛЮЧАТЕЛЬ ДЛЯ
ПОЛУАВТОМАТИЧЕСКОГО ОТТАИВАНИЯ ИСПАРИТЕЛЯ,
содержащий кнопку со штоком для включения на режим
оттаивания, электроконтактную группу и упругий элемент,
связанный дистанционной трубкой с термобаллоном,
отличающийся тем, что, с целью предотвращения
перегрева испарителя в процессе оттаивания, он снабжен
пружиной с торцовой прижимной пластиной,
установленной внутри упругого элемента, а в термобаллоне
жестко закреплена шайба из легкоплавкого материала,
связанная с торцовой прижимной пластиной
посредством гибкого троса.
лаждаемого., объекта передается хладагенту
через промежуточный теплоноситель.
Указатель уровня жидкого хладагента —
прибор, показывающий, высоту уровня жидкого
хладагента в аппарате (сосуде).
Холодильная установка — совокупность
машин, аппаратов, сосудов и трубопроводов,
предназначенных для производства и
применения искусственного холода.
A1) 734482 B1) 2562029/28-13 B2I29.12.77 2 E1) F
25 D 13/06; F 25 D 3/10 E3) 621.57.48 G2) Я- А.
Асланов, А. Г. Криштафович, А. А. Тимохин, И. Ф. Город-
нянский
E4) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАМОРАЖИВАНИЯ
ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ, содержащее горизонтально
установленный теплоизолированный барабан с загрузочным
и разгрузочным окнами, расположенный в барабане
ротор с радиальными ребрами, образующими полости
для размещения продукта, патрубки подачи и отвода
хладагента и привод для вращения ротора,
отличающееся тем, что, с целью интенсификации процесса
замораживания путем использования в качестве хладагента
жидкой углекислоты, в верхней части обечайки
барабана установлены форсунки, соединенные с патрубком
подачи хладагента, радиальные ребра ротора
снабжены подпружиненными пластинами для герметизации
полостей, а на внутренней поверхности обечайки
барабана перед форсунками и патрубком отвода хладагента
выполнены продольные проточки для регулирования
давления |в полостях.
A1) 731215 B1) 2614462/23-06 B2) 11.05.78 2 E1)
F 25 В 1/00 E3) 621.574 G2) Е. Т. Петров, М. 3.
Печатников, Ю. В. Говердовский, А. А. Несвицкий, Л. А.
Смирнова G1) Ленинградский технологический
институт холодильной промышленности
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
компрессор с обводной линией, конденсатор воздушного
охлаждения, испаритель, размещенный между ними
регулирующий вентиль с индивидуальной обводной
линией, в которой установлен насос, перекачивающий
жидкий хладагент из конденсатора в испаритель,
и дроссельный вентиль, установленный на обводной
линии компрессора, отличающаяся тем, что, с целью
повышения технологичности, она содержит
дополнительный испаритель, установленный между насосом
и дроссельным|вентилем.
A1) 731216 B1) 2664853/23-06 Г22) 13.09.78 2E1)
F 25 В 1/00 E3) 621.56 G2) В. М. Буткин
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
последовательно соединенные компрессор,
конденсатор воздушного охлаждения, ресивер,
испаритель и теплробменный аппарат, отличающаяся тем,
что, с целью повышения эксплуатационной
надежности, теплообменный аппарат выполнен трехполостным,
одна полость которого включена в линию связи
компрессора и конденсатора, другая образует с ресивером
замкнутый циркуляционный контур, а третья
заполнена промежуточным теплоносителем и имеет тепловой
контакт с первыми двумя полостями через стенку.
58
КРИТИКА
И БИБЛИОГРАФИЯ
УДК [621.56/.57:637:061.5]@35.5X049.32)
Нужное справочное пособие
ХОЛОДОСНАБЖЕНИЕ ПРЕДПРИЯТИЙ МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ.
Справочное пособие/ И. Г. Чумак, М. С. Вайнштейн, А. А. Гольцман, Ю. А. Трубников.
Киев, Виша школа, 1979, 200 с. Тираж 4000 экз. Цена 1 р. 20 к.
Рецензируемая книга предназначена для инженерно-
технических работников, занимающихся
проектированием и эксплуатацией холодильных установок
мясомолочной промышленности, и для студентов вузов,
которым она поможет глубже овладеть холодильной
специальностью.
Справочное пособие включает 6 глав, 72 таблицы,
122 иллюстрации и 5 приложений.
В книге изложены основные вопросы холодильной
обработки и хранения молочных и мясных продуктов,
приведены описания и режимы работы технологических
аппаратов. Рассмотрено определение потребности
предприятий в холоде с учетом специфики поступления
сырья и изготовления готовой продукции. Отдельные
разделы посвящены подбору компрессоров, теплооб-
менных и других аппаратов и сосудов, устройств
охлаждения оборотной воды, компоновке холодильных
установок, их реконструкции и автоматизации.
Материал изложен на достаточно высоком техническом
уровне.
Ценным для читателя является последовательное
и концентрированное изложение основ холодильной
технологии, обеспечивающих снижение потерь мяса
при холодильной обработке и хранении и максимальное
сохранение его качества.
В разделе о компоновке холодильных установок
приведены эксплуатационные характеристики систем
охлаждения (с. 105—108), нашедших применение в
мясо-молочной промышленности: безнасосных и
насосных, с промежуточным хладоносителем и ледяной
водой. Проанализированы преимущества и недостатки
различных систем охлаждения, причины замены одних
систем другими, даны практические рекомендации по
•безопасной эксплуатации действующих систем
охлаждения.
Важный материал представлен в разделе,
посвященном реконструкции холодильных установок.
Рассматриваются факторы, определяющие необходимость
реконструкции. Детально сопоставляются существующие
технические решения с новыми, возникающими в
процессе реконструкции. Приводится последовательность
реконструкции холодильника (рис. 87, 88),
компрессорного цеха и аппаратного отделения (рис. 91, 92, 97, 98),
системы охлаждения (рис. 94, 95).
Специалистов заинтересуют методы автоматизации
и характеристики современных приборов и средств,
применяемых при автоматизации холодильных уста-
•новок.
В целом книга является весьма полезным и ценным
источником справочных данных, особенно по вопросам
реконструкции и модернизации действующих
предприятий.
Для справочного руководства, которое
используется при проектировании, неточности и ошибки
являются недопустимыми. К сожалению, они встречаются
в книге.
Так, на с. 45 указывается о получении холода с
помощью замкнутого кругового процесса; на той же
с. 45 сказано, что при работе холодильной машины
понижается температура окружающей среды вместо —
охлаждаемой среды (тела); на рис. 6 (б) приведен
теоретический цикл вместо действительного цикла
одноступенчатой холодильной машины; на с. 57 не отмечено,
для какого типа аммиачных компрессоров справедлив
приведенный график (рис. 18) значений коэффициента
подогрева; формула для определения коэффициента
подогрева в табл. 37 устарела; на с. 47 неверно указана
цена 1 кг аммиака. Приведенные на с. 78 значения
удельного теплового потока для панельных
испарителей занижены, если рассматривать работу испарителей
для охлаждения рассола (вместо рекомендованных
2,3—3,0 кВт/м2 в этом случае обычно достигается от
2,9 до 3,5 кВт/м2), и очень завышены, если панельный
испаритель работает в режиме получения ледяной воды,
так как при намораживании льда удельный тепловой
поток составляет от 0,35 до 0,55 кВт/м2; на с. 120
указана завышенная удельная поверхность легкосбрасы-
ваемых конструкций в ограждениях машинного
отделения — 0,08 вместо 0,03 м2/м3 объема здания.
К сожалению, в книге не рассматривается методика
технико-экономической оценки показателей
реконструкции и сравнительного анализа, включая анализ
калькуляций себестоимости производства холода на
установке до и после реконструкции, и взаимосвязь
реконструкции холодильной установки со снижением
себестоимости товарной продукции.
Среди описанного холодильного оборудования нет
холодильных агрегатов производства ГДР и ЧССР,
работающих на предприятиях мясной и молочной
промышленности и достаточно хорошо зарекомендовавших
себя в эксплуатации.
Отдельные положения справочного пособия
дискуссионны.
Рекомендуемое авторами присоединение
испарителей к насосно-циркуляционной системе недопустимо по
правилам техники безопасности, регламентирующим
заполнение этих аппаратов.
По мнению рецензента, подача жидкого
хладагента в охлаждающие приборы через диафрагмы (с. 107—
108) не обеспечивает нормальной работы этих приборов,
поскольку при переменных тепловых нагрузках,
характерных для мясо-молочных предприятий, количество
образующегося пара существенно переменно и
ограничение кратности циркуляции значением, близким к
единице, сводит на нет все преимущества насосно-циркуля-
ционных систем. В этой связи заслуживает большего
внимания поднятый авторами вопрос о ^применении
систем автоматического урегулирования ? заполнения
59
приборов охлаждения в зависимости от подводимой
тепловой нагрузки.
Новыми «Правилами устройства и безопасной
эксплуатации аммиачных холодильных установок»
(ВНИХИ, 1979) запрещено размещение аммиачного
оборудования в подвальных помещениях для вновь
проектируемых установок. Поэтому аммиачные насосы
устанавливают в открытых приямках глубиной до 2—
2,5 м. В связи с этим рекомендация на с. 117 об
устройстве для насосов подвального помещения под
машинным отделением является неправомочной.
В книге следовало привести ссылки на источники,
из которых заимствован ряд материалов:
коэффициенты теплопередачи ограждений — табл. 16, 17, 18;
значения энтальпий для продуктов — с. 32—33
номограммы для определения диаметров труб — с. 98
и др.
Несмотря на отмеченные недо^;атки и несколько
реферативный характер изложения материала, в целом
следует отметить, что новое справочное пособие
является полезной книгой, имеющей практическое значение.
Содержание ее свидетельствует о большой работе,
проделанной авторским коллективом.
К сожалению, небольшой тираж книги уже сделал
ее редким изданием. Представляется целесообразным
увеличить тиражи пособий, подобных рецензируемому,
содержащих важный справочный материал для
проектировщиков, студентов вузов и практических
работников предприятий.
Канд. техн. наук В. М. ШЛЯХОВЕЦКИЙ
Краснодарский политехнический институт
НОВОСТИ
ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
УДК [621.57:62 1.564.251:621.175.49-52
Автоматизация воздушного
конденсатора
Эксплуатация фреоновых машин с воздушными
конденсаторами и наружным расположением ресивера
осложняется в холодное время года. При пуске машины
с охлажденным конденсатором испаритель практически
мгновенно опустошается из-за отсутствия питания
и очень высокой производительности компрессора. Это
приводит к срабатыванию защиты и к остановке
машины.
Фирма «Данфосс» предлагает схему (см. рисунок),
свободную от этого недостатка. На линии от
компрессора Км к конденсатору Кд устанавливают регулятор
давления «до себя» Рг±. Его задача — не допустить
снижения давления в линии нагнетания компрессора ниже
заданного.
Второй регулятор Рг2, регулятор давления «после
себя», располагают на газовой линии, соединяющей
Схема автоматизации воздушного конденсатора:
Км — компрессор; Кд — конденсатор; Рс — ресивер; Рг х
Рг2 — регуляторы давления; ОК — обратный клапан; рн и Ррс~
давления нагнетания и в ресивере.
нагнетательный трубопровод компрессора Км с
ресивером Рс. Этот регулятор предотвращает снижение
давления в ресивере.
Кроме того, на сливной линии из конденсатора
монтируют обратный клапан ОК, препятствующий
перетечке пара из ресивера в конденсатор.
Перед пуском машины в холодное время года в
конденсаторе, ресивере и нагнетательном трубопроводе
устанавливается низкое давление, соответствующее
температуре наружного воздуха. При этом клапан
регулятора Ргг закрыт, а клапан регулятора Рг2 открыт
полностью.
Пущенный компрессор оказывается подключенным
со стороны нагнетания только к ресиверу, причем из-за
ограниченной пропускной способности регулятора Рг2
в линии нагнетания сразу устанавливается достаточно
высокое давление. Этим предотвращается работа с
недопустимо высокой производительностью.
Через открытый регулятор Ргг пар нагнетается в
ресивер. Благодаря обратному клапану ОК
исключается подача пара в конденсатор. В ресивере поднимается
давление, что обеспечивает нормализацию работы
питающего испаритель регулятора (например, ТРВ).
По мере нарастания давления в нагнетательной
линии компрессора клапан регулятора Рг2 открывается
и хладагент начинает поступать в конденсатор. Слив
сконденсированного хладагента из испарителя в
ресивер будет происходить только после того, как давление
в конденсаторе станет выше, чем давление в ресивере.
Данная схема может оказаться полезной не только
при пуске, но и при эксплуатации машины в условиях
низкой температуры воздуха.
При снижении давления в ресивере регулятор Рг2
откроется и перепустит часть пара, минуя конденсатор,
непосредственно в ресивер. Если при этом упадет и
давление нагнетания, то прикроется клапан регулятора
Ргг. В результате давление конденсации упадет, слив
конденсата временно прекратится, конденсатор будет
подтоплен жидкостью. Система перейдет в новое
равновесное состояние.
По материалам каталога фирмы «Данфосс» КА.00.К1.02
Канд. техн. наук В. С. УЖАНСКИЙ
ВНИИхолодмаш
60
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
УДК 637.5'G4.037.004.162@83.75)
Нормы естественных потерь несоленого шпика
при завораживании и хранении его
в мороженом состоянии в камерах
производственных холодильников
Канд. техн. наук Н. К. ФЕДОРОВА, 3. И. ЖОКИНА,
Т. П. НИЦЕНКО, В. Н. КОРЕШКОВ, Е. Н. ФИРСАНОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
С 1 июля 1980 г. введены в действие впервые
разработанные для предприятий системы Минмясомолпрома
СССР нормы естественных потерь несоленого шпика при
замораживании и хранении в камерах холодильников.
Утвержденные нормы естественных потерь шпика
являются контрольными, предельно допустимыми и
применяются для оценки фактически выявленных
потерь.
Нормы разработаны Всесоюзным
научно-исследовательским институтом холодильной промышленности
совместно с Северо-Кавказским отделением ВНИХИ
и ПКБ Минмясомолпрома Литовской ССР на основе
опытных работ.
Экспериментальные работы проводили в
производственных условиях на 10 мясокомбинатах
(Днепропетровском, Полтавском, Оршанском, Белгородском,
Краснодарском, Ворошиловградском, Калининском,
Усть-Лабинском, Медведовском и Шяуляйском).
Замораживание шпика в парном и охлажденном
состоянии осуществлялось в морозильных камерах в
соответствии с требованиями действующих
технологических инструкций по холодильной обработке и
хранению мяса и мясопродуктов, а также в
скороморозильных агрегатах АРСА (температура кипения аммиака
—40 °С).
Конечная температура в толще пластин
замороженного шпика составляла —8 °С.
Замораживали и хранили мороженый шпик в
упаковке и без упаковки. В качестве упаковочного
материала использовали полимерную пленку в виде пакетов
и оберток, крафт-мешки, деревянные ящики,
выстланные пергаментом или подпергаментом.
Всего было заморожено более 22 т несоленого шпика.
Нормы естественных потерь несоленого шпика при
замораживании без упаковки и в упаковке на
металлических противнях в морозильных камерах
холодильников приведены ниже:
Продукт
Шпик несоленый охлажденный
без упаковки
в обертках из полимерной пленки
Шпик несоленый парной
без упаковки
в обертках из полимерной пленки
Нормы
естественных
потерь
при
замораживании, %
0,15
0,05
0,25
0,07
В связи с тем что в процессе исследований не было
выявлено зависимости естественных потерь шпика от
температуры замораживания, нормы установлены без
ее учета. При замораживании охлажденного шпика
потери были на 19—40% меньше, чем при
замораживании парного. Нормы естественных потерь при
замораживании в упаковке ниже в 3—4 раза, чем без
упаковки.
При замораживании парного и охлажденного
несоленого шпика, упакованного в полимерные пакеты, в
морозильных камерах, а также при замораживании его в
упакованном виде в роторных скороморозильных
агрегатах естественные потери не имели места, поэтому
нормы в этих случаях не применяются. При
замораживании шпика в скороморозильных аппаратах ФМБ*
нормы естественных потерь такие же, как при
замораживании шпика на металлических противнях.
Мороженый шпик хранили при проектной
(паспортной) температуре воздуха —18, —20 °С в различные
периоды года на производственных одно- и
многоэтажных холодильниках, расположенных в разных
климатических зонах.
На каждом холодильнике хранили несколько
партий мороженого шпика в течение 2,0—2,5 месяца в
пределах каждого квартала года, а отдельные
партии — 5—6 месяцев.
Общая масса всех опытных партий мороженого
шпика при хранении составила более 45 т.
Нормы естественных потерь при хранении шпика
установлены едиными для всех периодов хранения,
климатических зон, емкости и этажности холодильника
в зависимости от непартионного и партионного учета.
Непартионный учет шпика ведется в тонно-днях в
соответствии с инструкцией по применению норм
естественной убыли мяса и мясопродуктов при
холодильной обработке и хранении на холодильниках. При этом
применяются одинаковые нормы естественных потерь
за каждый месяц хранения. Например, при хранении
неупакованного шпика в течение одного месяца норма
убыли составляет 0,08%, а за 5 мес хранения —0,4%
@,08X5).
Ниже приведены нормы естественных потерь шпика
в процессе хранения при непартионном учете:
Продукт
Шпик несоленый мороженый
без упаковки
в упаковке
крафт-мешки, влагонепроницаемые
Нормы
естественных
потерь
за каждый
месяц
хранения, %
0,08
0,07
Данные Казахского филиала ВНИИМПа.
6i
бумажные пакеты, пергамент или
подпергамент
деревянные ящики, выстланные пер- 0,04
гаментом или подпергаментом
обертки из полимерной пленки 0,02
При партионном учете нормы естественных потерь
шпика за каждый месяц хранения в течение первых
трех месяцев такие же, как и при непартионном учете.
После трех месяцев хранения они снижены до 50 %.
Например, в случае партионного у^ета при
хранении неупакованного шпика в течение 5 мес норма
составит 0,32% @,08X3+0,04X2).
В таблице приведены нормы естественных потерь
шпика в процессе хранения при партионном учете.
При хранении шпика, упакованного в полимерные
пакеты, нормы естественных потерь не применяются.
Новые нормы естественных потерь шпика
используют в соответствии с Инструкцией по применению
норм естественной убыли мяса и мясопродуктов при
холодильной обработке и хранении на холодильниках.
Введение в действие норм позволит уменьшить
потери несоленого шпика и получить экономический
эффект в размере 10 руб. на 1 т продукции.
РЕФЕРАТЫ
УДК 621.573.004.182/.183.001.24
Анализ энергетических и массовых характеристик
воздушных холодильных машин. КОТЕНКО В. Д.,
КИРЕЙЦЕВ А. В. «Холодильная!техника», 1980,
№ 9.
Приводится аналитическое решение, увязывающее
энергетические и массовые характеристики В ХМ. С помощью
этого решения анализируются массовые и
энергетические характеристики В ХМ, работающих с регенерацией
и без регенерации тепла, в зависимости от разности
температур наружного воздуха и в охлаждаемом
объеме (Т0.с—Т0). Показано, что цикл без регенерации
целесообразно использовать при разности (T0tC—Т0)
до 20 К, при большей разности необходимо
применение регенеративных теплообменников.
Иллюстраций 4. Список литературы — 2 названия.
УДК[621.57:621.564.25] :628.84
Холодильная машина СР9Х 2-1-0 для систем!
технологического кондиционирования воздуха. КОНОВА-
ЛЕНКО Е. Д., ПАНЧЕНКО В. Я., АГАРЕВ Е/ М.,
МЕДНИКОВА Н. М., МЕДОВАР Л. Е.,
«Холодильная техника» , 1980, № 9.
Описана конструкция новой автоматизированной
холодильной машины на R12, разработанной в двух
модификациях— с водяным (СР9Х2-1-0) и воздушным
ПСР9Х 2-1-0) конденсатором, являющейся
дальнейшим развитием машин типа ХМ1-20. Приведены
характеристики машины, схема автоматизации и принцип
ее работы.
Таблиц 1. Иллюстраций 5. Список литературы — 4
названия.
Продукт
Шпик несоленый мороженый
без упаковки
В упаковке
крафт-мешки,
влагонепроницаемые бумажные
пакеты, пергамент или
подпергамент
деревянные ящики,
выстланные пергаментом
или подпергаментом
Обертки из полимерной
пленки
Продолжительность
хранения,
мес
3
Более 3
3
Более 3
3
Более 3
3
Более 3
Потери за
каждый
месяц хранения,
%
0,08
0,04
0,07
0,03
0,04
0,03
0,02
Нормы не
применяются
УДК 628.84.001.24
Методика выбора автономного кондиционера.
СОТНИКОВ А. Г. «Холодильная техника», 1980, №|9.
Систематизируются исходные данные объекта,
необходимые для обоснованного выбора автономного
кондиционера. Приводится система неравенств для выбора А К
по расчетным значениям холодо-,Цтепло-) влаго- и
воздухопроизводительности.
Таблиц 1.
УДК [621.515:621.564.251.001.5
Расширение диапазона работы концевой]{ступени
фреонового турбокомпрессора. БУХАРИН Н. Н., ДЕН Г. Н.
ЕПРЕМЯН Р. Е., КАПЕЛЬКИН Д. А.
«Холодильная техника», 1980, № 9.
Изложены результаты исследования эффективности
регулирования работы ступени фреонового
турбокомпрессора с малой относительной шириной колеса,
содержащей лопаточный или безлопаточный диффузор.
Показана целесообразность использования комплексного
регулирования производительности одновременным
поворотом лопаток диффузора и входного регулирующего
аппарата. Приведены газодинамические
характеристики элементов ступени.
Иллюстраций 5. Список литературы —ft5 названий.
УД К*21.512.041.004.624.001.5:543.42
Применение метода спектрального анализа~для~исследо-
вания износа холодильных поршневых компрессоров.
ПЕРЕКРЕСТОВ А. П., АБДУЛЬМАНОВ X. А.
«Холодильная техника», 1980, № 9.
Проведены исследования скорости изнашивания ци-
линдро-поршневой группы холодильного компрессора
методом спектрального анализа. Показана высокая
чувствительность метода при изучении износа
трущихся деталей. Установлено влияние эксплуатационных
факторов на износостойкость поршневого кольца.
Таблиц 2. Иллюстраций 2. Список литературы — 5
названий.
62
УДК 546.3-036.7:536.24.001.5
Исследование теплоотдачи при кипении на
поверхностях, покрытых полимерными пленками. БОЧАГОВ
В. Н., ДОРОХОВ А. Р., КОРЕНЬКОВ В. И., ПЕ-
ТИН Ю. М., ШАСТИНА Г. А. «Холодильная техника» ,
1980, № 9.
Приведены результаты опытов по кипению в большом
объеме воды, водных растворов бромистого лития и
хладагента R21 на металлической и покрытой
полимерной (пентапластовой марки А2) пленкой
поверхностях. Показано, что нанесение полимерной пленки
снижает коэффициент теплопередачи при кипении водного
раствора бромистого лития на величину термического
сопротивления пленки R^. При кипении R21
коэффициент теплоотдачи снижается еще более значительно.
Иллюстраций 3. Список литературы — 5 названий.
УДК 725.355:536.24:536.5-032.1.001.24
Определение расчетных летних температур наружного
воздуха для вычисления максимальных теплопритоков
в охлаждаемые помещения. ГИНДОЯН А. Г., ФАЙН-
ШТЕЙН В. А. «Холодильная техника», 1980, № 9.
Предложен метод определения расчетных летних
температур наружного воздуха с учетом воздействия
солнечной радиации и тепловой инерции ограждающих
конструкций зданий холодильников. Дано
обоснование выбора исходных параметров климата. Приводятся
примеры расчета для различных ограждающих
конструкций.
Таблиц 2. Иллюстраций 1. Список литературы — 4
названия.
УДК 66.047.25.001.24
«Досушка» в технологии сублимационного
обезвоживания. ВОЛЫНЕЦ А. 3. «Холодильная техника»,
1980, № 9.
На основе предварительного определения равновесного
влагосодержания продуктов при температурах и
давлениях, характерных для вакуумной сублимационной
сушки, последующего теоретического исследования и
эксперимента показано, что продолжительность периода
удаления связанной влаги (период физической
«досушки») не превышает 3—5 % относительно общей
продолжительности сублимации. Наблюдаемая на
практике значительно более длительная «досушка»
обусловлена отклонениями (в основном случайными)
факторов, определяющих развитие процесса, от их средних
значений и заключается в удалении влажных
участков (технологическая «досушка»). Продолжительность
этой стадии определяется путем минимизации
стоимости высушенного продукта.
Таблиц 2. Иллюстраций 4. Список литературы|— 6
названий.
УДК 533.275-521;
Автоматический конденсационный гигрометр АГК-212Ф.
ГИОРГОБИАНИ Ю. В., ЮДИНА С. В.,
БУЛАНОВ В. Ф., ГОЛОВАЦКАЯ Л. А., НЕМЦЕВ А. В.
«Холодильная техника», 1980, № 9.
Приведено описание конденсационного гигрометра
АГК-212Ф. Даны техш ческая характеристика гигро
метра и результаты err промышленных испытаний,
проведенных в условиях холодильных камер распре-
делительногохолодилъника.
Иллюстраци й 1.
УДК 663.674-032.2.001.5.001.24
Содержание различных форм влаги в мороженом.
ОЛЕНЕВ Ю. А. «Холодильная техника», 1980, № 9.
Установлено, что в смесях мороженого наиболее слабо-
связанная вода является растворителем и входит в
состав воды в растворе. Выведена формула для
определения массовой доли такой воды. Найдены доли воды-
растворителя, а также связанной воды, замерзающие
при различных температурах. В таблицах приводятся
данные о распределении влаги в мороженом при
различных температурах: вода в растворе + лед +
связанная вода различных групп по уровням энергии связи.
Таблиц|2. Список литературы — 8 названий.
УДК 637.252.062.001.5
Исследование образованияуЪтаффа при холодильном
хранении сливочного масла. СОКОЛОВА Н. А., ДИ-
ДЕНКО Р. А., ШАРОБАЙКО В. И. «Холодильная
техника», 1980, № 9.
Ни в модельных опытах, ни при холодильном хранении
сливочного масла не'наблюдалось характерных
признаков типичного штаффа. Поверхностный слой масла
становится темно-желтого цвета в результате его
обезвоживания — такой вывод сделан на'основании
проведенного исследования.
Таблиц 4. Список литературы^— 9 названий.
УДК 629.114.6:628.84:621.5.041-643.7.001.4
Торцовое уплотнение холодильного компрессора
транспортного кондиционера. ЕСИПЕНКО А. Я-, ПЕТРУ-
ШАНСКАЯ Л. Я-, ИЩЕНКО А. И., ШВАРЦ В. А.
«Холодильная техника» , 1980, № 9.
Приведены описание и результаты испытаний двух
конструкций торцовых уплотнений —
самоустанавливающегося и несамоустанавливающегося типов с
парами трения из различных антифрикционных
материалов. Наиболее пригодным для применения в
компрессоре транспортного кондиционера оказалось
торцовое уплотнение несамоустанавливающегося типа с
парой трения из рэлита. Оно менее подвержено износу,
имеет меньшее количество деталей и малые
габаритные размеры.
Таблиц 1. Иллюстраций 1. Список литературы — 2
названия.
УДК 658.387.53:637.5.037.004.3:637.513.13
Опыт работы холодильника Шахтинского
мясокомбината по механизации погрузочно-разгрузочных и
транспортных операций. ЧУПРИНИНА Н. С. «Холодиль-
рзя техника», 1980, № 9.
Гггтсррлизаторы предприятия разработали проект и
смс Ti ггггли наклонные конвейеры для
транспортировки ^орожегсго мяса непрерывным потоком из
камер с?моражгт?рря в камеры хранения и на
погрузочную рампу. Конвейеры оканчиваются элеваторами для*
спуска четвертин и полутушгв тележки, которые
закатывают в железнодорожные вагоны. Одновременно
можно загружать два рагона. С внедрением новой схемы
транспортировки и загрузки мороженого мяса в
вагоны лроизЕОДительрс пь труда возросла на 30%,
ликвидированы Fcp>cрмативные' простои вагонов под
погрузкой.
Иллюстраций 1.
63
УДК 536.24.001.24:629.12.011.516
Метод определения коэффициента теплопередачи
ограждений рефрижераторных трюмов. БАЛАНДИН И. А.
АЛЕХИН Н. Б. «Холодильная техника», 1980, № 9.
Предложено определять коэффициент теплопередачи
изоляции трюмов рефрижераторных судов методом
двойного нагрева (в два этапа без промежуточного
охлаждения). Разработанный метод не требует определения
холодопроизводительности, установки расходомера и
измерителей температуры хладагента, снижает расход
электроэнергии, сокращает время испытаний.
Приведены результаты определения качества изоляции
трюмов в эксплуатационном рейсе на большом автономном
траулере «Иван Сивко».
Таблиц 1. Иллюстраций 2.
УДК [621.565:621.564.22]-72.004@83.132)
Рекомендации по эксплуатации масляной системы
аммиачных холодильных установок. КРЕЙМЕР Н. Г.,
ПЫТЧЕНКО В. П., ИВАНОВА Р. Б., ГУЩИН А. В.
«Холодильная техника» , 1980, № 9.
На основании работ, проведенных во ВНИХИ, и
обобщения опыта предприятий разработана и
рекомендована к внедрению схема масляной системы аммиачных
холодильных установок и намечены основные пути
рационального решения вопросов отделения масла от
газообразного и жидкого аммиака, удаления масла из
сосудов и аппаратов, восстановления свойств масла
(регенерации) и организации маслоснабжения
компрессоров современных холодильных установок.
Иллюстраций 4. Список литературы — 7 названий.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Открыта подписка на 1981 год
на ежемесячный научно-технический и производственный журнал
«Холодильная техника».
Журнал распространяется только по подписке. Подписка принимается
без ограничения в пунктах подписки «Союзпечать», на почтамтах, в узлах
и отделениях связи, а также общественными распространителями печати
на предприятиях, в учреждениях и учебных заведениях.
Периодичность — 12 номеров в год. Объем номера—4 печатных листа
F4 страницы).
Подписная цена: на 12 месяцев — 6 руб., на 6 месяцев —3 руб.
Цена отдельного номера — 50 коп.
На первой странице обложки. Автоматический конденсационный гигрометр АГК-212Ф (статья о нем
публикуется в этом номере журнала).
Редакционная коллегия: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Ага-
рев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук, проф. В. М. Бродянский, А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин,
A. П. Еркин, И. М. Калнинь, д-р техн. наук проф. Э. И. Каухчешвили, В. Д. Леонов, А. П.Леонтьев, Г. А. Новиков, В. В. Оно-
совский, д-р техн. наук, проф.И. И. Орехов, И. С. Остасевич, М. М. Позин, Н. К. Плотников, Ю. Я.|Сенягин, А. Н. Сергиенко,
B. М. Шавра.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 18.07.80 Подписано в печать 20.08.80 Т-04738.
Формат 84X108Vie- Высокая печать. Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 6,72.
Уч.-изд. л. 7,73 Тираж 13 680 экз. Заказ 1674
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12. Телефон 216-86-73
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома
Государственного комитета СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли.
142300, г. Чехов Московской области
64