затрат и источником повышения рентабельности
предприятия. Поэтому анализ проводится по
отдельным калькулируемым видам продукции
и статьям расходов.
Размер фактических затрат на единицу
продукции за отчетный период сопоставляется с
себестоимостью плановой и за соответствующий
период предыдущего года.
При проверке выполнения плана
себестоимости выявляется влияние отклонений в удельных
нормах расхода на единицу продукции
электрической и тепловой энергии, холода, сырья,
вспомогательных и упаковочных материалов,
цен потребления на эти материалы, а также
отклонения в себестоимости отдельных видов
продукции по элементам затрат калькуляции.
Это позволяет разрабатывать обоснованные
планы снижения издержек производства.
Схема анализа выполнения плана
себестоимости продукции (в тыс. руб.) приведена в табл. 2.
Статьи затрат

калькуляционного
листа
Виды выработанной
продукции (. . . ), т
по плановой

себестоимости
по
фактической
себестоимости
экономия
(—-),
повышение (-{-)
Та
Общая сумма
экономии (повышения)
по всей продукции
блица 2
Процент снижения
(повышения)
себестоимости по
сравнению с планом
Итого: 1 ! 1 ! 1
1 ill! 1 1
По аналогичной схеме анализируется
выполнение плана уровня издержек обращения
оптовой торговли по отдельным статьям затрат.
Выполнение плана прибыли предприятием
анализируется по всем ее составным элементам —
оптовая торговля, централизованная доставка
товаров, реализация товарной продукции, прочие
операции.
Выполнение плана прибыли по предприятию
в целом проверяют без учета ее
перераспределения (исходя из прибыли, непосредственно
вытекающей из хозяйственной деятельности) и с
учетом перераспределения оптово-сбытовых
скидок и прибыли от реализации продукции своей
выработки в соответствии с финансовым планом,
утвержденным вышестоящей организацией. При
невыполнении установленного плана прибыли
по отдельным отраслям хозяйства выявляются
основные причины, в частности изменение
объема реализации продукции в количественном
выражении, сдвиги в ассортименте по
сравнению с планом, отклонения от плановой
себестоимости и уровня издержек обращения.
Общая экономическая эффективность работы
предприятий характеризуется их фондоотдачей,
т. е. размером прибыли на рубль
производственных фондов.
Наряду с анализом производственной и
финансовой деятельности проверяется выполнение
плана образования предприятием в отчетном
периоде фондов экономического стимулирования
(фонды материального поощрения работников,
социально-культурных мероприятий и
жилищного строительства, развития
материально-технической базы предприятия), а также их
фактическое использование по указанным
направлениям.
Систематический и экономически грамотный
анализ хозяйственной деятельности предприятия
и отдельных его цехов позволяет наряду с
объективной оценкой выполнения
установленного плана своевременно выявлять
имеющиеся резервы производства и разрабатывать
конкретные мероприятия по их использованию,
что должно способствовать повышению
экономической эффективности производственной
работы хладокомбинатов и холодильников.
Выбор геометрических параметров
ротационного компрессора с катящимся
ротором
П. Г. ЛАНГРАТ, В. С. КРЫЛОВ, Э. В. ЯДИН
Рижский завод холодильных машин «Компрессор»
621.57.041-213.3
Выпуск и номенклатура малых холодильных [1, 2]. Поэтому правильный выбор геометричес-
герметичных ротационных компрессоров с ка- ких размеров ротационных компрессоров, обеспе-
тящимся ротором возрастают с каждым годом чивающих получение высоких теплоэнергети-
8

ческих показателей при минимальной
стоимости изготовления и достаточном уровне
надежности, имеет большое значение.
Основные размеры компрессора, по которым
при заданном (теоретическом) объеме всасывания
могут быть определены все остальные размеры,
это — диаметр ротора Dp, его высота Н и
эксцентриситет е (рис. 1).
тогда
Яр - V1!*
Рис. 1. Схема ротационного компрессора:
Djj—диаметр цилиндра; Dp— диаметр ротора; е —
эксцентриситет вала; Я — высота ротора, цилиндра и лопасти;
Ь — ширина лопасти; dd— эксцентриситет.
Диаметр цилиндра
Dn=Dv+2e.
Ширина лопасти Ь принимается равной или
на 0,5—2 мм большей 2 е.
Объем, описываемый ротором за один оборот
(теоретический объем всасывания),
Vr> =
Di
•D*)H см*,
A)
¦¦/• 1 - —
р L я/tpto №Р + 2)
B)
или
V v—neH{D v-\-e)CMz.
Часовой объем
КЛ=Урл-6.10-в м3/чу
где п — частота вращения вала компрессора,
об/мин.
Для анализа влияния соотношения основных
размеров на показатели герметичного
ротационного компрессора можно использовать безраз-
мер ные коэффициенты:
относительную высоту
к --1L
*р~ Dp
и относительный эксцентриситет
2е
Выражение A) может быть представлено в
виде
Основными показателями, определяющими
технический уровень компрессора [3], являются:
электрическая1* удельная холодопроизводитель-
ность, удельная металлоемкость, надежность
и долговечность, уровень шума и вибрации,
себестоимость изготовления компрессора.
Все показатели ротационного компрессора в
той или иной степени зависят от значений
параметров г|)р и /Ср.
Холодопроизводительность компрессора на
данном режиме
Qo^kVhqvKKdA/H,
где qv — объемная холодопроизводительность,
ккал/мг.
Так как величины Vh и qv не зависят от г[)р
и /СР, можно записать
Qo=/(^p»'*p)=^i^ жал/ч, C)
где X — коэффициент подачи.
Удельная холодопроизводительность
компрессора
Кэ = -дг~ = -д^- К ккал/(кВт • ч).
Как показали опыты, потребляемая
мощность NQ с изменением /Ср и г|эр меняется
значительно меньше, чем величина X, поэтому
/Сэ^с2^ ккал/(кВт-ч).
Коэффициент подачи компрессора, как
показали опыты, с изменением г|)р и /Ср меняется
пропорционально коэффициенту плотности Хил.
По методике, описанной в работах [4—6],
были подсчитаны протечки пара через зазоры
в рабочей полости герметичного компрессора
на номинальном режиме (t0=—15, /к=30,
/Км1=15°С) для компрессоров с синхронной
частотой вращения 3000 об/мин и различными
значениями я|)р и /Ср.
На рис. 2 показана зависимость условных
протечек пара через отдельные зазоры и
суммарной условной протечки Gs от
коэффициентов о|)р и /Ср для компрессора с рабочим объемом
цилиндра 1/р=10,5 см3 при следующих
условиях: Q0=450 ккал/ч, t0=—15, tK=309
/Км1=15°С, синхронная частота вращения п=
=3000 об/мину зазор между цилиндром и
ротором б!=0,045, между ротором и крышками
б2=-0,020, между лопастью и пазом лопасти
цилиндра 63=0,025, между лопастью и крышками
(зазор, который от параметров /Ср и г|)р не
зависит) б4=0,020 мм.
С повышением /СР протечки резко
увеличиваются. При одних и тех же зазорах с
увеличением /Ср от 0,2 до 0,8 суммарная условная
протечка возрастает в 2 раза. От величины г|)р
протечки почти не зависят. Аналогичные за-
9

0,7 Ар
Рис. 2. Зависимость условных протечек G пара через
отдельные зазоры и суммарной условной протечки G2 от
коэффициентов а|?р и /Ср для компрессора с рабочим
объемом цилиндра Ур=10,5 см3.
кономерности получены для компрессоров
других размеров.
Для обеспечения одного и того же
коэффициента подачи К и удельной холодопроизводитель-
ности Кэ допуски на изготовление основных
деталей компрессора с меньшим
коэффициентом /Ср могут быть менее жесткими, чем для
компрессора с большим значением /Ср, а
следовательно, и стоимость изготовления такого
компрессора будет меньшей.
Таким образом, с точки зрения улучшения
объемных и энергетических показателей
компрессора (А,,/Сэ)> следует стремиться к
уменьшению параметра /СР.
Рассмотрим влияние i|)p и /Ср на удельные
нагрузки и скорости в элементах трения.
Нагрузки в подшипниках определяются
силой давления пара на ротор Рр, их диаметром d
и длиной L.
Сила давления пара на ротор
Ф
Рр = #DP Ар sin -лп кгс,
где 1 Ар=ркш2—ркм1кгс/см2;
Ркм2 —давление нагнетания, кгс/см2',
Pkmi — давление всасывания, кгс/см2;
Ф — угол поворота вала компрессора.
Или
2_
« 3
к
%> №р + 2)
Ф
Ар sin -5- кгс,
D)
На рис. 3 показана зависимость силы
давления газа Рр на ротор от коэффициентов г[5р
и /Ср для компрессора с рабочим объемом
цилиндра Ур=10,5 см3 при работе в режиме t0=5,
tK=50° С (фреон-12), причем даны значения Рр
максимальные за оборот вала.
Выражение D) показывает, что для заданных
значений /Ср и i|)p величина Рр
пропорциональна vy/a.
Из рис. 3 следует, что увеличение г|)р от 0,08
до 0,16 приводит к уменьшению нагрузки в
среднем в 1,5 раза. Уменьшение /СР с 0,7 до 0,25
дает уменьшение нагрузки на ротор в 1,4 раза.
Наиболее нагруженным в компрессоре
является роторный (эксцентриковый) подшипник.
Удельное давление в подшипнике
Рэ = ~~П— кгс см?,
где dQ —диаметр эксцентрикового
подшипника, СМ]
Ьэ — длина подшипника, ограничена
высотой цилиндра Я:
ЬЭ=Н—@,1...0,2)см.
Скорость в эксцентриковом подшипнике при
условии чистого качения ротора по цилиндру
может быть определена из выражения
уэ = 10-2со0 A + %)) -у- м/с, E)
ЯП
где со0 = -зд-
угловая скорость.
Из конструктивных соображений обычно
принимают d3=@,62-^-0,7) Dvcm.
При я=2880 об/мин
vd~(l+%)Dv м/с. F)
7р ,кгс
130
120
110
100
90
80
70
ВО
\?.
\^?>
\%
"Ч^
0,Од
0,10
0,12
а>т
где с = •
Рис. 3. Зависимость силы давления газа Рр на ротор от
коэффициентов \f>p и /Ср для компрессора с рабочим
объемом цилиндра Ур=10,5 см3.
ю

Если Vp=const, то увеличение /Ср от 0,25
до 0,7 приводит к уменьшению иэ в 1,41 раза,
в то время как увеличение г|)р с 0,08 до 0,16 —
к уменьшению vQ в среднем в 1,14 раза.
Работа трения в подшипнике, характеризующая
степень его нагрузки, уровень температур
смазочного масла и уровень износов, определяется
произведением рэуэ.
На рис. 4 показана зависимость рэ иэ от
коэффициентов г|}р и /СР для компрессора с рабочим
объемом цилиндра 1/р=10,5 см3. С
увеличением /СР от 0,25 до 0,7 значение рэ иэ уменьшается
в среднем в 1,5 раза, а с изменением я|)р от 0,08
до 0,16— в 1,15 раза.
Для нормальной работы эксцентрикового
подшипника при используемых в настоящее время
материалах и смазочных маслах значение pQv3 ^
^ 100 кгс • м/(см2 • с).
Из рис. 4 следует, что для компрессора
d/p=10,5 см3 при ярр=0,14 это условие
выполняется при 7Ср^0,25.
Величина рэ иэ прямо пропорциональна V^3
поэтому с повышением Vp граница для /Ср
смещается в сторону больших значений. Так, для
компрессора с Vp=16,3 см3 (соответствует Q0=
700 ккал/ч на среднетемпературном режиме,
фреон-12, /г=3000 об/мин) при г|^р=0,14
величина /Ср^0,30, для компрессора с Ур=21 см3
(соответствует Q0=900 ккал/ч) при г|^Р=0,14
значение /СР^0,35.
В связи с низкими абсолютными значениями
нагрузок в коренных подшипниках и
возможностью широкой вариации размеров указанных
подшипников выбор этих величин не влияет
на основные геометрические размеры.
Наибольшие износы в герметичном
ротационном компрессоре наблюдаются в паре ротор —
лопасть. При выборе параметров г|)р и /Ср
следует оценить их влияние на работу данной
пары.
При условии качения ротора по цилиндру
произведение контактного напряжения ал (в
месте касания с ротором) на скорость ил взаимного
по
i
90\
70
601
-^^ -¦ /Г„ -
^—*-^V--
0.J5
ОА
—-~—---&L^
перемещения деталей (основная характеристика
нагруженности данного узла) может быть
определено из выражения
°"лул = 0,0197ляе A — cos ф) х
X
G)
где
?р и Ел
- сила прижатия лопасти к ротору,
кгс;
— модули упругости материалов
ротора и лопасти, кгс/см2.
На рис. 5 показана зависимость произведения
контактного напряжения ал тахна скорость
скольжения лопасти относительно ротора vn от г|}р
и Kv при /0=5°С, /К-50°С, 1/р=10,5 см3
(наибольшее значение за оборот вала).
Увеличение /Ср незначительно влияет на
произведение сЛтах ил: при возрастании /СР от 0,25
до 0,7 оно уменьшается в среднем в 1,2 раза.
Преобладающее влияние оказывает параметр г|)р:
при увеличении % от 0,08 до 0,16 значение
алтах ^л повышается в среднем в 2,3 раза.
С возрастанием Vv произведение ал max ул
увеличивается.
Для обеспечения надежной работы пары
ротор — лопасть при 1/р до 20 см3 (синхронная
частота вращения 3000 об/мин) значение i|)p
выбирается из условия г|)р<0,16. В этом случае,
как показали испытания, уровень износов пары
ротор — лопасть при использовании
общедоступных материалов не превышает допустимых
значений.
Анализ показывает, что влияние /Ср на вес
компрессора незначительно, а увеличение г|)р
с 0,08 до 0,16 приводит к снижению его веса
в среднем в 1,1 раза.
Ротационный компрессор с катящимся
ротором может быть полностью уравновешен про-
1600
7400I
1200\
1000
800
600
400
0,08 Of10
0,14 Vp
О, Од
0,10
0,12
0,1 U
Рис. 5. Зависимость произведения контактного
напряжения о Лтах на скорость скольжения лопасти относительно
ротора ил от коэффициентов я|)р и Л'р для компрессора
Рис. 4. Зависимость рэиэ от коэффициентов \|эр и /Ср для с рабочим объемом цилиндра Кр=10,5 см3 при /0=5° С,
компрессора с рабочим объемом цилиндра Fp=10,5 см3. tK=50° С.
и

тивовесами, за исключением лопасти,
совершающей возвратно-поступательное движение.
Поэтому для оценки влияния параметров я|)р
и /СР на уровень шума и вибрации компрессора
следует установить их влияние насилу инерции
лопасти.
Исследование этой зависимости для
компрессора с Кр=10,5 см3 показало, что влияние /Ср
незначительно. Изменение о|)р от 0,08 до 0,16
приводит к увеличению силы инерции лопасти
почти в 3 раза.
Однако даже при орр=0,16 эта сила по
абсолютному значению мала и не вызывает
ощутимых вибраций. Опыты показали, что лопасть
значительно меньше влияет на уровень
вибрации герметичного ротационного компрессора,
чем зазоры, колебания в газовом
трубопроводе и т. д.
Таким образом, изменения /СР и г|?р
неодинаково влияют на ряд характеристик
компрессора, определяющих его технический уровень.
С увеличением /(р возрастают протечки пара,
ухудшаются энергетические характеристики
компрессора, повышается стоимость его
изготовления. Уменьшение /СР приводит к росту
нагрузок в подшипниках, что снижает надежность
компрессора.
С увеличением г|)р несколько сокращаются
протечки пара, снижаются нагрузки в
подшипниках и вес. Уменьшение я|)р желательно для
обеспечения более надежной работы узла
лопасть — ротор.
При выборе геометрических параметров
ротационного компрессора с катящимся ротором
следует учитывать также принцип построения
Термоэлектрический кондиционер,
разработанный авторами статьи, предназначен для
создания комфортных условий в помещениях.
При конструировании термобатарей
кондиционера была выбрана схема соосного
протекания тепла и электрического тока.
Термоэлектрический кондиционер (рис. 1)
состоит из блока термоэлектрических батарей,
блока питания и системы автоматического
поддержания заданного температурного режима.
унифицированного ряда этих машин [2 ]. Для
достижения максимальной унификации
компрессоры разной производительности в пределах
одного типоразмера должны отличаться только
высотой цилиндра и, следовательно, только
параметром /Ср. В этом случае необходимо
предусмотреть достаточно широкий интервал
значений для параметра /Ср с тем, чтобы один
типоразмер включал не менее трех компрессоров
ряда. При этом значение if>p может быть
ограничено достаточно жестко.
На основе изложенного выбраны следующие
значения основных геометрических параметров
герметичных ротационных компрессоров с
катящимся ротором рабочим объемом до 20 см3
(синхронная частота вращения 3000 об/мин):
относительная высота ротора /Ср=0,3-й),6;
относительный эксцентриситет г|;р=0,14-^-0,16.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ланграт П. Г. и др. Герметичный холодильный
агрегат ВСр 0,35 ~1А с ротационным компрессором.
«Холодильная техника», 1970, № 4.
2. Ланграт П. Г. и др. Высокооборотные
герметичные ротационные компрессоры. «Холодильная
техника», 1971, № 4.
3. Якобсон В. Б. Основные показатели качества
малых холодильных компрессоров. «Холодильная
техника», 1966, № 10.
4. Якобсон В.Б. Тепловой расчет и обобщенные
характеристики малых холодильных компрессоров.
«Холодильная техника», 1970, № 3.
5. Я Д и н Э. В., Давыдова 3. И. Влияние зазоров
полости сжатия на работу герметичного ротационного
компрессора. «Холодильная техника», 1971, № 8.
6. Я дин Э. В. Протечки газа в ротационном
компрессоре. Сб. «Надежность малых холодильных машин».
Материалы III Всесоюзного семинара по надежности
МХМ, вып. I, M., ЦНИИТЭИлегпищемаш, 1970.
621.565.83:428.84
Кондиционирование осуществляется в блоке
термоэлектрических батарей, где воздух в
зависимости от режима работы батарей
подогревается, охлаждается и очищается от пыли.
Воздух из помещения просасывается через блок
батарей в результате разрежения, создаваемого
турбиной вентилятора, и снова поступает в
помещение.
Горячие спаи кондиционера охлаждаются
водопроводной водой.
Экспериментальный термоэлектрический
кондиционер
Е. А. ГАНИН, 3. Р. КАРИЧЕВ,
В. Ф. ЛЕБЕДЕВ, В. М. РАТНЕР,
А. С. РАЕЦКИЙ, В. А. СИМОНОВ
12

Рис. 1. Внешний вид кондиционера.
Блок термоэлектрических батарей состоит из
24 батарей пакетного типа (рис. 2). Батареи
в два ряда закреплены по окружности на двух
поясах кронштейнов, образуя полый цилиндр,
внутренний диаметр которого соединен через
конфузор с входным отверстием турбины.
Охлаждающая вода поступает в блок через
впускной коллектор, проходит проточные части
термоэлектрических батарей, соединенные по-
четыре последовательно, образуя шесть
параллельных групп, и отводится по сливному
коллектору. Из сливной воронки вода поступает
в центральную трубу, а затем отводится через
змеевик охлаждения силового трансформатора.
Во избежание засорения проточной части
теплопроводов батарей вся поступающая в
кондиционер вода проходит через фильтр с
фильтрующим элементом из никелевой сетки. Для
экономии водопроводной воды в водяном тракте
кондиционера установлен соленоидный вентиль.
Подача воды прекращается одновременно с
отключением питания силового трансформатора
при достижении требуемой температуры воздуха
в помещении.
Конструкция термоэлектрической батареи
кондиционера представлена на рис. 3. Воздух
просасывается через воздушные теплопроводы,
температура которых устанавливается в
зависимости от режима работы термоэлементов.
Воздушные теплопроводы представляют собой сотовую
конструкцию, спаянную из гофрированных
листов. Сечение и форма каналов воздушного
теплопровода были определены экспериментально.
Электрический ток и вода подводятся к токосъ-
Рис. 2. Конструкция блока термоэлектрических батарей
кондиционера:
1 — корпус; 2 — амортизатор; 3 — вентилятор с
двигателем; 4 — конфузор; 5,7 — кронштейны; 6 —
термобатарея; 8 — штуцер; 9 — шпилька; 10 — впускной
коллектор; 11 — сливная воронка; 12 — армирующее кольцо;
13 — центральная труба; 14 — соединительная трубка.
емникам. Проточные части батарей (водяные
теплопроводы) соединены между собой с помощью
изоляционных узлов, предотвращающих
паразитные перетечки электрического тока. Для
изоляции применена резина.
Между водяным и воздушным теплопроводом
впаян герметизированный блок термоэлементов,
состоящий из 12 полуэлементов
размерами 5x5x2,5 мм. В качестве
полупроводникового вещества термоэлементов использовались
тройные сплавы Bi Те Sb и Bi Те Se, широко
применяемые|в охлаждающих
термоэлектрических устройствах.
Из-за малой прочности паяного соединения
между полупроводниковым веществом
термоэлемента и металлом вся батарея стянута
шпилькой, являющейся элементом, центрирующим все
детали батареи через изоляторы.
Для пайки деталей термобатареи выбраны
припои с различными температурами плавления,
что позволило производить пайку термобатареи
узлами.
13

Рис. 3. Конструкция термоэлектрической батареи
кондиционера:
1 — токосъемник; 2 — стяжная шпилька; 3 —
изоляционная шайба; 4 — блок термоэлементов р-типа; 5 —
воздушный теплопровод; 6 — блок термоэлементов п-типа; 7 —
водяной теплопровод; 8 — изоляционный узел; 9 —
изоляционная втулка; 10 — изоляционные прокладки; 11 —
токопроводящее кольцо; а — сечение радиатора; б —
сечение водяного теплопровода; в — сечение полуэлемента.
Ток питания термобатарей кондиционера
был выбран по их максимальной холодопроиз-
водительности, которая равна 90—100 ккал/ч,
и составляет 220 А.
Для питания термобатарей кондиционера был
выбран трехфазный выпрямитель, собранный по
двухполупериодной схеме с выходным
напряжением около 12 В и мощностью 3,2 кВт.
С целью уменьшения теплопритока от блока
питания в помещение, где необходимо
кондиционирование, силовой трансформатор и
выпрямитель выполнены маслопогруженными с
водяным охлаждением. Это достигнуто тем, что в
баке, где они размещены, имеется змеевик,
через который протекает использованная в
кондиционере вода.
Для циркуляции воздуха в кондиционере
использована турбина вентилятора ЦД-4-70 №2,5
с частотой вращения электродвигателя около
850 об/мин. Турбина создает во внутренней
полости блока разрежение около 16 мм вод. ст.
Расход воздуха составляет примерно 800 м3/ч.
Турбина вместе с электродвигателем крепится
к корпусу кондиционера через диск, который
для уменьшения вибраций подвешен к корпусу
с помощью резиновых демпферов. Чтобы
отвести тепло от двигателя, водяные
трубопроводы расположены непосредственно перед
отверстием его штатного вентилятора.
Минимальное давление воды на входе в
кондиционер было выбрано 1,6 кгс/см2, расход воды
составил около 600 кг/ч, а суммарный
подогрев — примерно 8° С.
Для работы кондиционера в режиме
охлаждения система автоматического поддержания
заданной температуры в помещении содержит
элементы защиты термоэлектрических батарей
от перегрева в случае отсутствия охлаждающей
воды и выхода из строя вентилятора, а также
элементы защиты от перекрытия контактов
устройства реверсирования тока в термобатареях
и перегрева силового трансформатора.
Управление питанием обмотки пускателя и соленоид-
нопУ вентиля осуществляется вспомогательными
реле, двумя температурными датчиками, реле
давления и датчиками наличия фазового
напряжения.
Все узлы кондиционера размещены в
металлическом корпусе, внутренняя полость которого
разделена на три части, где соответственно
расположены блок термоэлектрических батарей,
турбина вентилятора и силовой трансформатор
с двигателем вентилятора и автоматикой.
Корпус кондиционера облицован снаружи
листами из алюминиевого сплава, обклеенными
фолиеновой пленкой, которая по внешнему виду
имитирует натуральное дерево и вместе с тем
является водостойкой. Отверстия для входа
и выхода воздуха закрыты решетками из
ударопрочного полистирола. Верхняя крышка
кондиционера выполнена из натурального дерева.
На лицевой панели кондиционера установлена
панель управления кондиционером.
Управление осуществляется двумя клавишами, одна
из которых включает питание системы
автоматики, а другая служит для переключения
режима работы. Кондиционер установлен на
четырех колесах, что позволяет перемещать его
в помещении.
Испытания кондиционера совместно с блоком
питания и системы автоматики в течение
нескольких лет в различных климатических
условиях и температурных режимах показали, что
при температурах воды 20° С и воздуха 25° С
холодопроизводительность кондиционера около
2200 ккал/ч. При этом потребляемая мощность
составила 3,2 кВт, общий холодильный
коэффициент с учетом потерь в выпрямителе ~0,8,
а охлаждение воздуха в кондиционере было 9° С.
Работа кондиционера в режиме теплового
насоса исследовалась при различных
температурах воздуха, которые соответствовали
условиям зимнего времени. Испытаниями было
установлено, что при температурах охлаждаю-
14

щей воды 6° С и воздуха 12° С количество
полученного тепла составило примерно 3100 ккал1ч.
Масса кондиционера составляет около 100 кг,
в том числе термоэлектрических батарей 27,6 кг,
металлоконструкций блока батарей 3 кг,
электродвигателя вентилятора 5,6 кг, силового
трансформатора с выпрямителем 53 кг, корпуса с
системой автоматики 12 кг.
Несмотря на большее по сравнению с
компрессионными кондиционерами потребление
электрической энергии, стоимость эксплуатации
термоэлектрических кондиционеров может
оказаться ниже, чем у компрессионных, так как
исключается необходимость в дорогостоящих
профилактических и капитальных ремонтах.
В порядке обсуждения
О квалиметрии холодильных машин
Проф. В. Н. ШУВАЛОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Доктор техн. наук В. Б. ЯКОБСОН
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
621.572:658.562
Вопросы квалиметрии — науки о
количественной оценке уровня качества промышленной
продукции — привлекают все большее
внимание [1—5]. Оценка эта необходима для
объективного сравнения машин различных типов
или разных конструкций, или же близких
типов и конструкций, но изготовляемых
различными заводами. В частности, это необходимо
для присвоения выпускаемым изделиям Знака
качества.
Для решения поставленной задачи требуется
выполнить несколько условий.
В первую очередь, следует установить
номенклатуру основных показателей качества. Она
должна быть достаточно полной, чтобы отражать
основные свойства сравниваемых изделий и
вместе с тем наглядной и понятной для
инженера-производственника. Очевидно, что эти
показатели должны различаться для разных типов
машин.
Далее необходимо установить нормативные
значения этих показателей. В соответствии с
ГОСТ 15467—70 [6] назовем их базовыми или
эталонными. Они могут быть либо минимально
допустимыми, определяемыми
нормативно-технической документацией, либо соответствовать
некоторому «идеальному» эталону. Для
холодильных машин в качестве базовых примем
показатели, установленные ГОСТами.
Достижение каждого из этих показателей является
обязательным, иначе машина становится
неконкурентоспособной и исключается из
рассмотрения. Так, компрессор с высокими
энергетическими показателями и высокой
надежностью, но недопустимо высоким уровнем шума
не может быть принят к производству. В
государственных стандартах на холодильные
машины [7—12] эти значения представлены, хотя,
как будет показано ниже, и требуются
некоторые дополнения.
Затем каждому из показателей должен быть
приписан определенный коэффициент весомости,
так как разные свойства имеют разную
значимость. Например, повышение надежности
компрессора по сравнению с заданной имеет
большее значение, чем снижение шума ниже
допустимой нормы.
Наконец, надо определить фактические
показатели качества оцениваемой машины,
сравнить их с базовыми и тем или иным способом
установить обобщенный показатель качества этой
машины. По обобщенным показателям
проводят сравнение.
Рассмотрим возможную методику обобщенной
оценки качества холодильных компрессоров и
агрегатов, на типы, основные параметры и
технические требования к которым опубликованы
государственные стандарты [7—12 ].
Основные показатели качества. Во все
стандарты СССР на холодильные компрессоры и
агрегаты включены следующие параметры:
номинальная холодопроизводительность, потреб-
15

ляемая мощностьТ (электрическая или мощность
на валу), масса (в документации на открытые
компрессоры — без массы маховика).
Номинальная холодопроизводительность
является основным параметром машины, в
корреляционной зависимости от которого
находятся другие показатели, но сам по себе он не
является показателем качества. Сравнивать по
качеству можно лишь машины близкой
производительности.
Так, например, надежность компрессора
домашнего холодильника всегда значительно выше
надежности любого аммиачного компрессора,
но из этого не следует делать вывода о низком
качестве последнего.
В связи с возможными колебаниями
номинальной холодопроизводительности около
значений, установленных утвержденным
параметрическим рядом, для характеристики компрессора,
как энергетической машины, применяют
удельную холодопроизводительность, а для оценки
массы компрессора — удельную металлоемкость.
Номенклатура основных показателей качества
холодильных компрессоров, подробно
рассмотренная в статье [4], включает следующие
показатели: электрическую удельную
холодопроизводительность, удельную металлоемкость,
надежность и долговечность, экономические
показатели, показатели технической эстетики,
унификации, акустические показатели.
В статье [5], посвященной тому же вопросу,
из приведенного перечня была исключена
удельная холодопроизводительность. Данный
показатель, по мнению авторов статьи [5], не
относится к ведущим, так как не находится в
состоянии интенсивного роста, и для простоты
сравнения при оценке качества компрессоров
рассматриваться не должен.
Исключены также (без мотивировки)
акустические показатели.
Вместе с тем предложено ввести в группу
основных показателей «степень автоматизации»,
определяемую как отношение примененных
элементов автоматизации к оптимальному
количеству для компрессоров данной группы и
назначения. С этими предложениями согласиться
нельзя по следующим причинам.
Энергетические показатели являются основной
характеристикой любой холодильной машины.
Исключение удельной холодопроизводительности
из числа ведущих показателей качества —
принципиально неверно.
Акустические показатели в последние годы
приобрели особенно важное значение при оценке
машин любого типа. Некоторые холодильные
компрессоры не были приняты к серийному
производству в связи с высоким уровнем шума,
несмотря на другие преимущества.
Показатель степени автоматизации,
определенный в работе [5], может для одного и того
же компрессора иметь разную величину в
зависимости от произвольно выбранного проекта
установки. Такие неопределенные показатели
непригодны для объективного сравнения машин.
Но перечень основных показателей качества,
определенный в 1966 г. [4], требует
уточнения и расширения. Рассмотрим вкратце эти
показатели.
Основной энергетической характеристикой
служит отношение номинальной
холодопроизводительности к мощности, потребляемой
электродвигателем, или к мощности на валу
компрессора.
Электродвигатель, приводящий компрессор,
выбирают, как правило, при конструировании
последнего, поэтому величина Кэ — выходная
характеристика — определяется однозначно;
именно этот показатель следует учитывать при
оценке качества любых холодильных
компрессоров с электроприводом.
Для оценки массы компрессора используется
удельная металлоемкость, т. е. отношение
массы к холодопроизводительности при
номинальном режиме работы. Более правильно указывать
массу с учетом массы маховика — это отражает
реальные преимущества и недостатки машин
с разной конструкцией привода.
К важнейшим показателям качества
компрессоров принадлежат показатели надежности, в
первую очередь — безотказности и
долговечности.
Безотказность герметичных компрессоров
оценивают по интенсивности отказов, требующих
вскрытия кожуха компрессора (этот
показатель связан с другими возможными
показателями надежности — вероятностью безотказной
работы и наработкой до отказа).
В компрессорах открытого и бессальникового
типов, ремонтируемых на месте эксплуатации^
безотказность характеризуется (в пределах
нормального срока эксплуатации) параметром
потока отказов, представляющим собой среднюю'
частоту отказов за год. Надежность
ремонтируемых машин с учетом их ремонтопригодности
можно характеризовать также коэффициентом
технического использования.
Показателем долговечности компрессоров
является ресурс, т. е. наработка до
определенного состояния в часах, или так называемый
гамма-процентный ресурс, т. е. наработка до
предельного состояния, которую имеет у-про-
центов машин.
В технических требованиях на компрессоры
приведен и ряд других показателей:
максимальная температура обмотки встроенного
электродвигателя герметичного компрессора, максималь-
16

ная температура нагнетания открытого
компрессора, степень осушки герметичной машины и др.
Но нормирование этих показателей лишь
обеспечивает должную безотказность и
долговечность, самостоятельного значения они не имеют.
В стандарты на герметичные машины
включены также акустические показатели. Не
меньшее значение они имеют и для открытых
компрессоров, хотя допустимые уровни шума здесь
значительно выше.
Весьма существенным свойством конструкции
компрессоров, определяющим их качество,
является технологичность конструкции.
Показателем технологичности может служить
трудоемкость их изготовления и сборки при серийном
производстве, в нормо-часах. Если достоверных
данных о трудоемкости изготовления машин
нет, можно пользоваться косвенным
показателем технологичности — степенью унификации,
за характеристику которой можно принять
коэффициент применяемости, т. е. отношение числа
унифицированных деталей в изделии к их
общему количеству.
Требования к внешнему виду холодильных
машин отражены в стандартах лишь частично,
в пунктах, относящихся к окраске. Для того,
чтобы провести достаточно полную эстетическую
оценку, следует разработать специальную
методику балльной экспертной оценки. Это
относится и к другому немаловажному свойству
машины — эргономичности, т. е. удобству ее
обслуживания.
При оценке качества конструкции следует
учитывать также патентную чистоту и
защищенность конструкции авторским
свидетельством. Требование к патентной чистоте — столь
же обязательно, как и другие требования,
включенные в стандарты. При отсутствии
патентной чистоты нельзя присуждать изделию
Знак качества. Обобщенная оценка машины
или ее элементов, защищенных авторским
свидетельством, может быть увеличена на 5—10%.
Нормативные значения показателей качества.
Большая часть указанных выше основных
показателей качества нормирована стандартами
СССР на холодильные компрессоры и агрегаты.
Коэффициент применяемости для малых
холодильных компрессоров можно принимать
равным 0,8, для агрегатов — 0,9. Эти цифры
подлежат уточнению.
Для оценки эстетических и эргономических
свойств холодильных машин целесообразно
ввести десятибалльную систему, оценив
нормативный уровень в восемь баллов.
Коэффициенты весомости. Установление
коэффициентов весомости отдельных показателей
качества должно, в первую очередь,
основываться на оценке влияния этих показателей на эко-
2 Холодильная техника № 9
номическую эффективность внедрения новых
конструкций. В этом отношении наибольшее
значение имеют энергоемкость и безотказность
машины. При квалиметрической оценке этим
показателям качества следует придать существенно
больший вес, чем остальным.
Обобщенный показатель качества. Этот
показатель можно определять как средне
арифметическое из всех показателей с учетом их
весомости.
Коэффициенты весомости целесообразно
выбирать такими, чтобы сумма их была равна единице.
С учетом опроса специалистов, участвовавших
в работе IV Всесоюзного семинара по
надежности машин холодильных машин в ЛТИХП
в мае 1970 г., могут быть рекомендованы
следующие значения коэффициентов весомости:
Энергоемкость 0,2
Металлоемкость 0,1
Безотказность 0,2
Долговечность 0,1
Технологичность 0,1
Эргономичность 0,1
Эстетичность 0,1
Акустические показатели 0 1
Всего 1,0
Обобщенный показатель качества
компрессора определяют по формуле
Qz^^rmQi, A)
1
где mt — коэффициент весомости i-ro
показателя;
Qt — относительный показатель i-ro
свойства машины, определяющего ее
качество. Вычисляется по формулам
Q*=-^r B)
или
где Ki э — соответствующий базовый
(эталонный) частный показатель;
Kt — частный показатель i-ro свойства
оцениваемой машины.
Из выражений B) или C) выбирается то, при
котором увеличение Qt соответствует
улучшению качества.
Пример. Требуется определить
обобщенный показатель качества двух разных
герметичных компрессоров холодопроизводитель-
ностью 700 ккал/ч.
Значения базовых показателей эталона KiQ
и соответствующих фактических показателей
сравниваемых образцов Kt приведены в таблице.
17

Показатели качества
Удельная холодопроизводитель-
ность /Сэ, ккал/ (кВт-ч) . . .
Удельная металлоемкость,/сг/1000
ккал/ч
Интенсивность отказов в год . .
Общий ресурс, ч
Коэффициент применяемости . .
Показатель эргономичности, баллы
Показатель эстетичности, баллы
Уровень звуковой мощности, дБ- А
**э
1900
31
0,04
50000
0,80
8
8
62
*и
1980
31
0,04
60000
0,82
8
9
61
К12
1920
26
0,035
50000
0,94
9
9
60
Обобщенный показатель качества первого
образца:
Qv 1=0,2
1980 31 0,04
" + °'1-зГ + °'2-оЖ
+ 0,1
1900
60 000
50 000
0,1
Обобщенный
образца:
QS2 = 0,2
0,82 8
+ °'1^80- + °>1-^ +
9 62
"8~+" °'1 Г = 1,045в
показатель качества второго
0,04
1920
+ 0,1
1900
50 000
0 000 "+
0,1
31
0,1^ + 0,2
0,94
0,035
0,80
0,1-
¦ +
9 62
+ 0,1 -g- + 0,1 -50"= 1.096.
Следовательно, сравнение двух образцов,
имеющих различные показатели качества
(первый — лучшие энергетические
показатели и большую долговечность, второй —
меньшую металлоемкость, большую надежность,
более высокий коэффициент применяемости),
показало превосходство второго образца.
Наиболее высокий обобщенный показатель
качества при данной системе подсчета будет
близок к 1,2—1,3.
Аппарат температурной защиты типа АТЗ-1
Р. М. ЛАЗЕБНИК, А. Я. ЧУПАХИН
ВНИИВЭ
Всесоюзным научно-исследовательским про-
ектно-конструкторским и технологическим
институтом взрывозащищенного и рудничного
электрооборудования (ВНИИВЭ) разработан
У холодильных (компрессорно-конденсатор-
ных) агрегатов номенклатура показателей
качества практически совпадает с приведенной
выше. Различаются лишь численные значения и в
некоторых случаях размерность показателей,
указанных в стандартах. Так, долговечность
герметичных агрегатов указана в ГОСТ 23369—67
[12] иначе, чем компрессоров в ГОСТ 7475—68
[8]: приведен не ресурс в часах, а срок службы
в годах. Эти различия не имеют
принципиального значения, поэтому методика расчета
суммарных показателей качества холодильных
агрегатов и расчетные уравнения не отличаются от
приведенных выше.
ЛИТЕРАТУРА
1. Азгальдов П. Г., РайхманЭ. П.
Актуальные проблемы квалиметрии. «Стандарты и качество»,
1970, № 1.
2. В е р ч е н к о В. Г., Волков Б. Н. К вопросу о
численном определении уровня качества изделия.
«Стандарты и качество», 1970, № 3.
3. Ванеев Б.Н. Некоторые недостатки
количественных показателей качества. «Стандарты и качество»,
1970, № 4.
4. Якобсон В. Б. Основные показатели качества
малых холодильных компрессоров. «Холодильная
техника», 1966, № 10.
5. БежанишвилиЭ. М.,Смыслов В. И. К
оценке качества поршневых холодильных компрессоров.
«Химическое и нефтяное машиностроение», 1970, № 1.
6. ГОСТ 15467—70. Качество продукции. Терминология.
7. ГОСТ 6492—68. Компрессоры поршневые
холодильные производительностью 4000 ккал/ч и более. Типы
и основные параметры.
8. ГОСТ 7475—68. Компрессоры поршневые
холодильные производительностью 4000 ккал/ч и более.
Технические требования.
9. ГОСТ 9666—61. Компрессоры поршневые герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности.
Основные параметры.
10. ГОСТ 10612—63. Компрессоры поршневые
герметичные фреоновые малой холодопроизводительности.
Технические требования.
11. ГОСТ 9834—61. Агрегаты холодильные герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности. Типы и
основные параметры.
12. ГОСТ 13369—67. Агрегаты холодильные герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности.
Технические требования.
681.2-52
многоточечный аппарат температурной защиты
типа АТЗ-1 (рис. 1) в рудничном исполнении.
В качестве чувствительных элементов
датчиков применены полупроводниковые терморе-
18

Рис. 1. Общий вид аппарата температурной защиты
типа АТЗ-1.
зисторы (термисторы) типа СТ1-19, основными
преимуществами которых являются большой
отрицательный температурный коэффициент
сопротивления и сравнительно высокие
омические номиналы, позволяющие практически
не зависеть от длины кабеля, соединяющего
термодатчики с блоком питания и исполнительной
схемой. В приборах терморезисторы
включаются в мостовую схему, сигнал небаланса которой
поступает на вход усилителя, электрической
нагрузкой последнего является электромагнитное
реле. Во избежание саморазогрева
терморезистора проходящим через него током приходится
питать мост от источника с малым напряжением,
что существенно уменьшает чувствительность
мостовой схемы и вызывает необходимость в
многокаскадном усилении.
В схеме аппарата АТЗ-1 использован принцип
импульсного питания мостовой измерительной
схемы. При этом значительно возрастает
величина сигнала, получаемая с выхода моста.
Скважность импульсов (отношение периода
следования импульсов к длительности импульса)
определяется по формуле
где тп — длительность паузы;
ти — длительность импульса.
Чувствительность мостовой схемы
(соответственно по току, напряжению и мощности)
может быть представлена следующими
выражениями:
^имп = ^непр V *с»
qU _ С^ Т/О"
°имп ~~ °непр V Ч>
5имп = SnenpQ,
где 5ИМП, 5ИМП, Slun —чувствительности при
импульсном питании
моста;
Sh/пр» ^епр, 5непр — ЧуВСТВИТеЛЬНОСТИ ПрИ
непрерывном питании
моста.
Как видно из приведенных выражений,
чувствительность мостовой схемы тем выше, чем
больше скважность. При увеличении
длительности паузы и уменьшении длительности
импульса скважность повышается.
Параметры импульсного питания мостовой
схемы — длительность импульсов 20 мксек,
время паузы tn=40 000 мксек, амплитуда
напряжения f/max=180 5, скважность Q=2001.
При выборе этих параметров исходили из
следующих соображений:
— длительность паузы не должна превышать
величины, при которой возможно достижение
аварийного значения температуры
контролируемого объекта и последующего снижения ее до
нормальной; в то же время длительность
должна быть достаточной для разрядки кабеля,
подводимого к термодатчику;
— длительность импульса должна
обеспечивать срабатывание исполнительного устройства
на выходе мостовой схемы, а энергия импульса,
определяемая его формой и площадью,— не
превышать минимальной величины энергии, при
которой взрывоопасная газопаровоздушная смесь
поджигается; при использовании аппарата АТЗ-1
для шахтных установок указанная энергия
определяется величиной 0,28 Мдж (минимальная
энергия поджигания метановоздушной смеси).
Таким образом, импульсное питание мостовой
схемы позволило создать высокочувствительный
аппарат температурной защиты.
Техническая характеристика аппарата
АТЗ-1
Исполнение Рудничное,
взрывобезопас-
ное, с искро-
безопасными
цепями датчиков
Номинальное напряжение переменного
тока частотой 50 Гц, В 36/127
Потребляемая мощность, не более, В-А 12
Диапазон контролируемых температур, °С 60-^200
Количество контролируемых точек ... 5
Тип терморезистора СТ1-19
Погрешность во всем диапазоне
контролируемых температур, °С ±3
Инерционность, с 12
Габаритные размеры, мм
прибора 490x360x275
датчиков для контроля температуры
нагнетания 105x25,4x25
датчиков для контроля температуры
обмоток статора 8x6x6
2*
19

Конструктивно аппарат типа АТЗ-1 состоит
из блока аппаратуры и пяти терморезисторов.
Блок аппаратуры представляет собой сварную
конструкцию, состоящую из корпуса, двух
крышек и выемной панели, на которой
смонтированы элементы аппаратуры (рис. 2).
Рис. 2. Блок аппаратуры АТЗ-1.
Внутренний объем корпуса разделен на
основную камеру и камеру вводов. Камера вводов
состоит из двух отсеков, где размещены
проходные зажимы для подсоединения искробезопасных
и неискробезопасных цепей.
Крышки блока крепятся к корпусу
специальными болтами. Основная крышка сблокирована
с разъединителем при помощи охранной рамки.
На лицевой стороне прибора расположены шесть
сигнальных ламп («сеть» и пять ламп аварийной
сигнализации) и кнопка контроля исправности
ламп.
Аппарат имеет три ввода для подсоединения
датчиков, кабеля питания и кабеля
коммутации контактов аварийного реле.
Датчики температуры с терморезисторами
СТ1-19 конструктивно имеют два исполнения:
для контроля температуры нагнетания и
контроля температуры обмоток статора
электродвигателя.
Все токоведущие части аппарата заключены
во взрывонепроницаемую оболочку. Соединение
элементов оболочки, электрические зазоры,
пути утечки и изоляционные материалы
выполнены в соответствии с Правилами изготовления
взрывозащищенного и рудничного
электрооборудования («Энергия», 1969).
Взрывонепроницаемость ввода кабеля
обеспечивается уплотнением из резинового кольца,
помещаемого в расточку гнезда кабельного
ввода. Для ввода различных по диаметру кабелей
кольцо имеет концентрические надрезы через 2—
4 мм. После продевания кабеля через кольцо
и разделки его в коробке выводов оно
поджимается гайкой.
Крышка взрывонепроницаемой оболочки
снабжена предупредительной надписью «Открывать,
отключив от сети!».
Аппарат имеет наружное и внутреннее
заземление.
Искробезопасные электрические цепи
проложены в отдельных жгутах проводами с
изоляцией синего цвета, проходные зажимы с искро-
безопасными цепями отделены от
остальных.
Электрические цепи, находящиеся под
напряжением, должны включаться и отключаться
только при помощи затянутых крепежных
болтов взрывонепроницаемой оболочки.
Принципиальная электрическая схема
аппарата представлена на рис. 3. Питание схемы
осуществляется от трансформатора Тр1у
первичная обмотка которого может подключаться
к напряжению 36 или 127 В. При подаче
напряжения в прибор загорается сигнальная лампа
Л6, подключенная к вторичной обмотке
трансформатора. Вторичное напряжение
выпрямляется мостовой схемой на полупроводниковых
диодах, RC фильтром и далее поступает для
питания импульсного генератора, собранного на
триоде 77, и панели триггеров № 1—6.
Напряжение после усиления (триоды Т2 и Т15) питает
мостовые схемы, в плечи которых
подсоединяются соответственно терморезисторы R13 — R17.
При достижении в одной из контролируемых
точек температуры, величина которой
соответствует заданной уставке, вследствие
уменьшения сопротивления терморезистора СТ1—19
сигнал небаланса моста меняет полярность и через
соответствующие диоды Д9 — Д13 поступает
на сигнальный триггер. В результате загорается
соответствующая лампа аварийного сигнала
(Л1 — Л5). Одновременно срабатывает
электромагнитное реле Р/, контакты которого могут
быть использованы в цепях защиты, звуковой
сигнализации т. п.
Таким образом, аппарат температурной
защиты обеспечивает контроль температуры в
диапазоне 60—200° С в пяти точках с подачей
расшифровывающего аварийного светового
сигнала и сигнала отключения установки.
Уставка по температуре для каждой точки задается
с помощью переменных сопротивлений
R18— R211 имеющих шкалы с делением в 10° С.
Кнопка К служит для проверки исправности
сигнальных ламп.
Широкий диапазон контролируемых
температур, высокая чувствительность, точность и взры-
возащищенность аппарата АТЗ-1 открывают
широкие перспективы для использования его не
20

Vb 2 P ^0B^07^08y03y'tffyii
a
V.
.в уоштуогуазЬом
Контакты
Выходного роле
Рис. 3. Принципиальная электрическая схема аппарата
Д —- диоды; Л — лампы; R — терморезисторы; Т —
триоды; Тр — трансформаторы; С — конденсаторы; Пр —
предохранители; К — контакт.
только в схемах автоматизации подземных и
поверхностных холодильных установок, но и для
контроля температуры других объектов во
взрывоопасных помещениях.
ЛИТЕРАТУРА
1. Н е
ч а е в Г. К. Полупроводниковые
термосопротивления в автоматике. Гостехиздат УССР, 1962.
2. Лазебник Р. М., Ч у п а х и н А. Я. Контроль
температуры нагнетания аммиачных компрессоров.
«Холодильная техника», 1965, № 2.
3. Лазебник Р. М. Применение термосопротивлений
при автоматизации холодильных установок.
«Холодильная техника», 1964, № 3.

Метод построения характеристик
абсорбционных холодильных машин
Канд. техн. наук С. А. САПОЖНИКОВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
вагоностроения
621.575.004.12
В литературе подробно рассмотрены методы
определения оптимальных режимов работы
абсорбционных холодильных машин, расчет и
конструирование отдельных аппаратов. Однако
способы построения характеристик АХМ, подобных
характеристикам компрессионных холодильных
машин, до сих пор не освещены.
Данная статья посвящена методу построения
характеристик АХМ, работающих при
постоянной тепловой нагрузке генератора. Машины
такого типа применяются в холодильной технике:
утилизационные системы котлов, двигателей
внутреннего сгорания, турбин и других
агрегатов предусматривают размещение генераторов
АХМ в газоходах и выпускных трактах без
специального устройства, регулирующего
количество греющего тепла. Поэтому теплота,
утилизируемая генератором АХМ, практически
постоянна на всех режимах охлаждения и равна
тепловой нагрузке генератора в расчетном режиме.
Для определения характеристик АХМ следует
выразить величины основных показателей ее
работы, например холодопроизводительности,
теплоты генерации, теплового коэффициента, в
зависимости от температуры кипения и
конденсации холодильного агента. Так как при
работе холодильного оборудования температура
кипения поддерживается постоянной, то
характеристики АХМ целесообразно строить в
зависимости от изменения температуры
конденсации.
Предположим, что рассчитана и
спроектирована АХМ номинальной холодопроизводитель-
ностью Q0 p ккал/ч для определенного режима
tK и t0 и необходимо рассчитать и построить
характеристики этой машины для других режимов,
отличных от расчетного.
Введем следующие обозначения: Qh — теплота
генерации, Q0 — холодопроизводительность, ? —
тепловой коэффициент, Vr — часовой объем
циркулирующего крепкого раствора, qh — удельная
теплота генерации, q0 — удельная
холодопроизводительность, vr — удельный объем крепкого
раствора, ?г и ?а — концентрации крепкого
и слабого растворов, / — кратность циркуляции
раствора,!) — количество циркулирующего
жидкого холодильного агента.
Показатели машины в расчетном режиме будем
обозначать с индексом «р». Примем также, что
нам известны оптимальные показатели работы
машины в расчетном режиме [1].
При отклонении режима работы машины от
расчетного показатели работы будут
отклоняться от оптимальных значений. Их
действительные значения будут определяться количеством
жидкого холодильного агента D, образующимся
при данных и постоянных для всех режимов
Qhp и VrV. В свою очередь, величина D зависит
от |г, |а, f. Так как ?г однозначно определяется
параметрами окружающей среды, то,
следовательно, для того чтобы начать рассчитывать
характеристики АХМ, необходимо прежде всего
найти значение 1а в каждом рабочем режиме.
Величина 1а должна отвечать двум условиям:
она должна быть такой, чтобы в этом режиме
величины qh и D соответствовали Qhv, а значения
f и D - Vrv.
Эти условия можно записать в виде следующих
выражений:
qhD = QhV) A)
и
Исходя из указанных условий необходимо
определять действительные показатели АХМ для
какой-либо t0=inv при изменяющейся величине
tK. Расчеты необходимо производить для
конкретных значений tKlJ tK2, ..., tKn.
Последовательность действий для каждого значения tKi
должна быть следующей.
1. Определяем 1Г с помощью t, ^-диаграммы
рабочего раствора АХМ.
2. Задаемся несколькими значениями 1а и
для каждого из них рассчитываем или
определяем с помощью диаграмм и таблиц f, qhy q0.
3. Рассчитываем D для каждого из значений
?а, которыми пришлось задаться, по формуле,
вытекающей из выражений [2]:
fVr
4. Вычисляем значения
Qn=Dqh, C)
Qo=Dq, D)
22

tKs У
Рис. 1. Определение рабочих параметров АХМ в режиме
t0—inv, tK=var.
5. Строим графические зависимости всех
параметров в функции от ?а так, как это показано
на рис. 1.
6. Наносим линию расчетного значения Q^p^
=lnv на семейство кривых Qh=f (la) и
выделяем точки пересечения линий 1, 2, ..., п.
7. Определяем абсциссы этих точек, находя
равновесные значения ?а1, ?а2, ..., 1ап для
каждого режима по tKy удовлетворяющие первому
условию расчета рабочего режима. В этих точках
тепловая нагрузка на генератор равна
расчетной. При этом автоматически соблюдается
второе условие, так как значения D определялись
по формуле, выведенной исходя из этого условия.
10 20 30 W tK,°C
Рис. 2. Характеристики АХМ для автономного
рефрижераторного вагона.
8. Рассчитываем аналитически или
определяем графически с помощью рис. 1 величины /,
D, Q0 и ?, соответствующие равновесным
значениям 1а.
То же необходимо выполнить для других
значений t0.
Результаты расчетов и графических построений
позволяют получить характеристики АХМ.
Пример построения характеристик АХМ для
трех основных режимов работы машины по
кипению в диапазоне температур конденсации 10—
50° С приведен на рис. 2. Они выполнены для
АХМ, проект которой выработан ВНИИВ для
автономных рефрижераторных вагонов [2].
АХМ имеет следующие расчетные параметры:
холодопроизводительность в режиме t0=5° С,
/к=45° С 14 000 ккал/ч, теплота генерации
31 000 ккал/чу расход крепкого раствора
285 кг/ч. Полученные кривые позволяют легко
анализировать изменение показателей АХМ в
различных условиях работы и производить
всевозможные вариантные расчеты
энергохолодильных систем с АХМ.
ЛИТЕРАТУРА
1. Данилов Р. Л. Определение оптимального режима
работы абсорбционной холодильной машины.
«Холодильная техника», 1959, № 3.
2. Сапожников С. А., Данилов Р. Л., 3 и -
бель К. Б. Абсорбционные машины на хладотранс-
порте. М., Труды ВНИИ вагоностроения, вып. 9, 1969.
¦

Теплообмен при конденсации движущегося
пара фреона-12 на пучках гладких
и оребренных труб
Канд .техн. наук О. П. ИВАНОВ,
С. Т. БУТЫРСКАЯ, В. О. МАМЧЕНКО
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
536.24:621.9-462
Для расчета коэффициента теплоотдачи пара,
конденсирующегося на наружной поверхности
труб горизонтальных кожухотрубных
конденсаторов, обычно пользуются зависимостями Нус-
сельта [1]. Коэффициент теплоотдачи при
конденсации пара ан в первом сверху ряду
рассчитывается по формуле для одиночной гладкой
горизонтальной трубы
/ Х3р2ег \о,25
ан = °'725(-^) ' A)
где X — теплопроводность жидкости, Вт/(м-К);
р — плотность, кг/м3;
g — ускорение силы тяжести, м/с2;
г — скрытая теплота парообразования,
Дж/кг;
[i — коэффициент динамической вязкости,
Н-с/м2;
8 — перепад температур, К;
d — диаметр трубы, м,
а средний коэффициент теплоотдачи осср п для
всего пучка труб (при одинаковом числе труб
во всех горизонтальных рядах) по формуле
acpn=ai"-°-25^H"-0'25, B)
гдеах — коэффициент теплоотдачи первого
сверху ряда, Вт/(м2-К);
п — число труб.
Несмотря на поправочный коэффициент в
формуле B), эта методика не учитывает
особенностей конденсации пара в действительных
условиях работы кожухотрубных конденсаторов с
оребренными трубами, что приводит к
значительному расхождению расчетных ар и фактических
значений коэффициентов теплоотдачи и
теплопередачи в аппаратах [2, 3, 4, 5].
Конденсация пара на пучке труб происходит
при его движении в межтрубном пространстве
с конечной скоростью. При полной конденсации
и движении пара сверху вниз скорость его
меняется от w"=wQ (на входе в пучок) до w"=0
(на выходе из пучка). Образовавшийся на
трубках верхних рядов конденсат стекает на трубки
нижнего ряда. Условия работы трубок верхнего
ряда отличаются от условий, принятых Нуссель-
том для одиночной трубы.
24
Формула A) в критериальной форме может
быть представлена в виде
Nu=Cx (Ga Рг КH'25, C)
ad - тт
где Nu = —г критерии Нуссельта;
я/3
Ga = -^2 критерий Галилея;
Рг = — критерий Прандтля;
К = —л тепловой критерий фазового
превращения.
Чтобы учесть взаимодействие пара с пленкой
конденсата, в уравнение C) вводят критерий
Рейнольдса, полученный из дифференциального
уравнения движения паровой фазы
Мид-С2 (Ga Pr K)°'25(Re")m, D)
w"d
где Re" = v„ .
Разделив уравнение D) на уравнение C),
получим
-^- = C3(Re"r, E)
где а1д,— коэффициент теплоотдачи первого
ряда при движении паровой фазы, Вт/(м2-К).
В формулах C—5) Сх, С2 и С3 — постоянные
числа.
Скорость пара при конденсации на верхней
трубе пучка, имеющего п труб, определяют из
формулы
qFFv" агВи" ndln06m
w =-Jj- = —T-- (S-d)i> <6>
где qp — плотность теплового потока, Вт/м2]
F — поверхность труб, м2\
ь" — удельный объем насыщенных паров,
м3/кг;
f — площадь свободного сечения для
прохода пара, м2\
I — длина трубы, м\
^оощ — общее число труб в пучке;
S — шаг труб в пучке по горизонтали или
шаг ребер, м.
Тогда, Ке- = а1.де-^^.-^-г^ш-, G)

или подставив значение Re" в уравнение E)
получим
*ьд п ( ьЛ1_ nd2n06m
S — d
ан
у"
(8)
где v" — коэффициент кинематической вязкости
насыщенной жидкости, Н-с/м2. Но согласно
формуле A)
поэтому из уравнения (8) имеем
a1rm<^o8m'25
(9)
1.Д
или
т —0,25
1—т
ССьдООО , A0)
т. е. при конденсации движущегося пара
зависимость а от 6 может отличаться от
зависимости Нуссельта, что было подтверждено
Л. Д. Берманом в опытах с движущимся
водяным паром. Им было получено следующее
уравнение:
сч.д^б-0'125. (И)
Натекание конденсата [3] недостаточно точно
учитывается коэффициентом еп=п-°>25 и
влияние его на величину а сказывается в меньшей
степени из-за турбулизации пленки.
Задачей исследования было получение
экспериментальных зависимостей для расчета
коэффициента теплоотдачи при конденсации фреона-
12 на пучках труб. Свойства фреона-12 и
водяного пара значительно отличаются. Например,
кинематическая вязкость водяного пара при
20—50° С в 400—600 раз больше, чем вязкость
паров фреона-12, поэтому одинаковым числам
Рейнольдса для фреона-12 будут
соответствовать меньшие значения скоростей пара.
Чтобы решить поставленную задачу, в
лаборатории ЛТИХП был спроектирован и
изготовлен экспериментальный стенд для исследования
конденсации фреона-12 на десятирядных по
высоте пучках гладких и оребренных труб*,
характеристика которых приведена в таблице.
Схема компоновки пучка гладких и
оребренных труб приведена на рис. 1. На стенде
измеряли температуру стенки каждой трубки среднего
вертикального ряда (с помощью медь-констаи-
тановых термопар), теплосъемы в каждой
отдельной трубке. Общую нагрузку конденсатора
определяли тремя способами: по мощности грелки
кипятильника, нагреву охлаждающей воды и
расходу конденсата (дебаланс составлял
максимально 8%). Температуру насыщения измеряли
с помощью термопар, а также определяли по
давлению насыщения, измеряемому образцовым
манометром.
* Монтаж и наладка стенда были выполнены А. В. Фир-
стовым.
Номер
трубы (пучка,)
1
2
3
О)
21
19
Диаметры
трубки, мм
^нар
16
16,5
16
«вн
13
13,2
13
Толщина ребра б, мм
у
основания
1,81
0,4

средняя
1,14
0.4
у
торца
0,3
0,4
Шаг ребер S,\
мм 1
2
0,9
\6 |
V 11
° » 1 И
Л СО К я
8 « *¦ К
V X ||
Н CU
О а
1,23
3,5
5,4
Эксперименты проводили при ^=30; 40; 50° С
в интервале Э=/н—tCT=l—20° С на трех
пучках. Измерение температур воды в отдельных
трубах позволило сделать вывод, что опыты
проводились при условии <7=const по рядам,
о чем свидетельствует линейная зависимость
*.=/ (я).
На рис. 2 показано изменение температуры
пара tK, температуры стенки tCT и
охлаждающей воды tB по рядам, а также нанесены
зависимости a=f (n). Как было аналитически доказано
Лабунцовым [6], средняя теплоотдача при q=
=const ниже, чем при tCT =const, и это различие
составляет примерно 5%, что выходит за
пределы точности данного эксперимента.
Локальные значения at для каждого ряда
рассчитывали по формуле
3
-^п^_(п-1)
0,75
Как видно из рис. 2, опытные значения ссср
лежат выше расчетных и это различие
увеличивается с повышением тепловой нагрузки,
т. е. с увеличением расхода пара и скорости.
Обработка опытных данных в
логарифмических координатах acv>=f @) для средних
значений коэффициентов теплоотдачи сделала
возможным получить обобщающие прямые, которым
33
46
Ф-
Ф-
Ф,
Рис. 1. Схема компоновки пучков:
а—общий вид; б — размещение трубок в пучке № 1;
в — то же, в пучках № 2 и 3.
25

/ 3 5 7 3 10
1 J 5 7 3 п
Рис. 2. Коэффициенты теплоотдачи а, температуры
пара tH, стенки tCT и охлаждающей воды tB в зависимости
от номера ряда в пучке:
/ — средние значения а (оссР); 2 — локальные значения
a (ctj); 3 — значения а, рассчитанные по формуле A) при
заданных значениях 9; 4 — то же, при заданных
значениях q.
соответствует зависимость асрс/з0-о>16,
где аср — коэффициент теплоотдачи /г-го ряда,
Вт/(м2-К).
На рис. 3 приведена зависимость acv=f (8)
для трех исследованных десятирядных пучков.
Аналогичные зависимости получены для
средних значений асрдля одно-, двух-, трех- и т. д.
десятирядных пучков.
На рис. 4
дана
зависимость —^- = /(я),
ai
из которой видно, что опытные значения
лежат значительно выше кривой я-0»25. Более
точно влияние натекания на теплоотдачу можно
учесть коэффициентом аг0'16.
На рис. 5 приведена зависимость
*i. р
-№*")
для первой трубки всех трех
исследованных пучков. Опытные точки хорошо
обобщаются зависимостями ьоп = с (Re")° * *2.
ai. р
Если подставить в формулу A0) значение
показателя т—0,12, то получим зависимость, точно
подтверждаемую опытными данными настоящей
работы
«Lon^e)-0-"», A2)
где а10и — опытные значения коэффициента
теплоотдачи первого ряда, Вт/(м2-К).
Эти данные могут быть обобщены следующей
формулой:
^~ :C(Re"H'12"-0'16, A3)
*ъ р
26
0,70,80,91,0
4 5 6 7 8310
20 в
Рис. 3. Зависимость а=/(9) для трех исследованных
пучков:
пучок № 1 — рассчитывали по формуле A); пучки № 2
и 3 — расчет авторов; пучок гладких труб;
пучок труб оребренных накатных;—•—пучок с новым
видом оребрения. Температуры насыщения обозначены.
Ш
0,9
0,8
0,7
0,Б
05
К
г
7 2 3 Ч 5 Б
10 п
Рис. 4. Влияние натекания конденсата на ухудшение
теплоотдачи нижележащих рядов:
-0,16.
,-0,25
с • о - пучок N1
в ¦ ? - - NZ
А АД- " А/3
I
А
А
А А
/
510г7 В 3103
<+ 5 Б 7 8 310ч
fie
Рис. 5. Зависимость — .— /(Re"):
а1Р
пучки № 1, 2 и 3 — расчет авторов по формуле A3).
где аг р — расчетное значение коэффициента
теплоотдачи первого ряда, Вт/'(м2>К)]
С=0,46; 0,5 и 0,58 — соответственно для
пучков № 1, 2 и 3.
Так как в проведенных опытах пучок был
прямоугольным, а в большинстве случаев кожу-

хотрубные аппараты имеют цилиндрическую
форму, то число рядов по вертикали п
рекомендуется рассчитывать по формуле, предложенной
Гофманом [7],
Л/п п Л Sr \0'5
д=1,0393-%-^6Ц-^-] , A4)
где 5Г, 5В — соответственно шаг труб в пучке
по горизонтали и вертикали, мм.
Выводы
При конденсации паров фреона-12 на пучках
горизонтальных труб средние коэффициенты
теплоотдачи значительно превышают
коэффициенты теплоотдачи, полученные по формулам
Нуссельта.
При малых значениях скоростей пара их
влияние на процесс существенно и может
учитываться критерием Рейнольдса по пару.
Влияние на теплоотдачу натекания
конденсата более точно учитывается коэффициентом
еп = п-°>16.
Зависимость а~ 0-°»25 не подтверждается
для пучков труб.
Пучок № 3 дает более высокие значения
коэффициентов теплоотдачи и рекомендуется для
Предприятия мясной и молочной
промышленности потребляют одновременно тепло и холод,
что создает благоприятную возможность для
внедрения тепловых насосов в целях
рационального использования топливных и энергетических
ресурсов.
Целесообразность применения теплонасосных
установок определена термодинамическим
анализом [1, 2]. Опыт работы действующих
установок [3, 4] показывает, что комплексное
получение тепла и холода с помощью теплового
насоса экономичнее раздельного.
Однако рентабельность теплонасосных
установок обусловлена температурными и технико-
экономическими факторами, а также графиком
потребления тепла и холода.
Чтобы сделать вывод о рациональности
применения тепловых насосов необходимо провести
технико-экономический анализ.
использования в качестве теплообменной
поверхности кожухотрубных фреоновых
конденсаторов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Кн. 1. Госторгиздат, 1960.
2. Данилова Г. Н., Иванов О. П., X и ж н я -
ков СВ. О методике расчета коэффициента
теплоотдачи при конденсации фреонов на пучке оребренных
труб. «Холодильная техника», 1968, № 6.
3. Б е р м а н Л. Д. Теплоотдача при пленочной
конденсации пара на поперечно обтекаемых горизонтальных
трубах. В сб.: «Конвективная теплопередача в
двухфазном и однофазном потоках». «Энергия», 1964.
4. Б у х т е р Е. 3., К а л н и н ь И. М., Славу ц-
к и й Д. Л., Ц ы р л и н Б. Л., МифтаковА. А.
Результаты испытаний холодильных фреоновых турбо-
машин. «Холодильная техника», 1965, № 3.
5. Yones W. Cooler and Condenser Heat Transfer with
low Pressure Freon Refrigerants. «Refrigeration
Engineering», 1941, v. 49, № 6.
6. Л а б у н ц о в Д. А. Обобщение теории конденсации
Нуссельта на условия
пространственно-неравномерного поля температур теплообменной поверхности.
Труды МЭИ. Вып. XIII, 1965.
7. Hoffman E.J. Nusselt condensing coefficients
for circular tubefields. Paper American Society Meche-
nical Engineering NWA/HT 5 pp. 1968.
621.565:637.5:637.1
В данной статье освещены результаты технико-
экономического анализа, в основу которого
положены показатели работы мясокомбината,
молкомбината и хладокомбината в Ростове-на-
Дону за последние годы.
Основная производственно-техническая
характеристика предприятий, параметры
потребляемого тепла и холода приведены в табл. 1.
Предприятия снабжаются теплом от
котельных, работающих на природном газовом
топливе. Холодоснабжение технологических цехов
и производственных холодильников
осуществляется аммиачными компрессионными
холодильными установками одноступенчатого и
двухступенчатого сжатия.
Потребность в тепле и холоде по трем
исследуемым предприятиям изображена графически:
О совместном получении тепла и холода на предприятиях
мясной и молочной промышленности
Е. Г. АФАНАСЬЕВА
Отраслевая научно-исследовательская экономическая лаборатория
НОТ и УП Ростовского государственного университета
27

Показатели
Производственная
мощность, mjсутки . . .
Условная емкость
холодильника, т
Система охлаждения
холодильника
Температура кипения
холодильного агента, °С
Установленная мощность
аммиачных
компрессоров, тыс. ст. ккал
Установленная мощность
паровых котлов, т/ч
К. п. д. котельных, %
Параметры пара, кгс/см2
Потребность в горячей
воде, м3/год
Средний расход горячей
воды, мъ/ч
/ = 40° С
t = 60 -f- 70° С . . .
*-90° С

Мясокомбинат
150
(мяса)
2060

Смешанная
—12,
—28,-33
6000
20,5
78
6
160 000
15
15
10
Молком-
бинат
300
(молока)
1500

Рассольная
— 15
1700
13
78
6
77 000
5
5
4

Хладокомбинат
35
(водного льда)
2600

Смешанная
—20,
—33,-40
4000
3
78
3
25 000
2
2
1
на рис. 1 — годовая нагрузки, на рис. 2—4 —
суточная и часовая нагрузки в зимнее и летнее
время.
В табл. 2 приведены эксплуатационные
показатели работы котельных и компрессорных
цехов.
Анализ работы мясокомбината показывает,
что производство мясной продукции носит се-
3000
7000
6000
5000
woo
«* \то
? {1600
^ 1Ш
§ 1200
% 1000
^ 600
^ 600.
^ 400
zoo
100
0
Мясокомбинат
X
X
-*
\
\
\
^
у
\
\
^
V
¦S
У
у
/
/
/
V
А
&
N
МплкпмВинат
\
V
>\
АТ
\
V
А
hU—
1
У
>-•^
/
1
V
Хладокомбинат 1
/
i
"V
А
и*ц
h
-—*-•>
А
<\
—i—1
Таблица 1 зонный характер. Сезон работы, как правило,
начинается в июне и заканчивается в декабре —
январе. Основная нагрузка приходится на
сентябрь — ноябрь, в течение которых выпуск
продукции составляет 35% годовой нормы.
Суточное производство также колеблется в широких
пределах.
Аритмичность работы технологических цехов
мясокомбината вызывает значительную
неравномерность работы котельной и компрессорного
цеха. За сезон работы вырабатывается 65%
тепла и 75% холода от годового потребления.
Из рис. 1—4 видно, что среднегодовая
потребность в тепле превышает расход холода в
Шираза, а в холодные месяцы — в 20—30 раз.
Значительная диспропорция между
потреблением тепла и холода неблагоприятно влияет на
использование тепла холодильной установки
в целях теплоснабжения, поскольку
холодильная машина не способна в зимнее время покрыть
полностью потребность в тепле, даже при
установке дожимающего компрессора
(термокомпрессора).
Анализ работы молкомбината свидетельствует
о том, что производство молока в течение года
осуществляется сравнительно равномерно.
Тепловые и холодильные нагрузки
распределяются пропорционально выпускаемой продукции.
Среднегодовое потребление тепла в 3 раза
превышает расход холода и только в отдельные
дни декабря и января — в 7—8 раз. Это создает
более благоприятные возможности для
максимального использования тепла холодильных
установок в целях теплоснабжения, что
позволит значительно сэкономить
топливные и энергетические ресурсы.
Анализ работы хладокомбината
показывает, что производство
мороженого и искусственного льда носит
резко выраженный сезонный характер.
Рис. 1. Графики потребления тепла и холода.
ю 12 г ч б
10 12 2 Ч Б
8 10 12
Месяцы
28

г ч б ь ю и 14 is
20 22 24 25 28 3031
Дни
2 4 0
10 12 14 16 18 20 22 24 20 25 3031
Мни
Рис. 2. Суточное потребление тепла и холода в зимний
период:
1 — мясокомбинат (январь); 2 — молкомбинат (декабрь);
3 — хладокомбинат (февраль).
Рис. 3. Суточное потребление тепла и холода в период
максимального выпуска продукции:
/ — мясокомбинат (октябрь); 2 — молкомбинат (май);
3 — хладокомбинат (август).
7 3 11 13 15 17 10 21 23 1 3 5
I i II i III
7 3 11 13 15 17 19 21 1д 1 J 5 7
II
III
Часы
Смены
Рис. 4. Часовое потребление тепла и холода:
а — лето; / — мясокомбинат (9 августа); 2 — молкомбинат B9 мая); 3 — хладокомбинат A августа);
б — зима; / — мясокомбинат B2 января); 2 — молкомбинат B3 декабря); 3 — хладокомбинат A2 февраля).
29

Т а б л и ц а": 2
Показатели работы в 1968 г.
Котельная

мясокомбинат
молком-
бинат

хладокомбинат
Компрессорный цех

мясокомбинат
молком-
бинат

хладокомбинат
Выработано тепла (холода), Гкал
Себестоимость 1 Гкал тепла (холода), руб.—коп. . .
Расход топлива, тыс. норм, м3
Расход электроэнергии, тыс. кВт*ч
Эксплуатационные затраты, руб
в том числе, %
зарплата
топливо
электроэнергия
вода
материалы
текущий ремонт
амортизация
прочие цеховые расходы
Удельные капитальные вложения на 1 Гкал выработанного
тепла или холода, руб
Удельные капитальные вложения на 1 Гкал установленной
мощности компрессоров, паровых котлов, руб. .
Численность обслуживающего персонала (рабочих) .
Удельный расход электроэнергии на 1 Гкал холода, кВгП'Ч
Удельный расход газа на 1 Гкал тепла, норм. м3 .
Стоимость 1 кВт*ч электроэнергии, коп
Стоимость 1 м3 газа, коп
65 200
4—42
10 477
288 144
17,7
55,0
1,2
1,3
2,5
16,2
5
1,5
1,03
5,5
27
160,8
1,5
14 842
5—15
2458
78 061
18,8
47,2
1,5
6,4
10,3
8,4
6,9
4,6
10,0
16
165,8
1,5
5550
5—00
892
27 800
33,4
45,0
1,4
2,6
1,8
12,6
3,2
3,5
11,5
10
160,7
1,5
6392
24—70
3463
157 634
29,1
35,8
2,0
6,4
8,5
15,6
2,6
35
38,6
26
542
1,62
4768
21—60
2560
65 000
22,6
47,5
1,5
4,5
16,2
7,7
43,0
12
530
1,19
4092
33—40
2870
136 700
14,0
31,7
1,4
6,0
22,4
14,5
38,3
37,2
25
710
1,5
Примечание. Удельные капитальные затраты взяты на основании отчетов (фактическая стоимость основных фондов на
оборудование и здания).
Наибольшая нагрузка приходится на май —
август — 50% годовой нормы. Зимой выпуск
продукции основных цехов значительно
сокращается, цех мороженого и искусственного льда
останавливают на ремонт. Следовательно,
исключаются зимние условия, приводящие к
особенно неблагоприятной работе тепловых
насосов. Положительным фактором является и то
обстоятельство, что среднегодовая тепловая
нагрузка превышает потребность в холоде всего
лишь в 1,3 раза, а в теплые месяцы — с мая по
октябрь она становится меньше расхода холода
в 1,6 раза. Это дает возможность полностью
обеспечить хладокомбинат теплом в течение
шести месяцев с мая по октябрь за счет тепла
перегрева паров холодильного агента
существующей холодильной установки. Используя
тепло перегрева паров холодильного агента,
температура которых в конце сжатия 80—150° С,
можно получить горячую воду с температурой
70—90° С. С этой целью достаточно установить
пароохладитель для дополнительного нагрева
воды, поступающей из конденсатора с
температурой до 30° С.
Такой способ получения тепла возможен на
всех трех рассматриваемых предприятиях.
Тепло перегрева существующей холодильной
установки составляет 20—25% от ее холодо-
производительности. Использование этого тепла
позволит заметно сэкономить топливо без
дополнительного расхода энергии.
Капитальные затраты на установку
пароохладителя очень незначительны и окупаемость их
будет обеспечена в короткий срок.
Приведенные в табл. 3 расчеты показывают,
какой эффект в экономии топлива может быть
получен при утилизации низкопотенциального
тепла холодильных установок.
Таблица 3
Показатели


комбинат
Количество выработанного холода,
Гкал/год
[Среднегодовая температура
холодной воды, °С
Температура горячей воды, °С . .
Количество горячей воды, получае
мой за счет перегрева паров
холодильного агента, м3
Обеспечение предприятия горячей
водой, %
Возможная экономия газа, норм.
м3/год
То же, %
Возможная экономия топлива в
денежном выражении, руб/год . .
Примечание.
рис. 1.
5592
Расчеты сделаны
6400
12|
70
40 000
25;
372 800
3,7
Мол-

комбинат


комбинат
4800
12
701
30 000
40
280000
11,4
4200
4100
12
70
25 000
100
234000
23,8
3510
по данным
30

На основании изложенного можно сделать
вывод о том, что совместное получение тепла и i
холода на предприятиях мясо-молочной про- 2
мышленности при использовании тепла
перегрева паров рабочего вещества холодильных уста- q
новок может дать определенный экономический
эффект.
Решениями XXIV съезда КПСС намечена
широкая программа строительства холодильников
для хранения плодов, овощей и винограда. В
связи с этим значительно повышаются требования
к проектированию и строительству
холодильников. Особое внимание должно уделяться
снижению стоимости строительных и монтажных
работ, а также сокращению эксплуатационных
расходов.
В настоящее время Министерство сельского
хозяйства и Центросоюз совместно с рядом
проектных организаций разрабатывают проекты
фруктовых холодильников различного типа [1,2].
Поэтому опыт строительства, монтажа и
эксплуатации фруктохранилищ в
Краснодарском крае может быть использован в
последующих проектных разработках.
За 1968—1970 гг. в крае сданы в
эксплуатацию 14 фруктовых холодильников,
выполненных по типовым проектам ФХ-530 и ФХ-700 [3]
Краснодарского филиала Гипронисельпром.
Холодильники одноэтажные, стены и
перегородки кирпичные, перекрытия из сборных
железобетонных плит, теплоизоляция — минера-
ловатные плиты или пенобетон толщиной
соответственно 150 и 300 мм. Охлажденный в
аммиачной установке рассол подается в камерные
оребренные воздухоохладители и пристенные
батареи. Оборотная вода охлаждается в пленочной
вентиляторной градирне. Холодильные
установки типа ФХ производства Черкесского завода
холодильного машиностроения [2 ] поставляются
комплектно трестом «Союзхиммашмонтаж».
Технологическая схема проектов ФХ-530 и
ФХ-700 предусматривает предварительное ох-
ЛИТЕРАТУРА
1. Мартыновский В. С. Тепловые насосы. Гос-
энергоиздат. 1955.
2. РозенфельдЛ. М. Перспективы использова -
ния холодильных машин для производства холода
и тепла. «Холодильная техника», 1952, № 3.
3. Кобулашвили Ш. Н., Романов М. Н.,
Латина Г. Н. Молокоохладительная теплонасос-
ная установка для молочнотоварных ферм. «Холо -
дильная техника», 1968, № 8.
4. Данилов Р. Л., Дедкова Г. А., ГураИ. А.
Теплонасосная установка для
молочно-животноводческих ферм. «Холодильная техника», 1968, № 3.
621.564:635.1/.7.001.2
лаждение фруктов в двух камерах при темпера-
з туре воздуха —2° С и последующую перевозку
продуктов в камеры длительного хранения с тем-
i пературой воздуха 0,5-= Г С. После
заполнения камер хранения используются и камеры
предварительного охлаждения. В производственных
х условиях фрукты загружают во все камеры, где
к охлаждают и хранят. Поэтому камеры следует
дополнительно оснастить охлаждающими прибо-
0 рами с регулируемой холодопроизводительно-
|- стью, например секционными воздухоохладителя-
э1 ми, а также соленоидными вентилями на линиях
I. подачи холодильного агента в отдельные секции,
и Предусмотренные проектом минераловатные
|- плиты целесообразно заменить пенопластом
)- ПСБ-С. Об этом свидетельствует опыт колхозов
им. Калинина и им. Мичурина Краснодарского
i- края. Применение пенопласта позволяет значи-
[- тельно сократить время работы холодильных
1 установок и обеспечить заданный температур-
I. ных режим в камерах хранения даже в период
)- закладки плодов.
j- Фруктохранилища должны иметь специаль-
1- ное помещение для товарной обработки фруктов
г- (сортировка, упаковка) и хранения тары: в ко-
1- ридоре-тамбуре площадью 72 ж2 выполнение ука-
[е занных операций невозможно.
1- Необходимо разработать проекты фруктохра-
й нилищ с цехами для консервирования плодов
I- и овощей (в период их заготовки и закладки на
а хранение), переработки несортных и дефектных
я плодов в зимний период. Эти цехи должны
обслуживаться одной холодильной установкой. В боль-
и шинстве колхозов и совхозов Краснодарского
с- края экономически оправданным является строи-
О проектировании и монтаже фруктохранилищ
В. С. ЛЕВИТИН
СпецСМУ колхозстройобъединения Краснодарского края,
канд. техн. наук В. М. ШЛЯХОВЕЦКИЙ
Краснодарский политехнический институт
31

G^-Jfy
-о •—-o-
Tpy ho прободы
§ с асы бающий —v—отдода паровоздушной смеси
уравнительный. — \—рассольный
жидкостный — \\— рассольный
-х— слиба масла —о— охлаждающей доды
Схема холодильной установки фруктохранилища по
проекту ФХ (с внесенными изменениями):
/ — компрессорно-конденсаторный агрегат типа АК-АУ-
45-11; 2 — трубопровод подачи охлаждающей воды на
компрессор; 3 — коллектор для трубопроводов сброса
масла; 4 — маслособиратель; 5 — ресивер линейный;
6У 14 — реле уровня типа ПРУ; 7 — регулирующая
станция; 8 — фильтр аммиачный; 9 — соленоидный
вентиль СВА-25; 10 — исполнительный механизм ПРУД;
11 — регулирующий вентиль; 12 — трубопровод отвода
паровоздушной смеси на воздухоотделитель; 13 —
заправочная станция; 15 — регулятор уровня жидкости-
ПРУД; 16 — обратный клапан; 17 — испаритель ам-
тельство комплексов с холодильниками
емкостью от 1,5 до 3 тыс. т.
Для защиты от проникновения наружного
воздуха в камеры хранения, особенно в период
массовой загрузки и выгрузки, целесообразно
предусматривать в камерах откатные
изолированные двери с автоматическими
индивидуальными воздушными завесами.
Принятые в проектах площади
компрессорного цеха и электрощитовой недостаточны, что
затрудняет наладочные работы и обслуживание
миачный кожухотрубный; 18 — вентиль слива рассола
из испарителя; 19 — воздухоохладитель рассольный; 20—
соленоидный вентиль СВМ-50; 21 — вентиль выпуска
воздуха; 22 — батарея рассольная, пристенная; 23 —
расширительный бак; 24 — вентиль слива рассола из
расширительного бака; 25 — бак для приготовления
рассола; 26 — насосы центробежные рассольные; 27 —
трубопровод подачи паров аммиака в параллельные
аппараты; 28 — трубопровод отсоса паров из аппаратов;
29 — вентиль ?)у 10 для дозаправки масла в картер
компрессора.
оборудования, щитов автоматики и
электроаппаратуры. Проходы между оборудованием
должны соответствовать Правилам техники
безопасности [4].
В процессе монтажа и пусконаладочных работ
в схемы холодильных установок по проектам
ФХ был внесен ряд изменений (см. рисунок).
Так, между аммиачным фильтром и
исполнительным механизмом установили соленоидный
вентиль СВМ-25, управление которым вводится
в цепь магнитного пускателя компрессора, чем
32

обеспечивается при нормальных и аварийных
остановках перекрытие жидкостной линии,
питающей испаритель.
Заправочную станцию присоединили не к
жидкостному трубопроводу между конденсатором
и линейным ресивером, а к изготовленной на
месте регулирующей станции.
При параллельном соединении конденсаторов
с одним линейным ресивером наблюдалось
скопление аммиака в конденсаторах, приводящее к
росту давления конденсации. Увеличение
уравнительных паровых трубопроводов между
конденсаторами и ресивером с диаметра 25x2,5 до
диаметра 38x3,0 мм позволило наладить работу
конденсаторов.
Чтобы проводить испытания или ремонт
ресивера и конденсаторов, нужно предусматривать
в соответствии с «Правилами» возможность
удаления из них аммиака. В связи с этим в схему
введены трубопроводы, переключением вентилей
на которых можно выполнять требуемые
операции. В процессе наладки ряд вентилей
следует пломбировать в положениях НО (нормально
открыт) и НЗ (нормально закрыт) и отмечать в
акте сдачи установки в эксплуатацию. Это
обеспечивает нормальную эксплуатацию
холодильной установки.
Прогрессивная система воздушного
охлаждения с непосредственным кипением холодильного
агента должна стать основной для фруктохрани-
лищ. Однако пока фруктохранилища
оснащаются рассольными системами охлаждения
необходимо выполнять эти системы достаточно
надежными и удобными в эксплуатации. В рассольные
системы, выполненные по проектам ФХ-530
(ФХ-700), внесены следующие изменения.
Подсоединенное к всасывающему
трубопроводу рассольных насосов в нижней точке системы
расширительное устройство из трубы 0133Х
Х4 мм не выполняет своих функций
расширителя и служит только переливным устройством.
Поэтому его заменили баком емкостью 500 л,
который присоединили в верхней точке
рассольной системы к обратному трубопроводу рассола.
Отсутствие на воздухоохладителях
заводского изготовления вентилей выпуска воздуха
приводит к необходимости выполнять
дополнительные сварочные работы и испытывать эти
аппараты, что нецелесообразно.
Ряд правил техники безопасности не нашел
отражения в проектах и был выполнен на
введенных в эксплуатацию фруктохранилищах. Из
камер проведена сигнализация в помещение
компрессорного цеха, вне компрессорного цеха
смонтирован пульт аварийной остановки всего
оборудования и пуска аварийной вентиляции, на
линейном ресивере установлено реле
уровня и др.
Комплектные поставки холодильного
оборудования [2] обеспечат своевременный ввод в
эксплуатацию фруктохранилищ. Однако в
комплектные поставки не входят оборудование и
материалы для общеобменной вентиляции,
воздушной завесы, силовой электросети и сети
наружного электроосвещения. Поскольку обеспечение
и выполнение указанных работ возлагается на
заказчика, ввод фруктохранилищ в
эксплуатацию задерживается в среднем на 4—5 месяцев.
Улучшение проектов строительства
фруктохранилищ улучшит условия эксплуатации
холодильных установок и ускорит решение важной
проблемы длительного хранения фруктов и
винограда в колхозах и совхозах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Евсеев А. М. Сельскому хозяйству —
комплектные холодильные установки. «Холодильная техника»,
1970, № 7.
2. Ж а в^о р о н к о в А. М. Типовые проекты
фруктохранилищ Центросоюза. «Холодильная техника», 1970,
№ 7.
3. Типовые проекты фруктохранилищ'813-21/67 (ФХ-530),
813-29 (ФХ-770) Краснодарский филиал Гипронисель-
пром, Краснодар, 1967.
4. Правила техники безопасности на аммиачных
холодильных установках. Изд. 5. М., ВНИХИ, 1967.
Вниманию читателей!
Журнал «Холодильная техника» распространяется только по
подписке!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал с первого
номера 1971 г., могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на
любой срок в пределах календарного года.
33

Линейная аппроксимация зависимости давления
водяного пара над льдом, насыщающего воздух,
от его температуры
Доктор техн. наукг проф. Г. Б. ЧИЖОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
628.84
При решении некоторых задач
кондиционирования воздуха, а также испарения влаги или
конденсации ее из воздуха (например, усушка
пищевых продуктов при холодильном хранении)
пользуются законом Дальтона. Удобным
приемом решения часто становится представление
давления пара, насыщающего воздух, в виде
линейной функции температуры. Линеаризация
этой функции на ограниченных участках дает
удовлетворительно малую погрешность, тем
меньшую, чем выше температура и короче
аппроксимируемый интервал.
Представляя линейную функцию для
выбранного интервала в виде р=а + bt, можно найти
величины постоянных, когда известны начальные
и конечные значения взаимосвязанных
параметров в этом интервале:
a=p1—bt1=p2—bt2;
U Pi ~ Р2 Р2 — Pi
t\ *2 ^2 ^ 1
Однако, если взять значения таких параметров
из соответствующих таблиц, то
аппроксимирующая прямая окажется хордой дуги, точно
изображающей функцию, что приведет к большой
погрешности аппроксимации в средней части
интервала, как видно из рисунка. Чтобы
сократить погрешность, следует выполнить ра-
Линейная аппроксимация зависимости давления водяного
пара над льдом от его температуры.
счет постоянных по табличным значениям
начальных и конечных параметров интервала и
вычислить давление насыщения для средней
температуры интервала, найдя далее относительную
погрешность линейной аппроксимации при этой
температуре. Затем нужно уменьшить давления
насыщения при начальной и конечной
температурах на половину найденной погрешности и
повторить расчет постоянных, приняв новые,
уменьшенные давления. Вычисление давления
насыщения при температуре, средней для
интервала при новых значениях постоянных,
должно привести к относительной погрешности в
середине интервала, примерно такой же, как в
начале и в конце его, но с обратным знаком.
t,°c
О
—5
-10
-10
-15
-20
-20
-25
-30
-30
-35
-40
-40
-45
-50
-50
-55
-60
б-1 о»
р по

таблице
р

численное
4,42000
2,97700
1,67500
0,80290
0,32182
0,13072
256,40
112,10
47,00
17,93
5,903
2,081
4,579
3,008
1,946
1,946
1,238
0,772
0,772
0,471
0,280
0,280
0,167
0,093
0,093
0,052
0,029
0,029
0,015
0,007
4,420
3,138
1,856
1,856
1,295
0,735
0,735
0,500
0,265
0,265
0,175
0,086
0,086
0,056
0,027
0,027
0,016
0,006

Абсолютная
погрешность
Ар


сительная

грешность
р
•100%
—0,159
+0,130
—0,090
—0,090
+0,058
—0,037
—0,037
+0,029
-0,015
—0,015
+0,008
-0,007
—0,007
+0,004
—0,002
—0,002 —6,9
—3,5
+4,31
—4, б1
—4,6
+4,7
-4,9
-4,9
+6,1
—5,4
—5,4
+4,8
—7
—7
+7,7
—6,9
+0,001
—0,001
+6,
—14,
34

Как пример использования описанного
приема линейной аппроксимации давления
водяного пара над льдом, насыщающего воздух,
в прилагаемой таблице приводятся результаты
вычислений для области температур от 0 до—60° С
с интервалами 10° С при выражении давления
насыщения в мм рт. ст. Вычисления
выполнены В. Кондратьевой и Л. Лощиловой по данным
Интенсификация процессов охлаждения и
замораживания придает мясу лучший товарный
вид, удлиняет сроки хранения, снижает
естественную убыль (усушку) и уменьшает
производственные площади холодильных камер.
Для выявления экономической
эффективности и окупаемости затраченных на
интенсификацию средств приведем сравнительный технико-
экономический расчет различных способов
охлаждения и замораживания полутуш говяжьего
мяса.
Интенсификация процессов охлаждения мяса
быстрым и сверхбыстрым способами
соответственно за 12 и 6 ч сравнивается с обычным (медленным)
охлаждением длительностью 24 ч. Быстрое
однофазное замораживание мяса за 20 ч
сравнивается с обычным (медленным), протекающим в
течение 40 ч.
Техника и параметры холодильной обработки
приняты следующими.
Медленное охлаждение мяса осуществляется
в камерах, оборудованных напольными
воздухоохладителями с эжекторным распределением
воздуха при средней его температуре за процесс
4—6° С.
Быстрое охлаждение мяса ведется в камерах,
охлаждаемых в одном случае также наполными
воздухоохладителями, но с воздушным душиро-
ванием туш, а в других — потолочными
воздухоохладителями ВОП с неорганизованным
движением воздуха и межпутевыми
воздухоохладителями ВНИИМП.
Средняя температура воздуха в процессе
холодильной обработки при всех вариантах
быстрого охлаждения составляет — 4-.—5° С.
таблиц Г. Бонгард (Ладыженский Р. М.
Кондиционирование воздуха, изд. 3-е, М., Госторгиз-
дат, 1962).
Тот же прием может быть применен при
вычислениях по любым таблицам в любом
ограниченном интервале температур и при выражении
давления пара в любых единицах.
637.5.037.5
Сверхбыстрое двухстадийное охлаждение
осуществляется в камерах, оборудованных
межпутевыми или потолочными воздухоохладителями
при температуре воздуха вначале — 10—=—15° С,
а затем —1° С.
Медленное однофазное замораживание мяса
проводится в камерах, охлаждаемых
аммиачными потолочными и пристенными батареями
из оребренных труб, при естественном движении
воздуха со средней температурой за цикл —23° С.
Быстрое однофазное замораживание
осуществляется в камерах, охлаждаемых по первому
варианту межпутевыми и по второму — напольными
воздухоохладителями с распределением воздуха
методом воздушного душирования туш.
Температура воздуха в обоих вариантах —35° С.
Сравниваемые камеры примерно одинаковой
производительности: камеры охлаждения 2—
2,17 т/ч, морозилки 1,3 т/ч.
Принято, что во всех камерах между
колонками по пять ниток подвесных путей (сетка
колонн 6x6 ж), а мясо подается и выгружается
непрерывным потоком. Емкость камер определена
из расчета загрузки 80% подвесных путей по
250 кг на 1 м. Остальные пути отводятся под
грузовые операции с мясом (загрузка и разгрузка)
и в емкости не учитываются.
Затраты холода на теплопередачу приняты для
медленных способов охлаждения и
замораживания в размере 10% от количества холода,
расходуемого на холодильную обработку мяса.
Для интенсивных способов расход холода на
теплопередачу определен с учетом
соответственного сокращения длительности процесса и
увеличения перепада температур между воздухом
Технико-экономическая эффективность
интенсификации холодильной обработки мяса
Доктор техн. наук Л. П. ШЕФФЕР
Всесоюзный научно-исследовательский институт
мясной промышленности
23
35

в камере и снаружи (температура снаружи
камер принята 10° С).
При медленном и быстром способах мясо
охлаждается с 38 до 4° С одностадийно, а при
сверхбыстром — двухстадийно, вначале до 15—20° С
в толще бедра с последующим доохлаждением и
выравниванием температуры мяса до 4° С в
камере хранения. Поэтому 40% расходов на
устройство и эксплуатацию камеры хранения мяса
отнесены на сверхбыстрый способ (см. таблицу).
Температура мяса при однофазном
замораживании как при медленном, так и при быстром
способах понижается с 38 до —8° С.
Стоимости строительных конструкций
холодильных камер и их оборудования взяты по
укрупненным ценам с учетом монтажа и
накладных расходов.
Естественная убыль мяса в процессе
холодильной обработки, а также расходы на
амортизацию и ремонт зданий и оборудования
определены по действующим нормам. Цена на мясо
принята средневзвешенная оптовая за 1969 г.
Экономическая эффективность интенсивных
способов в рублях вычислена по формуле
Э=(Сс+еКс)-(Ся+гК^
где Сс и Сн — удельные эксплутационные
расходы в камерах медленного
охлаждения и интенсифицированных;
Кс и Кн — удельные капитальные затраты на
камеры медленного охлаждения
и интенсифицированные;
е — нормативный коэффициент
сравнительной эффективности
капитальных затрат (для мясной
промышленности, как правило,
принимается равным 0,15).
Срок окупаемости (в годах) подсчитан по
формуле
/Сн
CG — Сн
Остальные показатели получены расчетным
путем или взяты из справочников (см. таблицу).
Из данных таблицы следует, что при
одинаковой производительности площади камер для
быстрого охлаждения мяса по сравнению с
камерами медленного охлаждения сокращаются
в 2 раза.
На 1 т обработанного мяса в камерах быстрого
(одностадийного) охлаждения по сравнению с
камерами медленного охлаждения полный расход
холода при напольных и потолочных
воздухоохладителях возрастает соответственно на 4 и
10%, а при межпутевых воздухоохладителях
сохраняется примерно на том же уровне;
охлаждающая поверхность воздухоохладителей
потолочного типа уменьшается на 7%, напольных и
межпутевых увеличивается соответственно на 6 и
28%; расход электроэнергии на привод
вентиляторов при межпутевых воздухоохладителях
сокращается на 50%, при потолочных повышается
на 18%; естественная убыль мяса при всех
вариантах быстрого охлаждения сокращается на
17%.
При сверхбыстром (двухстадийном)
охлаждении по сравнению с медленным
производственные площади уменьшаются также в 2 раза,
удельные расходы холода и охлаждающей
поверхности на 1 т мяса при межпутевых
воздухоохладителях сохраняются на том же уровне, при
потолочных — расход холода увеличивается на
10%, а поверхность воздухоохладителей
уменьшается примерно на 25%. Удельный расход
электроэнергии при межпутевых
воздухоохладителях уменьшается примерно на 20%, а при
потолочных, наоборот, увеличивается на 38%.
Естественные потери мяса в обоих случаях
сокращаются на 40%.
Быстрое однофазное замораживание мяса по
сравнению с медленным, осуществляемым в
камерах с батарейным охлаждением, приводит к
снижению площади морозилок в 2 раза; расход
холода в камерах с напольными
воздухоохладителями увеличивается на 10%, при
межпутевых — сохраняется; удельная поверхность
воздухоохладителей межпутевого типа
сокращается на 58 %, напольных — на 63 %, усушка мяса
в обоих вариантах уменьшается на 12%.
Анализируя данные таблицы, видно, что
интенсификация процессов дает существенный
экономический эффект. На каждой тонне мяса
экономится при быстром охлаждении 3,75—4,35,
при сверхбыстром 9,1—9,43 и быстром
однофазном замораживании 3,34—4,33 руб.
Наибольшая экономия достигается при
сверхбыстром охлаждении говяжьих туш, когда они
вначале охлаждаются с 38 до 15—20° С в толще
бедра и —2° С на поверхности за 6 ч
интенсивно движущемся воздухе с температурой —10ч-
-I—15° С, а затем перемещаются в камеры
хранения, где их температура доводится до 4° С.
Экономия в основном достигается за счет
снижения потерь мяса до 1% вместо 1,66% при
медленном охлаждении, что оценивается в 23 руб.
47 коп. — 14 руб. 14 коп.=9 руб. 33 коп.
Капитальные затраты на интенсификацию
работы камер быстро окупаются при любых
способах охлаждения. При быстром охлаждении
мяса напольными воздухоохладителями с
системой воздушного душирования туш затраты
окупаются за 1,1, межпутевыми
воздухоохладителями за 0,88, воздухоохладителями ВОП за
1,35 года.
Расходы на устройство камер охлаждения
мяса сверхбыстрым способом окупаются еще
быстрее: при межпутевых воздухоохладителях
36
20

Показатели
Охлаждение

медленное

напольные
возду-
хоох-
лади-
тели
быстрое
(одностадийное)

напольные
возду-
хоох-
лади-
тели
пото
лочные)
ВОЗДУ'
хоох
лади
тел и
межпу'
тевые
возду-
хоох-
лади-
тели
сверхбыстрое (двухстадийное)
межпутевые
воздухоохладители
камера ох
лаждения
камера до-

охлаждения и
хранения
потолочные
воздухоохладители
камера
охлаждения
камера до

охлаждения и
хранения
Замораживание
(однофазное)

медленное

потолочные
и

стенные
ореб-
ренные

батареи
быстрое


путевые
возду-
хоох-
лади-
тели

напольные
возду-
хоох-
лади-
тели
Камеры
Площадь пола, м2 . . .
Длина подвесных путей,
пог. м
Емкость (при
непрерывной работе), т . . .
Температура воздуха, °С|
Скорость движения
воздуха, м/с
Система воздухораспре
деления
Температура мяса, °С
начальная . . . .
конечная
Длительность процесса
термообработки и обо
рота камеры, г . . .
Производительность ка
меры, т
в час
в год (при работе
2240 ч)
Расход холода, тыс. ккал
Термообработка
1 т мяса ....
мяса в камере за
процесс .....
Теплопередача и прочие
потери за процесс . .
Эквивалент работы
вентилятора (с
коэффициентом загрузки 0,8)
за процесс ....
на 1 т мяса . . .
Полный расход холода
за цикл работы
камеры
на камеру в час
на 1 т мяса ....
Воздухоохладители
Коэффициент
теплопередачи при Д^=10°С,
ккал/(м2-ч-°С) ....
Число
воздухоохладителей (шт.) и их
охлаждающая поверхность (ж2)
Общая охлаждающая
поверхность
воздухоохладителей или
батарей, (Л12)
288
264
52
4—6
0,2
Эжек-
тор-
38
4
24
2,17
4860
26
1352
135
169
3,25
1656
69
31,8
100
3X230
690
144
132
26
-4-5—[
1—2
Возду
шное


рование
38
4
12
2,17
4860
26
676
101
84,5
3,25
861
72
33,1
100
144
132
26
-4ч--5!
0.5
Неор
гани-
зован-
ная
38
4
12
2,17
48C0
26
676
101
100
3,84
877
73
34,8
120
3x240 3x203
720-
790
610
144
132
26
-4-5—-5!
1
Возду
шное
души-
рова-
ние
38
4
12
2,17
4860
26
676
101
41
1,58
818
68
31,5
80
5x170
850
72
60
12
—10-5—15
1

Воздушное ду-
широва-
ние
38
15
2
4480
18
216
22
21
1,75
259
43
72
60
12
—1
0,1—0,2
15
4
15
4480
8
96
9,6
10,5
0,88
116
7,8
31,3
J80
5X108
540
(98
98
72
60
12
—10ч—15
1


низованная
38
15
2
4480
18
216
22
42
3,5
72
60
12
— 1
0,1—0,2
15
4
15
4480
96
9,6
12,4
1,03
288
264
52
—23
0,1


ственная
38
—8
40
1,3
2912
75
3900
390
280 I 118
47 I 7,9
33,2
120
2X195 I 1X66
390
66
4290
107
82,5
35
3060
144
132
26
-35
1,0
Возду
шное
души-
рова-
ние
35
—8
20
1,3
2912
75
1950
130
69
2,66
2149
107
82,5
80
5x268
144
132
26
-35
1,0

Воздушное


рование
35
20
1,3
2912
75
1950
130
276
10,6
2356
118
90,5
100
4x295
1340 1180
37

Продолжение
Показатели
Число (шт.) и
установленная мощность
электродвигателей
вентиляторов (кВт) . . .
Удельная охлаждающая
поверхность
воздухоохладителей
на 1 пог. м
подвесных путей, м2/м
на 1 т мяса, м2/ (т-
-год)
Капитальные затраты,
руб.
Камера с изоляцией
F7 руб. за 1 м2 пола)
Подвесные пути A3 руб.
за 1 пог. м) ....
Комплектные напольные
воздухоохладители из
оребренных труб 0
38 мм с шагом ореб-
рения 20 мм (8 руб.
11 коп. за 1 м2 для
воздухоохладителей с
поверхностью до 240 м2 и
7 руб. 66 коп. — с
поверхностью до 505 м2)
Комплектный
воздухоохладитель потолочный
типа ВОП B0 руб. за
1 м2)
Змеевиковые оребренные
батареи из труб 0
38 мм, шагом 13 мм
C руб. 87 коп. за 1 м2)
Воздуховоды из
оцинкованной стали средним
сечением 500x250 мм\
E руб. 55 коп. за 1 м)\
Сопла 0 50 мм B руб.)
56 коп. за 1 шт.) . .
Вентиляторы осевые № 4
C2 руб. за 1 шт.) . .
Всего, руб. . . .
В том числе:
строительные
конструкции
оборудование . . . .

медленное
, я
m Ч
о <и
Я
2 го
в ч
Л X
ч о
К X
я >>
ж ее
3X3,4
2,62
0,14
19296
3432
5596
—
—
—
—
28324
22728
5596
быстрое
(одностадийное,)
1 i Я
со Ч
о <и
к
22 Ч
Л СЗ
ж Ч
д х
ч о
о о
С X
Л >»
[ к ее
3X3,4
5,45
0,148
9648
1716
5840
—
—
611
1690
19505
11364
8141
" 5
° 5
О» Я
S >=?
о х
ч S
о о
о >>
С ее
3X4
4,62
0,13
9648
1716
—
12200
—
—
—
23564
11364
12200
и s
о ч
Л1 f-
22 я
? ^
« ее
Сх
с°
b о
« X
22 ^
3S ее
5X1
6,45
0,18
9648
1716
—
—
3290
611
1690
160
17115
11364
5751
Охлаждение
сверхбыстрое (двухстадийное)
межпутевые
воздухоохладители
камера
охлаждения
5X1
9,0
0,12
4824
780
—
—
2090
276
768
160
камера до-

охлаждения и
хранения
1X1
1,63
0,022
4824
780
—
—
418
55
154
32
17645
11208
6437
потолочные
воздухоохладители
камера
охлаждения
2X5
6,5
0,09
4824
780
—
7800
—
—
—
камера до-

охлаждения и
хранения
1X1,2
1,1
0,0148
4824
780
—
1320
—
—
—
20328 !
11208
9120
Замораживание
(однофазное,)
1
медленное
о я
о, &
X Q (X
2«*
д 2 я
Ж ДО
Ч н 3
о о ж
о сх <и
ССй
—
11,6
1,1
19296
3432
—
—
11842
—
—
34570
22728
11842
быстрое
m я
о ч
m си
22 я
? ч
1*
х%
* °
ж х
О) >,
S ее
5X1
10,15
0,46
9648
1716
—
—
5186
611
1690
160
19011
11364
7647
, я
со с-
О 0J
я
22 ее
я ч
1 Ч О
о о
с х
«я ;>>
я ее
4><5
8,95
0,4
9648
1716
9038
—
—
611 J
1690
160
22863
11364
11499.

Продолжение
Показатели
Эксплуатационные
расходы
Естественные потери
мяса
величина потерь
(при снижении
температуры мяса до
4и-8°С), % . .
стоимость потерь,
руб.
на 1 т мяса при

средневзвешенной оптовой
цене 1414 руб.
мяса за год . . .
Стоимость, руб.
холода (включая
электроэнергию на
привод
компрессоров, а также
воду) за 1000 ккал
холода за год
электроэнергии на
привод
вентиляторов за год при
коэффициенте
загрузки 0,8 и цене
0,019 за 1 кВт-ч
Итого, руб . . .
Амортизация и ремонт,
руб.
амортизация
зданий B,5%) ....
ремонт зданий
I C руб. 60 коп. за
1 ж2 пола) ....
амортизация и
ремонт оборудования
1 B096, 13% +7%).
Итого, руб . . .
Всего, руб . . .
Удельные показатели на
1 т выработанного мяса,
| РУб-
Капитальные затраты
Эксплуатационные
расходы

медленное
т к
О СО
и н
<и 5-
>я 5-
>Q СО
X Ч
Л X
Ч О
С X
2 >*
х ч
1,66
23,47
114064
0,02
3091
347
3438
568
1040
1119
2727
120229
5,82
24,73
быстрое
(одностадийное) '
¦ к
со ч 1
о <и
К
SJ ^
J3 СО
К 1=3
>Q X
ч о
о о
С X
со J>>
х ч
1,38
19,51
94819
0,025
4422
347
4769
284
520
1628
2432
102020
4,01
21,0
« 5 1
о ч
в0>
CD X
3 Ч.
X м
V Ч
О X
* 2
о о
н х
о >.
с ч
1,38
19,51
94819
10,025
4228
408
4636
284
520
2440
3244
102699
4.84
21.13
со Я
О Ч
и си
2 к
? ^
Я то
С. х
с°
5 о
Ж X
^ >»
§ Ч
1,38
19,51
94819
0,025
3827
170
3997
284
520
1150
1954
100770
3,52
20,73
Охлаждение
сверхбыстрое (двухстадийное)
межпутевые
воздухоохладители
камера
охлаждения
камера до-

охлаждения и
хранения
1,0
14,14
63347
0,035
3387
170
3557
140
260
1156
1556
0,02
769
34
803
140
260
132
532
69795
3,93
13,58
потолочные
воздухоохладители !
камера
охлаждения
камера до-

охлаждения и
хранения
1,0
14,14
63347
г
0,035
! 3669
340
4009
140
260
| 1560
0,02
878
41
909
140
260
264
1960 1 664
70889
4,53
15,82
Замораживание
(однофазное) |

медленное
о.*
s о §*
о-> со н
32«
ж ?>о
S5<"
Ч н 3
О а X \
Н S х \
ОО-О)
с са
1,82
25,73
75926
0,04
9610
—
9610
быстрое
о ч
И СО
й к
? ч
Я л
^.х
&о
Ьй °
Я X
Si >•
s ч
1,6
22,62
65870
0,045
10811
170
10981
1
568
1040
2368
3976
89512
11,87
30,73
284
520
1529
2333
79184
6,52
27,19
со ч
о си
о; 5-
2: ^С
А СО
я ч
J3 X
ч о
о о
С X
го >->
к ч
1,6
22,62
65870
0,045
11859
680
12539
284
520
2300
3104
81513
7,85
28,0

Продолжение
Показатели
Экономическая
эффективность интенсификации
процессов холодильной
обработки мяса, руб.
На 1 т мяса
В расчете на год . . .
Окупаемость
затраченных средств на
интенсификацию процессов,
1 годы
Охлаждение

медленное
напольные
воздухоохладители
—
быстрое
(одностадийное)
напольные
воздухоохладители
4,0
19440
1,1
потолочные
воздухоохладители
3,75
18225
1,35
межпутевые
воздухоохладители
4,35
21141
0,88
сверхбыстрое Сдвухстадийное)
межпутевые
воздухоохладители
камера
охлаждения
камера до-

охлаждения и
хранения
9,43
42246
0,43
потолочные
воздухоохладители
камера
охлаждения
камера до-

охлаждения и
хранения
9,10
40768
0,51
Замораживание
(однофазное)

медленное
потолочные и
пристенные ореб-
ренные батареи
—
быстрое |
межпутевые
воздухоохладители
4,33
12608
1,84
напольные
воздухоохладители
3,34
9726
2,88
за 0,43 и воздухоохладителях ВОП за 0,51 года.
Затраты на устройство камер замораживания
парного мяса, оборудованных межпутевыми
воздухоохладителями, окупаются за 1,84, а
напольными воздухоохладителями — за 2,88 года.
Расчет технико-экономической эффективности
проведен для камер охлаждения и
замораживания, действующих непрерывно. При цикличной
работе камер их суточная и годовая
производительность уменьшатся, следовательно,
сократятся удельные расходы и размеры экономической
эффективности. Однако соотношения между
ними при сравнении камер медленного и
интенсивного действия не изменятся.
Все изложенное позволяет рекомендовать
широкое внедрение в производство интенсификации
процессов холодильной обработки мяса. На
новых предприятиях интенсификация работы
камер холодильной обработки мяса позволит
вдвое сократить требуемые производственные
площади и улучшить их технико-экономические
показатели. На действующих мясокомбинатах
можно в 2 раза увеличить производительность
камер холодильной обработки мяса,
существенно уменьшить естественную убыль мяса и
получить еще дополнительный выигрыш, поскольку
капитальные затраты здесь нужны лишь для
оборудования имеющихся камер.
Получение пористых крахмалов методом
замораживания крахмальных гелей
Г. Е. ОЛЕНЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
В. Э. МАРКЕР, канд. техн. наук Е. А. ШТЫРКОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт
крахмалопродуктов
664.22/.27.071.037.5
При льдообразовании происходит
постепенное обезвоживание крахмальных гелей [1—3].
В результате в замороженном геле образуются
чистый лед и частично обезвоженный крахмал.
После размораживания вода удаляется
относительно свободно, а крахмал, уже не
растворимый в воде, напоминающий собой губку,
сохраняет форму сосуда, в котором он был
заморожен. При высушивании такой «губки»
получается твердый, хорошо сохраняющий свою форму
пористый крахмал. При опускании в воду он
быстро впитывает ее, причем вес его
увеличивается в 10—12 раз.
В США пористый крахмал был рекомендован
для применения в хирургии как гемостатическое
40

средство [4]. Есть упоминание также и о том,
что подобный продукт можно использовать для
пищевых целей [5].
В нашей стране пористый крахмал пока не
применяется. Между тем благодаря способности
быстро поглощать и удерживать значительное
количество влаги он может использоваться в
ряде отраслей промышленности.
В 1967—1969 гг. ВНИХИ и ВНИИкрахмало-
продуктов (ВНИИК) совместно с московской
кондитерской фабрикой «Ударница» (инж.
Н. А. Гильдебрандт) были проведены
исследования по разработке технологии получения и
применения высокопористых крахмалов для
кондитерской промышленности [6, 7].1
Крахмальные гели различных концентраций
замораживали, потом размораживали и
частично обезвоживали. Затем, для приготовления
конфет, полученные таким путем пористые
крахмалы пропитывали сахарным сиропом или
другими наполнителями и покрывали шоколадной
глазурью.
В целях выбора вида крахмала, наиболее
пригодного для получения пористого крахмала,
были исследованы картофельный (обычный и
модифицированный) и кукурузный (обычный)
крахмалы. Предварительная модификация
крахмалов проводилась методом окисления
атомарным кислородом.
Крахмальные гели готовили с концентрацией
от 1 до 10% сухих веществ крахмала следующим
образом. В кипящую воду при помешивании
вливали 25%-ную суспензию крахмала. Смесь
доводили до кипения при постоянном
помешивании и кипятили в течение 5 мин. Полученные
гели в горячем виде разливали в металлические
формы, обычно используемые в производстве
мармелада (размер ячеек 3,5x3,5x1 см), или
в металлические противни слоем толщиной 1см.
Гели замораживали сразу же после
приготовления. Кроме того, для выявления влияния
старения гелей на структуру получаемых пористых
крахмалов гели выдерживали перед
замораживанием в течение различных сроков.
Замораживание проводили в обычных
холодильных камерах с естественной циркуляцией
воздуха при температурах—10,—18 и —30° С,
а также в скороморозильном аппарате с
принудительной циркуляцией воздуха B—5 м/с)
при —10, —20 и —30° С.
Температуру гелей измеряли на поверхности
и в центральной плоскости образцов с помощью
полупроводниковых измерителей температур.
1 Кроме авторов статьи, в данной работе принимала
участие канд. техн. наук И. А. Старостина.
Размораживание проводили в воздухе при
температуре 20 (циркуляция естественная), 35 и
60° С (скорость движения 5 м/с), а также в воде
при температуре 35° С.
Частичное обезвоживание размороженных
гелей проводили центрифугированием. Таким
путем удаляли 30—50% влаги от общего ее
содержания. Кусочки частично обезвоженного
пористого крахмала, соответствовавшие по
размерам и форме конфетам, пропитывали 80%-ным
сахарным сиропом и в случаях представления
их на дегустацию покрывали шоколадной
глазурью.
Пористые крахмалы характеризовали по
следующим показателям: микроструктуре, влаго-
удерживающей способности, скорости
пропитывания образцов сахарным сиропом, органо-
лептической оценке готовых конфет.
В целях получения препаратов для микро-
скопирования пористые крахмалы высушивали.
Вначале был применен метод обычной
атмосферной сушки при 40° С. Однако в этом случае
происходило сжатие пор, обусловливающее
уменьшение объема образцов и нарушение их
первоначальной структуры. Поэтому использовали
метод сублимационной сушки замороженных
образцов. Продолжительность обезвоживания 7—
8 ч при остаточном давлении в сублиматоре 0,1 —
0,2 мм рт. ст.
Обезвоженные таким способом образцы
хорошо сохраняли свой первоначальный объем
(рис. 1) и приобретенную ими при замораживании
структуру.
Срезы высушенных пористых крахмалов
просматривали под микроскопом в отраженном
свете. При этом отчетливо были видны очертания
пор.
Скорость пропитывания образцов пористого
крахмала определяли по продвижению границы
окрашенного 50%-ного сахарного сиропа внутрь
образца.
Влагоудерживающую способность
крахмального геля до замораживания определяли при
помощи измененной нами методики Грау и Хам-
ма. Этот метод заключался в следующем. Клейсте-
ризованные растворы крахмала сразу после
приготовления заливали в стеклянные цилиндры
диаметром 25 мм и высотой 75 мм. Поверхность
геля во избежание испарения влаги покрывали
полиэтиленовой пленкой. Через каждые 2 ч
вместо пленки на поверхность геля накладывали
и слегка прижимали фильтровальную бумагу.
Спустя 10 мин бумагу снимали и обводили
границу расплывшегося пятна. По площади этого
пятна определяли его средний радиус, а затем
вычисляли разность между ним и радиусом
цилиндра, которая и принималась за показатель
41

Рис. 1. Сублимированные корпуса конфет из пористого
крахмала.
ухудшения влагоудерживающей способности
гелей.
Органолептическая оценка готовых изделий
производилась дегустационной комиссией,
состоявшей из работников московской
кондитерской фабрики «Ударница» и научных
сотрудников ВНИХИ и ВНИИК.
В результате исследований по выбору
концентрации крахмальных гелей наилучший
результат был получен при использовании гелей
с содержанием крахмала 4—5% (по абсолютно
сухому крахмалу). При более низких
концентрациях образовывались пористые крахмалы
недостаточно механически прочные. По-видимому,
в этом случае стенки пор из-за сравнительно
небольшого содержания крахмала в геле были
излишне тонкими. При концентрациях 6—10%,
наоборот, стенки пор получались чересчур
грубыми, что ухудшало качество изготовлявшихся
из них конфет. Кроме того, гели с
концентрацией крахмала выше 5% вследствие высокой
вязкости плохо заполняли формы, не
воспроизводя их очертаний.
Установлено также, что размер пор,
образующихся в крахмальных гелях при их
замораживании, зависит от скорости замораживания,
вида крахмала и его модификации, причем
скорость замораживания имеет решающее
значение. Влияние этих факторов можно
проследить по табл. 1, в которой показано
распределение пор по размерам в пористых крахмалах,
приготовленных замораживанием 5%-ных
гелей.
Из табл. 1 следует, что с увеличением скорости
замораживания размер пор уменьшается.
Сопоставляя распределение пор по размерам
в пористых крахмалах, полученных
замораживанием гелей обычного картофельного крахмала
при —10 и —30° С, видим, что в первом случае
количество пор размером <Ю0 мкм составляет
45,6%, в то время как во втором случае 84,7%.
Такая же зависимость наблюдалась и при
замораживании гелей из кукурузного обычного
и картофельного модифицированного
крахмалов. Влияние скорости замораживания на
размер образующихся пор наглядно
подтверждается также рис. 2 а, б, где показаны
микрофотографии срезов высушенных пористых крахмалов.
Влияние вида крахмала на размер
образующихся пор видно (см. табл. 1) из сопоставления
распределения пор в картофельных и
кукурузных пористых крахмалах, полученных
замораживанием гелей при —10° С. Так, в
картофельных пористых крахмалах количество пор
размером >300 мкм составляло 16,4%, в том
числе 5% пор имело размер >400 мкм. В то же
время в кукурузном пористом крахмале пор
размером >300 мкм было только 3,1%, а поры
размером >400 мкм отсутствовали.
При температуре замораживания —30° С это
различие было менее заметно. Из рис. 2, а видно,
Таблица 1
Пористые крахмалы
Картофельный
обычный
Кукурузный
обычный
Картофельный моди-
! фицированный
Температура
воздуха в камере
замораживания, °С
Г—ю
\—30
(-10
\—30
(-10
1—30
Скорость
замораживания, мм/ч
Распределение пор (в % от их общего количества)
в пористых крахмалах по размерам пор, мкм
<50
1
2,0—2,5 j 19,0
4,0—5,0; 52,3
2,0—2,5! 17,0
4,0—5,0! 30,1
2,0—2,5
4,0—5,0
42,8
50 —
100
26,6
32,4
42,8
52,3
14,2
36,3
101 —
200
26,6
10,8
23,7
9,6
17,7
18,7
201 —
300
11,4
4,5
13,4
8,0
25,5
1,1
301 —
400
11,4
3,1
28,4
1,1
401 —
500
3,8
—
7,1
>500
1,2
—
7,1
42

Рис. 2. Поперечные срезы пористых крахмалов,
полученных замораживанием свежего 5%-ного геля (увеличение
в 60 раз):
а — кукурузный крахмал при — 10° С; б —
кукурузный крахмал при — 30° С; в — картофельный крахмал
при — 10° С.
что в кукурузном пористом крахмале поры
однородны по размеру, а в картофельном пористом
(рис. 2, в) крахмале поры менее однородны,
имеется большое количество мелких пор.
Пористые крахмалы, полученные
замораживанием при температуре —10° С гелей
модифицированного картофельного крахмала, имеют
более крупные поры, чем пористый крахмал из
обычного картофельного крахмала. Так,
например, пор диаметром >300 мкм имелось в первом
случае 42,6%, во втором — лишь 16,4%.
Для определения продолжительности
размораживания и установления влияния условий
размораживания гелей на качество конфет,
приготовленных с их использованием, были взяты
образцы кукурузного 5%-ного геля,
замороженного при —30° С в алюминиевых лотках
размером 10x30 см. Толщина слоя геля была
1 см. Продолжительность размораживания их
в воздухе от —30 до 0° С при 20° С составляла
210 мин. В случае размораживания при 35 и
60° С и скорости движения воздуха 5 м/с
процесс продолжался соответственно 35 и 25 мин.
При использовании для той же цели воды с
температурой 35° С (метод погружения)
размораживание длилось всего 17 мин.
О скорости пропитки размороженных
различными способами пористых крахмалов сахарным
сиропом можно судить по рис. 3, где показана
зависимость логарифма глубины
проникновения сиропа от продолжительности пропитки.
Как следует из рис. 3, указанная зависимость
выражается прямыми.
Наиболее быстро сахарный сироп проникал
в образцы, размороженные в воде. Несколько
меньшая скорость его проникновения была в
образцах, размороженных в воздухе при 20 и
35° С; наименьшая — в образце, размороженном
в воздухе при 60° С вследствие частичной клей-
стеризации крахмала в поверхностных слоях
при указанной температуре.
Конфеты, приготовленные из пористых
крахмалов, размороженных в воде и в воздухе при
35° С, получили наилучшую оценку
дегустационной комиссии.
Со временем гель постепенно изменяет свои
свойства: коллоидная система стареет. В связи
с этим практическое значение приобретает
вопрос об установлении допустимого срока
хранения крахмальных гелей до замораживания.
Для выявления таких сроков 5%-ные гели
кукурузного крахмала выдерживали до
замораживания в течение различных сроков при
комнатной температуре и определяли их влагоудержи-
вающую способность, а после замораживания
при —30° С изучали микроструктуру
полученных пористых крахмалов, а также качество
приготовленных из них конфет. Контрольными
8од h, мм
/,00
0,75
0,50
1
Z
J
10
20
JO
40 t, мин
Рис. 3. Зависимость глубины проникновения сиропа в
пористый крахмал от продолжительности пропитки:
1 — размораживание в воде при температуре 35° С; 2 —
размораживание в воздухе при комнатной температуре
20° С; 3 — размораживание в воздухе при скорости его
движения 5м/с и температуре 35° С; 4 ~
размораживание в воздухе при скорости его движения Ъм/с и
температуре 60° С.
43

были гели, замороженные сразу после
приготовления . В л агоудерживающая способность
5%-ного кукурузного крахмального геля в
процессе хранения при комнатной температуре (по
модифицированному методу Грау и Хамма)
приведена в табл. 2.
Таблица 2
тельность
хранения
геля, ч
Свежий гель
2
4
6
8
10
16
Площадь
ореола,
см2
11,20
15,97
17,85
17,98
29,40
32,61
34,72
Средняя
ширина ореола,
см
1,02
1,33
1,44
1,45
2,08
2,21
2,30
Как следует из табл. 2, количество
отделяемой крахмальным гелем влаги с увеличением
времени хранения возрастает, что
свидетельствует об ухудшении его влагоудерживающей
способности, причем наиболее интенсивно
этот процесс происходит после хранения в
течение 6 ч.
Анализ микроструктуры пористых крахмалов,
полученных замораживанием крахмальных
гелей после различных сроков их хранения,
показал, что структура разрушалась существенно
лишь у образцов, подвергавшихся выдержке
в течение 16 ч (рис. 4).
Из пористых крахмалов, полученных
замораживанием гелей после различных сроков
хранения, были приготовлены конфеты, причем
наилучшую оценку получили образцы,
приготовленные из не подвергавшихся хранению
гелей, а также из хранившихся в течение 2 и4ч.
Образцы конфет, приготовленные из гелей,
хранившихся до замораживания более длительные
сроки, имели неудовлетворительное качество.
На основании проведенных исследований
ВНИХИ и ВНИИК разработана технология
получения пористого крахмала для
кондитерской промышленности.
Выводы
Наиболее подходящим для получения методом
замораживания пористого крахмала как
полуфабриката для кондитерского производства
является 4—5%-ный гель кукурузного крахмала.
После изготовления крахмальный гель
рекомендуется сразу замораживать. При
необходимости резервирования срок его хранения не
должен превышать 4 ч.
Рис. 4. Пористый кукурузный крахмал, полученный
замораживанием 5%-ного геля при — 30° С без
предварительной выдержки (а) и с выдержкой (б) перед
замораживанием в течение 16 ч.
Кондитерские изделия хорошего качества
могут быть получены при использовании
упомянутого полуфабриката с размером пор 50—100 мкм.
Пористый кукурузный крахмал с такими
размерами пор может быть получен при
замораживании гелей со скоростью 5 мм/ч.
Способ размораживания оказывает
существенное влияние на скорость пропитывания
пористого крахмала сиропом и качество
приготовляемых из него конфет.
Пористый крахмал следует размораживать
в воде с температурой 35° С или в потоке
воздуха с такой же температурой при скорости
движения 5 м/с.
ЛИТЕРАТУРА
1. Дума некий А. В. Учение о коллоидах. М., Гос-
химиздат, 1948.
2. Shulze W., Mac D., Masters M. «Starke»,
1964, Vol. 16, Nr. 2.
3. Головкин Н.А., Чижов Г. Б. Холодильная
технология пищевых продуктов. М., Госторгиздат,
1963.
4. Патент США № 2597011, класс 127—32, 20.V —1952 г.
5. Патент США № 2442928, класс 99—139, 3.VI —1948 г.
6. Отчеты ВНИХИ, 1967—1969.
7. Отчеты ВНИИК, 1967—1969.
44

ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
О внутреннем теплообмене
в пенно-испарительных воздухоохладителях
Г. И. ЧУХМАН
Специальное конструкторско-технологическое бюро
«Кондиционер»
(Из диссертационной работы)
536.24.001.5:628.84
В последнее время для обработки воздуха все большее
применение получают интенсифицированные аппараты.
Одним из наиболее перспективных аппаратов является
пенный теплообменник, разработанный ВВИТКУ [1].
К важнейшим его достоинствам относятся: интенсификация
процессов тепло- и массообмена с наружной стороны
трубок и компактность теплообменника, достигнутая
благодаря использованию пучка вертикально расположенных
спиральных змеевиков большой кривизны[~тг = ~0,25 .
Применение спиральных змеевиков позволит увеличить
также коэффициент теплоотдачи с внутренней стороны
трубок.
Интенсификация теплоотдачи в спиральном канале по
сравнению с прямой трубой выражается коэффициентом
где Nu3M и Nu — критерии Нуссельта для теплоотдачи
в змеевике и прямой трубе.
Из работы Аронова [2], выполненной для однородной
среды,
8=1 + 1,77-^-, B)
где d — внутренний диаметр трубы змеевика;
R — радиус кривизны змеевика.
Для случая кипения в спиральных змеевиках
отсутствуют опытные данные и не разработана методика расчета.
Установить аналитически зависимость коэффициента
теплоотдачи при кипении фреона в спиральном змеевике
от ряда параметров невозможно вследствие чрезвычайной
сложности и неустойчивости процесса кипения. Это
обусловило необходимость проведения экспериментальных
исследований, для чего на кафедре кондиционирования
воздуха Ленинградского технологического института
холодильной промышленности была создана опытная
установка [3].
При разработке установки был применен метод
теплового моделирования, что позволило выполнить
исследование в широком диапазоне изменения параметров при
равномерной удельной тепловой нагрузке по длине
змеевика и периметру трубы. Применение насосной схемы дало
возможность провести исследование влияния на
коэффициент теплоотдачи массового расхода холодильного
агента при циркуляции фреона без примесей фреонового
масла.
Результаты экспериментального исследования [4]
позволили выявить зависимость коэффициента теплоотдачи
при кипении фреонов от удельной тепловой нагрузки,
скорости циркуляции холодильного агента, его физических
свойств, температуры кипения, режима течения паро-
жидкостной смеси и паросодержания.
С увеличением кривизны спирального змеевика
коэффициент теплоотдачи возрастал. Так, в змеевике с
отношением диаметра трубы к диаметру спирали змеевика,
равным 0,006, увеличение коэффициента теплоотдачи по
сравнению с прямой трубой составило 20% (рис. 1). Это можно
объяснить, рассмотрев гидродинамическую структуру
потока.
Как отмечали Риппель [5] и др., гидродинамическая
структура потока в спиральном змеевике осложняется
действием центробежных сил. В потоке однофазной жидкости
возникают парные вихри (так называемый «эффект Дина»).
В двухфазном потоке влияние кривизны также
существенно. Хотя согласно исследованиям [5], вторичная
циркуляция проявляется меньше, что обусловливает
уменьшение гидравлического сопротивления змеевика при
течении двухфазной смеси по сравнению с однофазным
потоком, она все же имеет место.
Под действием центробежных сил жидкость, текущая
по дну прямой трубы, в спиральном змеевике выносится
на наружную (по отношению к оси змеевика) боковую
поверхность и размывается по стенкам трубы. При этом
образуется градиент давления между внутренней и
наружной боковой стенкой трубы, направленной к оси змеевика,
чем объясняется появление парных вихрей.
Таким образом, при равенстве паросодержаний в
прямой трубе и змеевике одно и то же количество жидкой фазы
омывает большую поверхность в спиральном змеевике и
толщина жидкой фазы уменьшается. При глубине
жидкости <5 мм коэффициент теплоотдачи возрастает [6].
Совместным влиянием указанных факторов
объясняется увеличение коэффициента теплоотдачи при кипении
в змеевике по сравнению с прямой трубой.
Нами обработаны экспериментальные данные с помощью
критериев подобия, полученных из системы
дифференциальных уравнений [6], которые описывают процесс
кипения при вынужденном движении.
¦ 1 I I I I I 1 l I I I !
7 8 103 Z J 4 J В 7 8 10чпдт/мг
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплоотдачи при
кипении фреона-12 внутри спиральных змеевиков и в прямой
трубе от тепловой нагрузки (^0=10°С):
d d
/ — -ту = 0,12; 2 — -уг- = 0,06; 3 — прямая труба.
45

Результаты эксперимента описываются с точностью
= 15% уравнением
NuMM-:CRe°-6Re^2(^0,87x
Ср* О
0,2
Рг
.0,4
d \2'93
~D~J
C)
где С= 57,73;
qd
rp"y '
Re = -
q — плотность теплового потока, Вт/м2;
г — теплота парообразования, Дж/Н\
р" — плотность жидкости и пара, кг/м2;
у — коэффициент кинематической вязкости, м2/с.
w — скорость течения жидкости в трубе, м/с;
ср — удельная теплоемкость при постоянном давлении,
Дж/ (кг-К);
- температура насыщения, К;
¦*-*
а — коэффициент температуропроводности, м2/с.
Комплекс 1 -j- -рг учитывает влияние кривизны
канала.
В случае прямой трубы можно считать, что средний
диаметр змеевика D—>сю, тогда 1 + -jr —> 1, а урав
нение C) может быть преобразовано
Nu
: 2510
/7"а;о3600
0,33/ у'
срТо ) (~У'
1,45
0,6
D)
где 7' и у" — удельный вес жидкости и пара, Н/м2.
Уравнение D) предложено Богдановым [7] для
обобщения опытных данных при кипении фреонов в прямой
трубе.
При выводе уравнения C) физические свойства и
параметры, характеризующие режимы течения,
учитывались анализом исходной системы дифференциальных
уравнений.
Влияние физических свойств холодильных агентов на
теплоотдачу обусловливает расхождение опытных данных
с расчетными. Для случая кипения фреона-22 в змеевиках
это расхождение составляет =?20%.
В целях упрощения расчетной зависимости C) нами
обработаны опытные данные с привлечением уравнений,
описывающих в общем виде связь между физическими
свойствами и термодинамическими параметрами сред
(закон соответственных состояний) [8].
Введение комплекса позволило учесть влия-
Ркр
ние физических свойств, ограничив применение таблиц
теплофизических свойств холодильных агентов, что
значительно упростило расчет коэффициентов теплоотдачи
при кипении фреонов-12 и 22 в спиральных змеевиках.
Зависимость коэффициента теплоотдачи при кипении
фреонов в спиральных змеевиках с учетом влияния
физических свойств рабочего вещества и кривизны канала
имеет вид
па п о / Р \0'93 / d \2,93
Nu, зм = 20,17Re°'6Re0'2 (-^-) 1 +-?-]
V Ркр
E)
46
25
го
15
* 10
о
°s
Уа
о
° V*
о .S
э А/*
/Ж
о- 20
А- 10
А- 5
• ~-5
10
15 ccp-10'fВш/(мН)
Рис. 2. Сравнение опытных аоп и расчетных ар значений
коэффициентов теплоотдачи при кипении фреонов в
спиральных змеевиках.
Сравнение опытных аоп и расчетных ар значений
коэффициентов теплоотдачи по уравнению E) представлено
на рис. 2.
Уравнение E) описывает результаты эксперимента при
температуре кипения от —5 до +20° С с доверительной
вероятностью 0,95 при удвоенной средней квадратичной
погрешности ±25%.
Интервал температур от —5 до +20° С характерен для
режимов работы воздухоохладителей кондиционеров.
Уравнение E) может быть рекомендовано для
инженерных расчетов в указанном интервале температур кипения.
Приведенное выше критериальное уравнение C)
позволяет с удовлетворительной точностью описывать
величины коэффициентов теплоотдачи при кипении фреонов-12
и 22 в спиральных змеевиках в более широком диапазоне
изменения параметров.
ЛИТЕРАТУРА
Рымкевич А. А., Барский-ЗоринМ. А.
Устройство для обработки воздуха. Авторское
свидетельство № 254745 «Открытия, изобретения,
промышленные образцы, товарные знаки», 1969, № 2.
Аронов И. 3. О теплообмене при движении жидкости
в винтовых змеевиках. «Теплоэнергетика», 1961, № 6.
Языков В. Н., Ч у х м а н Г. И. Исследование
теплообмена в змеевиковых воздухоохладителях систем
кондиционирования воздуха. В сб. «Холодильная
техника» Л., ЛТИХП, 1970.
Барский М. А., Ч у х м а н Г. И. Исследование
теплообмена при кипении фреонов в спиральных
змеевиках. «Холодильная техника», 1971, № 2.
R i р р е 1 G. «Ind. and Engng Chem. Proc. Disign and
Developm.» 1966, Vol. 5, No. I.
Кутателадзе С. С. Основа теории теплообмена.
Новосибирск, «Наука», 1970.
Богданов С. Н. Исследование теплообмена при
кипении фреонов внутри горизонтальной трубы.
Труды ЦКТИ им. Ползунова, вып. 57. Л., 1965.
Боришанский В. М. Теплообмен и критические
нагрузки при кипении в условиях свободной
конвекции. Труды ЦКТИ им. Ползунова, вып. 57. Л., 1965.

Тепло- и массообмен при абсорбции
аммиака водоаммиачным раствором
из водородоаммиачной смеси
Ю. В. ОСИПОВ, канд. техн. наук Н. П. ТРЕТЬЯКОВ,
Н. Н. НЕКРАСОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
(Из диссертационной работы Ю. В. Осипова)
536.24:541.183:621.564.22
Возможности повышения эффективности абсорбцион-
но-диффузионных холодильных машин (АДХМ) связаны
с изучением процессов, протекающих в аппаратах этих
машин.
В данной статье описываются результаты
экспериментального изучения процессов в абсорбере АДХМ.
Исследования проведены на установке (рис. 1), состоящей из
экспериментальной трубы, сосудов для приготовления
и накопления рабочих веществ и приборов, необходимых
для поддержания требуемых режимов и измерения нужных
параметров.
Процесс абсорбции изучали в стальной трубе диаметром
22x1,5, длиной 4000 мм. В четырех сечениях трубы
размещены устройства для отбора проб водородоаммиачной
смеси и водоаммиачного раствора, термопары для
измерения температуры рабочих веществ внутри трубы
(четыре термопары) и для измерения температуры стенки
трубы.
Экспериментальная труба расположена в
теплоизолированной камере 19, где с помощью электрогрелок,
вентиляторов и системы автоматического регулирования
поддерживалась температура воздуха, близкая к температуре
процесса в трубе. Наличие теплоизоляции на
экспериментальной трубе 13 позволило исключить теплопритоки к ней
от воздуха в камере. Водоаммиачный раствор необходимой
концентрации приготавливался в сосуде 9, откуда он
подавался в сосуд-уровнедержатель 10. Из сосуда-уровне-
держателя водоаммиачный раствор через сосуд со
сменными капиллярами 8 и теплообменник 11 подавался в
экспериментальную трубу. Количество водоаммиачного
раствора, выходящего из трубы, измерялось по времени
наполнения мерного сосуда 20.
Все сосуды были соединены уравнительной линией
и движение раствора в установке осуществлялось только
под действием силы тяжести. Пробы водоаммиачного
раствора отбирали через специальные вентили у входа и
выхода экспериментальной трубы и в четырех ее сечениях.
Из водородного баллона 1 через редуктор 2 и
регулирующий вентиль водород подавался в парогенератор 4, где
он, проходя над поверхностью жидкого аммиака,
насыщался аммиаком. Требуемая температура жидкого аммиака
достигалась циркуляцией раствора этиленгликоля с
помощью термостата 3. Сосуд 5 служил для пополнения
парогенератора жидким аммиаком.
Водородоаммиачная смесь через фильтр 7, реометр 6
и теплообменник 12 поступала в экспериментальную трубу
прямотоком или противотоком водоаммиачному раствору.
Водородоаммиачная смесь, выходящая из
экспериментальной трубы, через регулирующий вентиль 16 поступала в два
поглотительных сосуда 17, наполненных дистиллированной
водой. Количество водорода измерялось газовыми
часами 18.
Пробы водородоаммиачной смеси отбирали перед
входом ее в трубу и в четырех сечениях трубы специальными
вентилями в прибор 15, состоящий из сосуда Дрекселя,
сосуда с дистиллированной водой и мерной колбы.
Концентрацию водородоаммиачной смеси определяли
с помощью поглотительных сосудов и газовых часов.
Количество аммиака в пробах водоаммиачного раствора и
водородоаммиачной смеси устанавливали титрованием.
Теплота абсорбции отводилась охлаждающей водой,
циркулирующей с помощью термостата 14 в межтрубном
пространстве экспериментальной трубы. Температура
измерялась термопарами компенсационным способом с
применением потенциометра Р-306.
Обработаны только те опыты, в которых тепловой и
материальный балансы расходились не более чем на
10—12%.
На рис. 2 показано изменение концентрации
водоаммиачного раствора, парциального давления аммиака в
водородоаммиачной смеси и давления аммиака,
равновесного водоаммиачному раствору. Разность между этими
давлениями обусловливает движущую силу процесса мас-
соперехода. С увеличением движущей силы процесс мас-
сообмена происходит интенсивнее, т. е. быстрее
увеличивается концентрация водоаммиачного раствора.
и Г Г\ ГЛ
L L
I I
Рис. 1. Схема экспериментальной установки.
47

з,о
2,0 \
/,0V
Y
i
П^
1 |
/j
/
3
1 !
\
^ 1
/
z
J^,
/
J
J
I, кг/кграст
0,300
0,200
О, /00
t;c\
ЗБ
i
1
\
r\
\
LA
1L?4
J^f
к
/
I/
К
\
\
\
\
-<.
7^
Lk?j
Sj
!
: Г
i
\
/ Л
2
гт?
^?
1
!
>v
^J
1
// /// /r
Рис. З. Изменение по длине экспериментальной трубы
температуры водоаммиачного раствора 1, средней
температуры водородоаммиачной смеси 2. средней температуры
стенки экспериментальной трубы <?, температуры
охлаждающей воды 4 при прямоточном (а, б, в) и противоточном
(г, д, е) движении.
Рис. 2. Изменение по длине экспериментальной трубы
концентрации водоаммиачного раствора /, парциального
давления аммиака в водородоаммиачной смеси 2, давления
аммиака, равновесного раствору 3 при прямоточном (а,
б, в) и противоточном (г, д, е) движении.
Если при прямоточном движении массообмен протекает
наиболее интенсивно у входа потоков в трубу, то при
противоточном движении место по длине трубы с наибольшей
интенсивностью процесса зависит от весового соотношения
водородоаммиачной смеси и водоаммиачного раствора.
Изменение температуры по длине экспериментальной
трубы для тех же опытов представлено на рис. 3. Видно,
что в месте с наибольшей интенсивностью процесса
абсорбции происходит максимальное повышение температуры
раствора.
Во всех опытах, показанных на рис. 2 и 3, расход
водоаммиачного раствора был равен A,7—1,9)'Ю-4 кг/с, а
расход водородоаммиачной смеси оценивался по расходу
водорода и для опытов а и г составлял 1,1 'Ю-5, б и д—
—2,1 • Ю-6, вис —3,3 -Ю-5 кг/с.
Сравнение опытов с противоточным и прямоточным
движением показывает, что противоточное движение на 25—
30% эффективнее, поэтому его следует применять в
абсорбере АД ХМ. Абсорбер целесообразно оребрять в том
месте, где процесс абсорбции протекает наиболее интенсивно.
Коэффициент массопередачи для каждого участка
экспериментальной трубы определялся по формуле
ь Gnh* m
где
«общ
/Ар '
где GNH3 — количество аммиака, абсорбированное водо-
аммиачным раствором, кг/с;
/ — поверхность массообмена, м2;
Ар — средняя арифметическая разность между
парциальным давлением аммиака в
водородоаммиачной смеси и давлением аммиака,
равновесным раствору, Сар.
Сопротивление массоотдаче в газовой фазе определено
по формуле __
Р^2 _ 1 __ !Прс
Рг
^общ Рра
B)
¦ общее сопротивление массопереходу при
абсорбции, бар *м2 *с/кг;
— &с— — сопротивление массоотдаче в жидкой
РРаств
фазе, бар *м2 -с/кг.
Значение коэффициента массоотдаче аммиака в водо-
аммиачном растворе Рраств рассчитали по уравнению,
полученному ранее [1]. Константа фазового равновесия
определена для каждого сечения трубы по формуле
трс = —?~^ баР' м3/кг, C)
где pNH — давление аммиака, равновесное раствору,
бар;
С — объемная концентрация раствора, K2NH3/m3
раств;
Рг — коэффициент массоотдачи в газовой фазе,
кг/м2 -с;
рН2 —среднее давление водорода на участке трубы,
бар.
На рис. 4 показано изменение средних значений для
всей экспериментальной трубы общего сопротивления
массопереходу, сопротивления массоотдачи в газовой фазе и
коэффициента теплоотдачи внутри трубы в зависимости
от расхода водородоаммиачной смеси, общего давления
водородоаммиачной смеси и уклона экспериментальной
трубы.
Расстояние между верхней линией, определяющей
общее сопротивление массопереходу, и нижней,
характеризующей сопротивление массоотдачи в газовой фазе
показывает сопротивление массоотдачи в жидкой фазе.
В проведенных опытах расход водоаммиачного раствора
при выходе его из экспериментальной трубы был равен
примерно A,7—1,9) -Ю-4 кг/с. В сериях опытов с
изменением общего давления водородоаммиачной смеси и с
изменением уклона экспериментальной трубы расход
водорода составлял 2,1 *10-5 кг/с. В опытах, результаты
которых показаны на рис. 4, водородоаммиачная смесь и водо-
аммиачный раствор двигались противотоком. Парциальное
давление аммиака в водородоаммиачной смеси,
поступающей в трубу, составляло 3—3,1 бар. Концентрация
водоаммиачного раствора на входе в трубу было 0,22—
0,24 кгЫНъ/кг раств.

1,0 7,0 3,0 W 5,0 CHf кг/с-10'5 12 14 16 18 2DPoSu
a Z 5
1 2 3 4 5 E,
Рис. 4. Зависимость общего
сопротивления массопереходу /,
сопротивления массоотдачи в газовой
фазе 2 и коэффициента теплоотдачи
внутри трубы 3 от расхода водоро-
доаммиачной смеси а, давления во-
дородоаммиачной смеси б и уклона
экспериментальной трубы в.
С увеличением расхода водородоаммиачной смеси
уменьшается общее сопротивление перехода аммиака из
газовой фазы в раствор. Одновременно повышается доля
сопротивления жидкой фазы в общем сопротивлении.
Увеличение общего давления водородоаммиачной
смеси приводит к заметному росту общего сопротивления
массопереходу. Это может быть объяснено уменьшением
скорости движения водородоаммиачной смеси и ^повышением
парциального давления водорода в ней, что затрудняет
диффузию аммиака из водородоаммиачной смеси к
поверхности раствора.
Изменение уклона трубы в пределах от 1 до 6%
незначительно влияет на процесс абсорбции.
На рис. 5 показан результат обработки
экспериментальных данных по критериальным зависимостям.
На каждом графике показаны экспериментальные точ- Pr'0,%f^
ки, характеризующие процесс массообмена при
ламинарном и турбулентном режиме движения
водородоаммиачной смеси. В каждой области приводимая зависимость
может быть представлена прямой линией, которой
соответствует уравнение:
для противоточного движения
при Re <1800
Nu'
20
10
8
6
4
д <?><
+4
о^
?т
t-
'—I
'[
-с
>
i
<?• ••
#—
+
о
•
Учпсгт
трубь
+ - /
• -2
х - J
А- 5
о
1К
600 BOO W00
Nil'
:0,197Reo°;H57rPr'
0,5
при. Re > 1800
Nu' = 0,0156Re^H9/rPr'0'
для прямоточного движения
при Re <1400
Nu' = 0,151Reo°'58rPr'°'5(^-
при Re > 1400
Nu' =
0,H7Reo°;H93rPr'0'5
0,2
0,2
0,2
0,2
D)
E)
F)
G)
Nu' = -
где Nu' —диффузионный критерий Нуссельта:
Ы..
б •
d — внутренний диаметр трубы;
6 —динамический коэффициент диффузии, кг/(м-с);
R^oTH.r — критерий Рейнольдса для водородоаммиачной
смеси, определенный по относительной ^скорости
ее движения;
Re0T
(иТ± 1,5цраств) d
ит — средняя скорость водородоаммиачной смеси, м/с;
"раств — средняя скорость водоаммиачного раствора, м/с;
vr — кинематический коэффициент вязкости
водородоаммиачной смеси, м2/с;
ча
А
У
./"'А
о
о
*Х
•
+
+S
>
*
х
<
"^
¦ i
О
о
^с
^
Л
:
! Ф X
«
>&9
^ 1
N
Г '
^д* *
i*&
•
I
*
А
#
^
i i
ZOO
SOD 800 WOO
О
?000 Re
Рис. 5. Обобщенные в критериальном ;виде
экспериментальные данные для каждого участка трубы (считая в
направлении движения водородоаммиачной смеси) при
прямоточном (а) и противоточном \(б) движении.
Sir =лг'
D — кинематический коэффициент диффузии аммиака
в водороде, м2/с.
Из рис. 5 а и б видно, что существуют две области с
различной зависимостью коэффициента массообмена в
газовой фазе от числа Рейнольдса, характеризующих
движение водородоаммиачной смеси.
Значение коэффициента теплоотдачи для всей длины
экспериментальной трубы определено по формуле
а = ТАГ> (8)
где Q — количество тепла, отводимого от
экспериментальной трубы, Вт;

F — внутренняя поверхность трубы, ж2;
At — разность между средней температурой трубы и
средневзвешенной температурой водородоаммиач-
ной смеси и водоаммиачного раствора внутри
трубы, °С.
Анализ полученных опытных данных показывает,
что коэффициент теплоотдачи внутри трубы во всех опытах
изменяется в сравнительно узких пределах. Это позволило
ограничить число переменных величин, определяющих
теплообмен внутри трубы. Оказалось возможным
коэффициент теплоотдачи внутри трубы рассчитать по формуле
a=ARe- Re?acTB. " "(9)
Здесь значения критериев Рейнольдса для водородо-
аммиачной смеси и водоаммиачного раствора определены
по скорости относительно стенки трубы. Расчет значений
постоянной и показателей степени при критериях
Рейнольдса проведен на ЭЦВМ. Во всех опытах определены
такие значения Л, т, п, что сумма квадратов отклонений
всех экспериментальных значений а от значений этих
коэффициентов для тех же опытов по уравнению (9) является
минимальной. Получено А= 12,01, т=0,41, я=0,24.
Таким образом, видно, что теплообмен внутри трубы
улучшается как с увеличением расхода раствора, так и
водородоаммиачной смеси.
Полученные зависимости дают возможность рассчитать
процесс тепло- и массообмена в абсорбере абсорбционно-
диффузионной холодильной машины.
ЛИТЕРАТУРА
1. Дмитриев В. И., Осипов Ю. В., Третья-
к о в Н. П. Экспериментальное исследование процессов
тепло-и массообмена при испарении аммиака в водоро-
доаммиачную смесь и абсорбции его водоаммиачным
раствором. Холодильная техника. Труды научной
конференции. Л., 1970.
2. Р а м м В. И. Абсорбция газов. М., «Химия», 1966*
К сведению авторов!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два интервала
и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для всех остальных
— 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть более пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв и с обвод"
кой красным карандашом букв греческого алфавита и синим карандашом — латинского
алфавита.
4. В статьях следует использовать Международную систему единиц (СИ).
5. В списке литературы приводятся: фамилия и инициалы автора, название книги,
статьи, реферата, диссертации, а также место издания, название издательства, год издания
(или название журнала, год выпуска, номер). Ссылки на литературу необходимо давать
в тексте по порядку номеров.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с соблюдением ГОСТов.
Представляемые светокопии должны быть ясными. Допустимый наибольший размер
чертежа 420X594 мм.
Подрисуночные подписи печатаются на отдельной странице.
7. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем кратко излагается
содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее результаты. Объем
реферата не должен превышать 3/4 страницы машинописного текста, отпечатанного через
два интервала.
8. Представляемая в редакцию статья должна быть подписана автором.
Статьи просьба направлять по адресу: Москва,
журнала «Холодильная техника».
127434, ул. Костякова, 12. Редакция

ОБМЕН ОПЫТОМ
Мипора повышенных физико-механических
свойств для изоляции пассажирских вагонов
и вагонов-холодильников
662.998
В настоящее время мипора, получаемая на
основе мочевино-формальдегиднои смолы и
пенообразователя, широко применяется в
качестве тепло- и звукоизоляционного материала.
К преимуществам этого материала относится
небольшая плотность A0—20/сг/ж3), низкий
коэффициент теплопроводности, что является одним
из определяющих факторов при выборе его для
теплоизоляции вагонов.
В то же время мипора имеет ряд недостатков:
незначительный предел прочности при сжатии —
0,25 кгс/см2 и высокая влагопоглощаемость —
за 10 суток более 350% к массе.
Всесоюзный заочный политехнический
институт изготовил мипору на основе
модифицированной мочевино-формальдегиднои смолы и
нового вида концентрированного пенообразователя.
Чтобы снизить содержание свободного
формальдегида в готовой смоле, в нее при 40—60° С
вводили 50%-ный водный раствор мочевины до
получения молярного соотношения мочевины
к формальдегиду 1:1,4—1,5. Смесь
перемешивалась и выдерживалась в течение 4 ч. После
двухчасовой выдержки определяли рН, который
должен быть не менее 7,0. В готовой
модифицированной смоле свободного формальдегида содер-
При эксплуатации компрессоров с
непосредственным приводом от электродвигателя
наблюдаются случаи разрыва эластичных резиновых
соединительных муфт. Особенно часто это
происходит при плохой центровке компрессора
с электродвигателем. При отсутствии запасных
резиновых соединительных элементов для
соединения компрессора с электродвигателем
можно применить текстропные ремни 1 (см.
рисунок). Для этого их нарезают на равные части,
а затем плотно зажимают между полумуфтами 2
и прижимными дисками 3. Количество и длину
жалось не более 4%, другие показатели смолы
не изменились. Модифицированная смола
охлаждалась до 20—25° С и разбавлялась водой до
30%-ной концентрации.
Параллельно с приготовлением
конденсационного раствора смолы готовился
концентрированный раствор пенообразователя, рецептура
которого отличается тем, что в ее состав взамен
дорогостоящего и дефицитного резорцина введен
концентрат сульфитно-спиртовой барды (ССБ).
Компоненты взяты в следующих
соотношениях (весовые части):
Контакт Петрова 72,4
Ортофосфорная кислота . . . . 37,0
ССБ 6,4
Вода 50,2
Для приготовления водного раствора
пенообразователя брались 1 часть
концентрированного раствора пенообразователя, 10,5 части
воды, 5,9 части 3—5%-ной щавелевой кислоты.
В результате проведенных
физико-механических испытаний было установлено, что мипора,
полученная на основе модифицированной
мочевино-формальдегиднои смолы и нового
концентрированного пенообразователя, обладает
достаточной механической прочностью на сжатие (не
менее 2,5 кгс/см2), высокой стойкостью к
горению ( не воспламеняется при 600° С), малым
содержанием в пене свободного формальдегида
B,0—3,0%), низким коэффициентом
теплопроводности @,020—0,025 ккалЦм • град • ч)у
небольшой плотностью A0—15 кг/м3).
Производство мипоры на нелидовском
заводе «Пластмасс» дало снижение себестоимости
продукции в 1,3 раза.
Канд. техн. наук П. Г. КОНОВАЛОВ, В. В. ЦВЕТКОВ —
Всесоюзный заочный политехнический институт
Соединение полумуфт компрессора и электродвигателя
с помощью текстропных ремней.
Замена эластичных соединительных муфт
51

отрезков выбирают в зависимости от размера
полумуфт. От длины отрезков ремней зависит
размер дуги над полумуфтой, который должен
быть по возможности малым.
Излишне высокая дуга приводит к большому
угловому смещению полумуфт относительно
друг друга и вызывает трение между соседними
отрезками ремней.
Рекомендации по повышению безопасности
эксплуатации холодильных установок
предприятий мясной и молочной
ППЛ1......ПЛП..ЛАТИ*
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
ПРИМЕРНЫЙ РАСЧЕТ ЕМКОСТИ ЗАЩИТНОГО
РЕСИВЕРА ДЛЯ ИСПАРИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ
КАМЕР ЗАМОРАЖИВАНИЯ МЯСА
, Холодильник мясокомбината имеет безнасосную
систему непосредственного охлаждения. Жидкий аммиак от
регулирующей станции подается в отделитель жидкости
верхнего расположения, из которого сливается в
затопленные охлаждающие приборы. Пары отсасываются
компрессорами через отделитель жидкости.
В камерах замораживания установлены пристенные
и потолочные батареи, выполненные из гладких труб
диаметром 57x3,5 мм.
В целях предотвращения влажного хода компрессоров
необходимо установить защитные ресиверы. Принимаем
к установке вертикальные ресиверы типа РДВ, емкость
которых рассчитываем по формуле C)
^3.p^(V6+FbH,45 ж3,
В камерах замораживания мяса отсутствуют
воздухоохладители, поэтому формула примет вид
Уз.р^Уб °'45 **•
Геометрическую емкость труб батарей Vq рассчитываем
по общей поверхности батарей камер замораживания,
которая составляет 1800 м2.
Поверхность 1 пог. м гладкой трубы диаметром 57x3,5 мм
составляет 0,179 м2 (табл. 2, приложение 2). Следовательно,
общая длина труб охлаждающих батарей равна
1800
Q 1?9 = 10 050 м.
Емкость 1 пог. м трубы 1,98 л. Геометрическая емкость
труб батарей
* Окончание. Начало см. «Холодильная техника»,
1971, № 8.
52
Компрессор АУУ-400, полумуфты привода
которого соединены отрезками клиноременного
текстропного ремня типа «Г», эксплуатируется
на Ереванском молкомбинате в течение трех
лет.
К. В. ОГАНЕСЯН — Ереванский молкомбинат
Ve=10 050-1,98=19 900 л=19,9 м\
Емкость защитных ресиверов
У3.р^19,9х0,45=8,96 ж3.
Выбираем два ресивера 5РДВ (приложение 5) емкостью
по 4,55 мг. Общая емкость защитных ресиверов 9,1 мъ.
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
ОРИЕНТИРОВОЧНЫЙ РАСЧЕТ ОБОРУДОВАНИЯ
ХОЛОДИЛЬНОЙ УСТАНОВКИ**
В процессе эксплуатации производственная мощность
предприятия обычно возрастает, увеличивается количество
продуктов, поступающих на термическую обработку,
вследствие чего установленная поверхность охлаждающих
приборов оказывается недостаточной. Для поддержания
необходимых температурных параметров в охлаждаемых
помещениях на предприятиях, без достаточно
обоснованного расчета, увеличивают производство холода путем
установки дополнительных компрессоров. Это создает
диспропорцию между холодопроизводительностью
компрессоров и теплообменной поверхностью конденсаторов и
охлаждающих приборов, а также пропускной способностью
трубопроводов, что усложняет эксплуатацию
холодильных установок и их автоматизацию.
На основе изучения и анализа работы холодильных
установок ряда предприятий Всесоюзным
научно-исследовательским институтом холодильной промышленности
установлено следующее:
— эффективная работа автоматизированной
холодильной установки возможна при соответствии между
производительностью холодильной машины и потребностью в
холоде, а также между отдельными элементами
холодильной установки, определяемом ориентировочным
поверочным расчетом;
— автоматизация холодильной установки может быть
осуществлена при условии соответствия технического
состояния машин, оборудования и изоляции требованиям
эксплуатации;
** Использована следующая литература: А. П. Киреев,
П. В. Васильев. Ориентировочный расчет по проверке
правильности подбора холодильного оборудования. М.,
ЦНИИТЭИ мясомолпрома, вып. «Холодильная
промышленность и транспорт», 1969, № 7; Рекомендации по
проектированию холодильных установок. М., ВНИХИ,
1962; а также материалы Гипромясо и Гипромолпрома.
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ

250
250
250
150
150
— заданные параметры в охлаждаемых помещениях
могут быть обеспечены системой автоматического
управления холодильной установки при условии соблюдения
технологических нормативов эксплуатации, особенно норм
загрузки холодильных камер и правил штабелирования
грузов.
Ориентировочный поверочный расчет
охлаждающих приборов
Потребную холодопроизводительность оборудования
холодильных камер определяют в соответствии с нормами
загрузки камер продуктами и нормами расхода холода на
их выработку.
Нагрузка на перекрытие камер хранения не должна
превышать предельно допустимую, предусмотренную
проектом.
А. Для предприятий мясной
промышленности
1. Норма загрузки подвесного пути g± в кг на 1 пог. м
грузовой длины пути:
Камеры
охлаждения мяса
замораживания мяса ....
хранения охлажденного мяса
охлаждения субпродуктов .
замораживания субпродуктов
хранения охлажденных
субпродуктов 150
2. Норма загрузки g2 в т на 1 м3 объема камер
хранения мороженого мяса в полутушах и четвертинах — 0,350;
в блоках — 0,650.
За грузовую длину подвесного пути принимается вся
его длина, исключая 0,5 м на одну сторону стрелочных
переводов.
Грузовой объем камеры в среднем составляет 80%
строительного объема; 20% объема занято колоннами,
проездами, проходами и отступами от стен и перекрытий.
П р и м е р. Допустимая нагрузка на 1 м1 перекрытия
составляет 1500 кг. Грузовая высота камеры 4 м.
Определить допустимую высоту укладки мороженого мяса в
полутушах (четвертинах) и в блоках.
При загрузке в камеру мороженого мяса в полутушах
и четвертинах на высоту 4 м нагрузка на 1 м2 перекрытия
составит 350 /сгх4=1400 кг (т. е. в пределах допустимой)*
Мороженое мясо в блоках можно штабелировать на
высоту, не превышающую 1500:650=2,3 м.
3. Расход холода q на выработку мясных продуктов
(при их термической обработке и хранении) следующий:
Потребность
в холоде на
единицу
измерения,
тыс. ккал
30—40
Охлаждение мяса и субпродуктов, т . . .
Двухфазное замораживание мяса от 4 до
—8° С в толще мышц бедра» т
Однофазное замораживание мяса от 35 до
—8° С в толще мышц бедра, т
Хранение мороженого мяса и
мясопродуктов, т/сутки 2,0—2,5
Хранение охлажденного мяса и
мясопродуктов, т/сутки 1,0—1,5
Технологический процесс изготовления
колбасных изделий, т
пищевых жиров, т
котлет, тыс. шт
пельменей, т . . •
мяса фасованного, т
мяса птицы, т
Кондиционирование воздуха в
технологических цехах и сушилках колбас на
1 м2 площади пола в час 0,12
70—80
100—120
100
60
2
150
40
40
Б.Для предприятий молочной
промышленности
1. Норма загрузки g2 в т на 1 ж3 объема камеры
холодильника:
Масло животное в ящиках
деревянных 0,70
фанерных 0,65
картонных 0,80
Сыр
в деревянных барабанах 0,45
в ящиках 0,48
без упаковки (нетто) 0,55
, Творог
в кадках 0,40
в брикетах (коробки) 0,60
2. Норма загрузки g3 в кг на 1 ж2 пола:
Камеры хранения
бутылочной продукции 200
сыров, поступающих на переработку .... 500
готовой продукции 950
Камеры охлаждения и краткосрочного хранения
масла 500
сметаны 700
Камеры
созревания сыров 500
замораживания масла 500
хладостатов для простокваши 250
3. Расход холода q на выработку молочных продуктов
при их термической обработке и хранении следующий:
Потребность
в холоде на
1 т, тыс. ккал
Молоко
пастеризованное 41
топленое 70
стерилизованное 11,5
6% -ной жирности 52
обезжиренное 22
обезжиренное (обрат) 19
сухое цельное 112
сухое обезжиренное 144
сгущенное стерилизованное 38
сгущенное с сахаром 31
Ряженка 6%-ной жирности и йогурт ... 110
Простокваша 107
Кефир 68,5
Кефир обезжиренный 86,5
Сливки 35-, 20- и 10%-ной жирности ... 76
Сметана 36- и 30%-ной жирности .... 112,5
Сырки
творожные глазированные 255
творожные- 265
Творог
18%-ной жирности 311
9%-ной жирности 342
зерненый 442
обезжиренный • . . . . 295
Сливочное масло
выработанное методом сбивания .... 286
« поточным методом . . . 326
Сыр
российский 590
голландский и костромской 750
Часовую потребность в холоде определяют по расходу
его на единицу продукции и по емкости или по
производительности камер термической обработки, пользуясь
формулами:
53

для камер охлаждения и замораживания продукции,
оснащенных подвесными путями,
Q = —-— ккал/ч,
гДе ёг — нагрузка на 1 пог. м подвесного пути, т;
L — грузовая длина подвесных путей, м;
для камер хранения продукции
п &Vq
Q = —24~~* ккал1ч >
где
Таблица I
о7— ккал/ч,
?2' ёз — нагрузка соответственно на 1 м3 объема или
на 1 ж2 площади пола, т;
?f2^> ёз? — емкость камер, т;
V — грузовой объем камеры, мъ;
F — грузовая площадь камеры, м2;
q — удельный расход холода на 1 т продукции,
ккал/ч;
giL —• емкость камер термической обработки, т\
z — цикл термической обработки продуктов (без
загрузки и выгрузки), ч;
для камер охлаждения и замораживания без подвесных
путей
Q = —;— ккал/ч,
для технологических аппаратов предприятий молочной
промышленности
Qan = ~J000~ ккал1ч'
где Gan — производительность аппарата, л/ч.
Необходимую поверхность охлаждающих приборов
определяют по часовой потребности в холоде и по
удельному теплосъему с 1 м2 охлаждающей поверхности
Рб =
Q
kAt
где Q — часовая потребность в холоде для одной из камер,
ккал/ч;
k — коэффициент теплопередачи охлаждающих батарей
и воздухоохладителей (подбирается по табл. 1),
ккал/(м2-ч-° С);
At— средняя разность между температурой кипения
холодильного агента и температурой в камере
(обычно принимается равной 10° С), ° С.
При определении часового расхода холода на камеры
и технологические аппараты предприятий молочной
промышленности удельный расход холода q, указанный в
пункте Б-3 на стр. 53 следует принимать соответственно
0,2 q и 0,8 q.
Для определения установленной поверхности
охлаждающих приборов необходимо длину труб батарей
умножить на поверхность 1 пог. м данной трубы:
Fq=LH м2,
где L
h-
- фактическая длина труб батарей, пог. м;
поверхность 1 пог. м трубы (подбирается по
табл. 2), м2.
Емкость 1 пог. м трубы диаметром 32x2,5 мм
составляет 0,57 л, 38x3,0—0,80 л, 57x3,5—1,98 л.
Требуемую поверхность охлаждающих приборов
можно определить по удельной тепловой нагрузке на 1 м2
площади пола или на 1 пог. м подвесного пути (табл. 3).
Охлаждающие приборы
Аммиачные батареи из
| гладких труб диамет-
| ром 57x3,5 мм
пристенные
однорядные . . .
двухрядные . . .
потолочные
однорядные . . .
двухрядные . . .
пучковые ....
[Аммиачные пристенные
! батареи из вертикаль-
| ных гладких труб
диаметром 57x3,5 мм
однорядные . . .
j двухрядные . . .
(Аммиачные батареи из
I оребренных труб
диаметром 57x3,5 мм
(высота ребер 46 мм, шаг—
35,7 мм)
потолочные двухряд-
1 ные
пристенные пятитруб-
пристенные десяти-
трубные
Сухие воздухоохладители
1 непосредственного
охлаждения
с гладкими трубами
движение воздуха
вдоль труб ....
| движение воздуха
поперек труб . .
1 с оребренными тру-
! бами . .
Примечание. Для ]
дителей значение k принима
миачных.
я ее
sis
г° о 2
— 18
— 10
±0
— 18
— 10
±0
— 18
— 10
±0
— 18
— 10
±0
— 18
— 10
±0
—23
— 18
— 10
—23
— 18
— 10
— 18
±0
— 18
±0
— 18
±0
—30
—30
—40 ~- 30
—20
— 15
±0 и
выше
)ассольных ?
ется на 1 0 °0
О п о
К0Эфф1
теплош
чи k,
\ккал1(м*
7,1
8,2
9,9
6,5
7,7
9,3
6,0
7,0
8,4
5,5
6,4
7,8
4,7
5,5
6,8
6,8
7,1
7,7
6,2
6,3
6,8
4,1
5,2
3,3
4,2
3,1
3,9
15
30
10
11
12
15
>атарей и вс
меньше, ч
о _ [
2 ?<*,
К. J" CJ Ы
71
82
99 1
65
77
93
60
70
84
55
64
78 |
47
55
68
68 |
71
77
62
63
68
41
52
33
42
31
39
150
300
100
ПО
120
150
>здухоохла-
ем для ам-
54

Таблица 2
Тип трубы
Гладкие трубы диаметром, мм
32x2,5
38x3,0
57x3,5
Оребренные трубы
диаметр 32x2,5 мм, шаг
ребер, мм
1 35,7
20
13,3
10,0
диаметр 38x3,0 мм, шаг
ребер, мм
35,7
30,0
20,0
13,3
диаметр 57x3,5 мм, шаг
ребер, мм
35,7
30,0
1 20,0
Поверхность
охлаждения
1 пог. м
трубы h, м2
0,1
0,119
0,179
0,60
0,69
0,98
1,05
0,75
0,55
0,78
1,08
1,10
0,73
1 1,01
Размер
ленты, мм
40X1
30X1 1
30x1
30x1
46X1
30x1 !
30Х1
30X1 |
46X1
30X1
1 30X1
Таблица 3
Охлаждаемые помещения
Камеры
охлаждения мяса
хранения
охлажденного мяса ....
замораживания
мяса
хранения
мороженого мяса ....
Этаж
Верхний
»
Средний
Верхний
»
Средний
Температура, °С
—3
—2
—2
—30
—23
— 18
—18
Суммарная
удельная
тепловая
нагрузка, ккал/ч
1 ног. м
пути
670
70
50
1040
760
60
50
Подбор компрессоров
На каждом предприятии мясной и молочной
промышленности холодильные установки работают на несколько
температур кипения, за которыми, как правило, закреплены
определенные аммиачные компрессоры.
В связи с этим потребители холода и холодильные
машины должны быть разграничены по температурам
кипения.
Часовая тепловая нагрузка группы компрессоров,
обслуживающих систему с определенной температурой
кипения будет равна сумме часовых нагрузок (на компрессор)
всех потребителей этой системы.
Сопоставление полученных данных с установленной
холодопроизводительностью компрессоров для данной
температуры кипения позволяет выявить их достаточность.
В промышленности эксплуатируются аммиачные
компрессоры, холодопроизводительность которых в рабочих
условиях можно определить, пользуясь приближенными
переводными коэффициентами (табл. 4).
Таблица 4
Расчет охлаждающей поверхности рассольных
испарителей
При рассольном охлаждении поверхность испарителя
определяется по формуле
F = —m*,
где 2Q — тепловая нагрузка на испаритель (сумма всех
часовых нагрузок от потребителей), ккал/ч;
q — удельная тепловая нагрузка на 1 м2
охлаждающей поверхности, которая составляет для кожу-
хотрубных испарителей 1800, для открытых
вертикально-трубных 2500, для открытых
панельных 2500—3000 ккал/(м2-ч).
Условия работы
компрессора
Нормальные
(*о=-100С,*к=
=25° С)
Стандартные (^0 =
=—15°С, гк=30°С)
Приближенные переводные
коэффициенты для определения рабочей
холодопроизводительности при
температуре кипения, °С
-10
0,95
1,33
-15
0,75
1,0
— 20
0,53
0,74
— 25 |
0,4
0,56
-30
0,3
0,45
Подбор конденсаторов и градирен
Тепловую нагрузку конденсаторов определяют по
установленной холодопроизводительности компрессоров для
всех температур кипения
QK=1,3 BQ,o=_40oC + ...+ZQ,e=_6oC) ккал/ч,
где 1,3 — коэффициент, учитывающий тепловой эквивалент
работы компрессоров.
Потребная теплообменная поверхность конденсаторов
где q — удельная тепловая нагрузка, которая составляет
для кожухотрубных и элементных конденсаторов
3500—4000, для оросительных 3500, для
испарительных 1500 ккал/(м2-ч).
Зная нагрузку на конденсаторы, можно определить
количество воды, необходимое для отвода поступающего к
ним тепла (нагрев воды в конденсаторах следует принимать
равным 2—2,5° С при охлаждении воды в брызгальных
бассейнах или 3—4° С при наличии интенсивных
охладителей воды):
м3/ч,
Ув = -
1000 Д^
где VB — количество воды, необходимое для отвода тепла
от конденсаторов, м3/ч\
QK—тепловая нагрузка конденсаторов, ккал/ч\
At — нагрев воды в конденсаторах, ° С.
По часовому расходу воды находят требуемое
количество форсунок «Спрэко» при их производительности
5—7 м*/ч
П = —F— ШТ.
55

Расчет насосов
А. Производительность
рассольных насосов определяют по формуле
Ун.р= юООс А^ М*1Ч>
где Q — нагрузка от охлаждающих приборов на испарители
одной системы;
с — теплоемкость рассола при температуре 0° С и
концентрации, соответствующей температуре
замерзания (на 6—8° С ниже температуры кипения);
At— перепад между температурами рассола на входе
и выходе испарителя (принимается равным 2—
3° С для батарей и 4—6° С для
технологических аппаратов).
Б. Производительность водяных
насосов принимается равной количеству воды,
подаваемой в конденсаторы для отвода тепла
VM=VB М*1Ч-
Расчет трубопроводов холодильной установки
По объему циркулирующей жидкости или паров
рассчитывают необходимый диаметр трубопроводов по
формуле
d^ V 2826ш м'
где V — объем циркулирующей среды, мъ/ч\
w — скорость среды, м/с.
Скорость среды в м/с, принимаемая для трубопроводов:
всасывающих 10—15, нагнетательных 15—20, жидкостных
до регулирующих станций 1,2—2, жидкостных после
регулирующих станций 0,8—1,4, рассольных до 1,5,
водяных 1—1,5.
Количество циркулирующего жидкого аммиака можно
определить по формуле
24 марта 1971 г. исполнилось 60 лет со дня
рождения и 40 лет научной деятельности руководителя
лаборатории холодильной технологии мясных и рыбных
продуктов ВНИХИ кандидата технических наук Алексея
Ивановича Пискарева.
По окончании политехникума в 1931 г. А. И.
Пискарев работал лаборантом в Ленинградском институте
холодильной промышленности. В 1936 г. он закончил
вечерний факультет этого института, затем аспирантуру
и в январе 1941 г. защитил диссертацию на ученую
степень кандидата технических наук.
В 1939 г. А. И. Пискарев вступил в Коммунистическую
партию Советского Союза.
А. И. Пискарев — участник Великой Отечественной
войны, был добровольцем народного ополчения и
-агитатором полка.
С 1951 г. Алексей Иванович работает во ВНИХИ
руководителем лаборатории холодильной технологии
рыбы и рыбных продуктов.
А. И. Пискарев выполнил более 70 научных работ,
преимущественно по вопросам охлаждения,
замораживания и холодильного хранения рыбы и рыбных
продукту
уж = -^—ж>,
где q0 — весовая холодопроизводительность аммиака»
ккал/кг;
v — удельный объем аммиака, мъ/кг.
Объем всасываемых паров аммиака находят по часовому
количеству циркулирующей жидкости с учетом удельного
объема паров при соответствующей температуре кипения.
На основе произведенного расчета определяют
соответствие между находящимся в эксплуатации
оборудованием и требующимся по расчету, а также намечают
мероприятия по устранению выявленной диспропорции.
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
ПРИБОРЫ ДЛЯ АВТОМАТИЗАЦИИ АММИАЧНЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
(см. Павлова И. А. Новые приборы, применяемые для
автоматизации аммиачных холодильных установок.
«Холодильная техника», 1969, № 2).
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
РЕСИВЕРЫ ДРЕНАЖНЫЕ
(см. Шувалов А. И. Ресиверы линейные и дренажные.
«Холодильная техника», 1967, №7).
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
РЕСИВЕРЫ ДРЕНАЖНЫЕ ВЕРТИКАЛЬНЫЕ
ЦИРКУЛЯЦИОННЫЕ
(см. Шувалов А. И. Ресиверы дренажные вертикальные
циркуляционные. «Холодильная техника», 1967, № 12).
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
ОТДЕЛИТЕЛИ ЖИДКОСТИ
(см. Кашкина Ю. Г. Отделители жидкости.
«Холодильная техника», 1968, № 4).
тов, а также по вопросам исследования
технологического холодильного оборудования. Особое значение имеют
его работы, посвященные изучению биохимических и
структурных изменений тканей рыбы в связи с
проблемой сохранения ее высокого качества при холодильной
обработке и хранении.
А. И. Пискарев неоднократно выступал с докладами
на конгрессах и конференциях как в СССР, так и за
рубежом; работы его нашли общее признание и широко
используются в промышленности.
Алексей Иванович принимает деятельное участие в
общественной жизни института и НТО пищевой
промышленности. Он награжден правительством шестью
медалями.
В журнале «Холодильная техника» А. И. Пискарев
сотрудничает с 1937 г. За истекшее время он
опубликовал в нем более 35 статей.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют Алексея Ивановича с 60-
летием, желают ему здоровья и дальнейших творческих
успехов в его научной и общественной деятельности.
К 60-летию Алексея Ивановича Пискарева
56

КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
«Холодильные машины и установки»
Н. К. Покровский. М., «Пищевая
промышленность», 1969. 324 стр. Тираж 90 000 экз. Цена
1 р. 43 к.
Инженер Н. К. Покровский известен широкому кругу
специалистов, связанных с холодильной техникой, как
автор ряда книг по устройству и эксплуатации
холодильных установок. По этим руководствам обучались
холодильному делу многие машинисты-холодильщики.
Рецензируемая книга по сравнению с предыдущими
работами автора охватывает более значительный круг
вопросов холодильной техники. Она составлена в соответствии
с программой курса «Холодильные машины и установки»
для учащихся средних специальных учебных заведений
и допущена Министерством высшего и среднего
специального образования СССР в качестве учебного пособия для
техникумов.
Данная книга является вторым, переработанным и
дополненным изданием.
Книга состоит из шести разделов, методических
указаний по курсовому проектированию распределительного
холодильника и приложений в виде таблиц и энтропийных
диаграмм.
Раздел I посвящен теоретическим основам работы
холодильных машин. Материал изложен достаточно подробно
и популярно. Глава 2 «Термодинамические основы работы
холодильных машин», а также глава 4 «Кондиционирование
воздуха» в III разделе написаны доктором техн. наук
А. А. Гоголиным.
В разделе II «Конструкции холодильных машин»
описан ряд аммиачных компрессоров, в том числе
одноступенчатые компрессоры 2АВ15, 4АУ15, 2АВ27,
двухступенчатые компрессоры АДС-150, АГК-47, оппозитные
компрессоры АО600 и АО 1200 и ряд фреоновых компрессоров,
холодильная и вспомогательная аппаратура, приведены
их технические характеристики и расчетные данные.
Однако большинство указанных компрессоров к моменту
издания книги устарели и сняты с производства.
Следовало бы поместить материал о современных
машинах, входящих в номенклатурный перечень московского
завода «Компрессор». Это касается одноступенчатых
компрессоров АВ100, АУ200 и АУУ400 в четырех
модификациях каждый, двухступенчатых компрессоров ДАУ в двух
модификациях, а также аммиачных двухступенчатых
агрегатов АДС-РАБ200, 150, 60, 15 и др.
Не приведены данные о современных холодильных
компрессорах средней холодопроизводительности АВ22,
АУ45, 22ФВ22, 22ФУ45, 22ФУУ90 на фреонах-22 и 12,
выпускаемых Черкесским заводом холодильного
машиностроения с 1968 г.
Схемы питания маслоотделителей ОММ жидким
аммиаком из конденсаторов разных типов (стр. 120) сейчас не
применяются, так как не создают устойчивого уровня
жидкого аммиака в маслоотделителях промывного типа.
Следовало бы дать схему подачи жидкого аммиака в
маслоотделитель с использованием поплавкового регулятора
уровня ПР-14.
Не приведены технические характеристики линейных
ресиверах и циркуляционных вертикальных ресиверов
РДВ, применяемых в аммиачных схемах.
Указания автора (стр. 21) о подборе емкости названных
типов ресиверов только в процентах от емкости системы
неверны, так как при этом не учитывается необходимость
увеличения емкости ресивера на коэффициент его
заполнения и коэффициент запаса, равный 1,2 (в соответствии
с «Правилами техники безопасности на аммиачных
холодильных установках»). Было бы целесообразно привести
соответствующие формулы для расчета требуемого объема
ресиверов каждого типа.
Помимо номограмм для определения диаметров
холодильных трубопроводов, следовало бы дать формулу для
расчета труб.
Раздел III «Холодильники и холодильные установки»
является одним из наиболее важных. Однако в нем
рассмотрены холодильники, не дающие представления о
лучших образцах этих сооружений. Вместо них автору
следовало бы привести описание и планировки современных
одноэтажных и многоэтажных холодильников различных
емкостей, разработанных Гипрохолодом в последние годы
и одобренные Госстроем СССР.
При описании оборудования холодильных камер очень
мало места отведено конструкциям воздухоохладителей:
нет чертежей напольных и подвесных воздухоохладителей
и интенсивных воздухоохладителей кондиционеров для
морозильных камер.
В разделе IV «Приборы для контроля и
автоматического регулирования работы холодильных установок»
имеются неточности в описании некоторых устройств и
работы ряда приборов — логометров, измерителей
влажности ПИВ, автоматизированной машины управления и
регулирования АМУР и др.
Некоторые из описанных приборов устарели и сняты
с производства еще до выхода в свет данной книги,
например РВП-М, ПРВ, ДУ, ПРУ-2, ТРД-3, РТ-12 и т. д.
Эти и многие другие досадные ошибки значительно
снижают ценность содержания этой главы.
Раздел V посвящен льдотехнике.Он дает некоторое
представление о способах получения разных видов льда, но
следовало бы подробнее описать устройство установки для
производства блочного льда и методы его интенсификации.
Для раздела VI «Холодильный транспорт» отведено
всего 4,5 страницы, что не дает возможности подробно
описать устройство и рассмотреть вопросы эксплуатации
рефрижераторного железнодорожного подвижного
состава, в частности автономных рефрижераторных вагонов.
Мало сказано и о типах рефрижераторных судов, которых
насчитывается сейчас более 2000, а также об устройстве
и работе автомобильного холодильного транспорта.
Несмотря на указанные недостатки, книга в целом
полезна для читателей — работников холодильной
промышленности и учащихся холодильных техникумов.
м. г. дик
¦

ХРОНИКА
Московскому институту инженеров железнодорожного транспорта 75 лет
Один из старейших транспортных
втузов — Московский ордена Ленина
и ордена Трудового Красного Знамени
институт инженеров
железнодорожного транспорта, в прошлом инженерное
училище Министерства путей
сообщения, учрежден в августе 1896 г.
В дореволюционное время учебные
занятия в институте проводились в трех
аудиториях, пяти лабораториях и
кабинетах. В наши дни институт
занимает четыре учебных корпуса, где
размещено ПО специальных кабинетов и
лабораторий. Многие лаборатории
(динамика подвижного состава,
строительные материалы, путь и путевое
хозяйство, мосты, строительные
конструкции и др.) оборудованы
компрессионными холодильными установками.
Институт располагает специальной
холодильной лабораторией и лабораторией
кондиционирования воздуха в
пассажирских вагонах, оборудованных
новейшими транспортными
автоматизированными холодильными агрегатами
и измерительной аппаратурой.
Созданы вычислительные центры с
универсальными электронными
машинами. Институт имеет свой Дом
культуры, фабрику-кухню, больницу и
учебно-производственные мастерские.
Наряду с глубоким изучением
теоретических дисциплин значительное
внимание уделяется производственной
подготовке будущих инженеров, в том
числе инженеров-холодильщиков. Это
единственный институт в стране,
который выпускает таких специалистов
с 1923 г. и по настоящее время.
Механический и
эксплуатационный факультеты готовят
специалистов по рефрижераторному
подвижному составу и технологии перевозки
скоропортящихся грузов.
Студентам 4-го курса
специальности «Вагоны и вагонное хозяйство»
механического факультета читается
дисциплина «Холодильное
оборудование вагонов и кондиционирование
воздуха», по которой они выполняют
лабораторные работы в холодильной
лаборатории и лаборатории
кондиционирования воздуха в пассажирских
вагонах, а затем разрабатывают
курсовой проект по холодильному
оборудованию подвижного состава и
теплоизоляции кузова вагона.
В конце 4-го курса из числа
студентов этой специальности выделяется
группа холодильщиков, которая
проходит производственную практику по
ремонту холодильного и
энергетического оборудования рефрижераторного
подвижного состава. На 5-м курсе
студенты это]! группы изучают три
дисциплины по своей специальности,
которые охватывают энергетическое и
холодильное оборудование,
эксплуатацию, ремонт и обслуживание
рефрижераторного подвижного состава.
Преддипломная практика
проводится на машиностроительных
заводах или в рефрижераторных депо.
В дипломных проектах
разрабатываются конструкции ограждения
кузова изотермического вагона,
энергетического и холодильного оборудования
рефрижераторного подвижного
состава, различные системы охлаждения
вагонов и контейнеров, а также
технология обслуживания и ремонта
специального подвижного состава для
перевозки скоропортящихся грузов.
На факультете «Эксплуатация
железных дорог» на 3-м курсе читается
дисциплина «Хладотранспорт» для всех
студентов магистрального транспорта.
В холодильной лаборатории студенты
выполняют лабораторные работы,
изучают контрольно-измерительные
приборы, применяемые на хладотранспор-
те, транспортные холодильные
установки, теплоизоляцию вагонов и
транспортных холодильных сооружений,
производство искусственного и
заготовку естественного льда, холодильную
технологию скоропортящихся
пищевых продуктов и др.
Из числа студентов 5-го курса
выделяется группа, которая
специализируется в области технологии перевозок
скоропортящихся грузов. Студенты
изучают специальный курс,
включающий инженерную оптимизацию, НОТ
и организацию перевозок
скоропортящихся грузов, проходят
преддипломную практику в рефрижераторном
депо, на пунктах обслуживания
рефрижераторного подвижного состава или
в отделениях и управлениях железных
дорог, собирают необходимые
материалы для дипломного проекта и
разрабатывают его. Темы дипломных
проектов — технология перевозок
скоропортящихся грузов на заданном
железнодорожном направлении с
детальной разработкой отдельных
технических средств холодильного хозяйства
железных дорог.
За время существования института
выпущено более 400 инженеров по
хладотранспорту, 100 из которых —
только за последние пять лет.
Помимо академических занятий,
в институте проводится большая
научно-исследовательская работа в области
холодильного хозяйства железных
дорог. В этом году выходит сборник
трудов института (выпуск 376), который
посвящен совершенствованию
железнодорожного хладотранспорта.
При институте создана аспирантура
по хладотранспорту. Начиная с 1931 г.
подготовлено 12 кандидатов
технических наук по этой специальности.
В обстановке всеобщего трудового
подъема, вызванного решениями
XXIV съезда КПСС, и отмечая
семидесятипятилетие института, коллектив
его берет на себя обязательство
приложить все силы для дальнейшего
повышения уровня подготовки
специалистов-холодильщиков
железнодорожного транспорта и расширения
подготовки научных кадров в этой
области.
Н. В. ДЕМЬЯНКОВ —МИИТ

НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
F25M/00
№ 299711A335650/24-6 от 12 мая 1969 г.)
X. А. А б д у л ь м а н о в, Н. И. М и р м о в и
В. А. Скворцов
Аммиачная холодильная установка
Аммиачная холодильная установка, содержащая
компрессор для сжатия паров аммиака, конденсатор,
регулирующий вентиль и испаритель для производства холода,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
эксплуатационной надежности, на линии жидкого аммиака между
регулирующим вентилем и испарителем установлен
гидроциклон для отделения масла от жидкого аммиака.
F25b9/02
№ 299712A285258/24-6 от 25 ноября 1968 г.)
А. И. Азаров и В. А. Семеню к
Способ получения холода
1. Способ получения холода в охлаждаемом объекте,
размещенном преимущественно на автомашине с
бензиновым двигателем, путем разделения атмосферного
воздуха в вихревой трубе на холодный и горячий потоки и
направления холодного потока в объект, отличающийся тем,
что, с целью повышения термодинамической
эффективности, в холодном потоке испаряют бензин и полученной
топливовоздушной смесью охлаждают объект и горячий
конец вихревой трубы, после чего смесь подают в
двигатель.
2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что подаваемый
в вихревую трубу воздух предварительно охлаждают
отводимой от объекта топливовоздушной смесью.
3. Способ по п. 2, отличающийся тем, что от
предварительно охлаждаемого воздуха последовательно отбирают
порции воздуха и смешивают с отводимой из объекта
смесью.
F25b21/02
№ 299714A298975/24-6 от 6 января 1969 г.)
Автор изобретения В. К. Гарачук
Заявитель Одесский технологический институт
пищевой и холодильной промышленности
Термоэлектрический холодильник
Термоэлектрический холодильник, содержащий
теплоизолированную камеру, охлаждаемую с помощью
холодных спаев термобатареи, горячие спаи которой снабжены
радиатором, отличающийся тем, что, с целью уменьшения
теплопритоков в рабочую камеру при отключении
термобатареи от сети, в цепь термобатареи по обеим сторонам ее
включены электромагнитные контакты в виде катушек,
укрепленных на наружной поверхности камеры, и
сердечников, установленных на радиаторе для создания
воздушного зазора между камерой и холодными спаями
при выключении холодильника и плотного примыкания
их к камере при включении холодильника.
F25b41/06
№ 299716A359859/24-6 от 25 августа 1969 г.)
PL Г. Борухович и Д. Ф. Герчиков
Устройство для регулирования подачи хладагента
в испаритель
Устройство для регулирования подачи хладагента в
испаритель преимущественно холодильной машины,
содержащее чувствительный термоэлемент, соединенный со
схемой управления, и исполнительный механизм,
отличающееся тем, что, с целью улучшения качества
регулирования, термоэлемент и схема управления выполнены
соответственно в виде дифференциальной термопары и
усилителя с компенсационной схемой, подключенной к
исполнительному механизму, кинематически связанному с
потенциометров обратной связи.
F04b39/14
№ 300661A379829/24-6 от 26 ноября 1969 г.)
Авторы изобретения В. Д. Лубенец, А. Н.
Волчков, Г. А. Гусева, Л. С. К а у ц, П. И. П л а -
стинин, Е. В. Плуталова, А. Н. Шевля-
ков и В. Н. Чугунов
Заявитель Московское ордена Ленина и ордена
Трудового Красного Знамени высшее техническое
училище им. Н. Э. Баумана
Поршень
Поршень, например, компрессора или вакуум-насоса
с уплотнительными кольцами и направляющей втулкой,
отличающийся тем, что, с целью упрощения ремонта, он
выполнен в виде несущего уплотнительные кольца и
направляющую втулку съемного стакана, жестко
соединенного с внутренним телом поршня, кинематически
связанным с механизмом движения.
F25b9/02
№ 300727A377707/24-6 от 14 октября 1969 г.)
Автор изобретения А. И. Азаров
Заявитель Рижский вагоностроительный завод
Способ поддержания заданной температуры в охлаждаемых
объектах
Способ поддержания заданной температуры в
охлаждаемых объектах, например, холодильных камерах, при
помощи аккумуляторов холода с замораживаемой
жидкостью преимущественно эвтектическим раствором,
отличающийся тем, что, с целью повышения экономичности
и упрощения процесса регулирования температуры,
через раствор путем барботажа пропускают холодный газ,
получаемый преимущественно в вихревой трубе.
F25b29/00 F25b9/02
№ 300729A371056/24-6 от 1 октября 1969 г.)
П. И. Г е р а с т е н о к, М. Ф. С а м у с е н к о
и А. М. Харитонов
Вихревая холодильно-нагревательная установка
Вихревая холодильно-нагревательная установка,
содержащая рабочую камеру, подключенную к вихревой
трубе для поочередной подачи в камеру с помощью запор-
но-регулирующей арматуры холодного и горячего потоков,
и эжектор с активным соплом, работающим на горячем
потоке вихревой трубы для отсоса газа из камеры,
отличающаяся тем, что, с целью повышения качества контроля
параметров газа в камере, установка снабжена
гигрометром, измерительная головка которого включена в линию
59

Испаритель
Испаритель для домашнего компрессионного
холодильника, выполненный из листов, образующих при
соединении прямоточный канал для циркуляции хладагента,
отличающийся тем, что, с целью обеспечения равномерного
распределения температур по поверхности испарителя,
канал на входе хладагента размещен по трем сторонам
параметра развертки испарителя с последующим
чередованием холодных и теплых ветвей, а на выходе из
испарителя канал разветвлен для обеспечения доиспарения
хладагента.
F25d7/00
№ 301499A388873/24-6 от 24 декабря 1969 г.)
Я. В. Костромин, В. Я- Кульбенко
и В. Г. Румшевич
Климатическая камера
1. Климатическая камера для испытания изделий
преимущественно при охлаждении их жидким азотом,
содержащая теплоизолированный корпус с перфорированными
полками для испытуемых изделий, трубопровод с
распылительным соплом для жидкости и центробежный
вентилятор для циркуляции охлаждающей среды,
отличающаяся тем, что, с целью интенсификации процесса охлаждения,
крыльчатка вентилятора выполнена в виде горизонтально
расположенной конусообразной чаши с радиальными
прорезями и направляющими лопатками на боковой
поверхности, а распылительное сопло трубопровода
установлено внутри чаши для распыла и диспергирования
жидкости при помощи лопаток.
2. Камера по п. 1, отличающаяся тем, что к
всасывающей стороне вентилятора подключена цилиндро-кониче-
ская трубчатая вставка для создания в камере
направленной циркуляции охлаждающей жидкости.
ОПЕЧАТКИ
(«Холодильная техника», 1971, № 7)
Страница
12,
колонка слева, 3-я строка сверху
12,
колонка справа, 7-я строка снизу
25,
колонка справа, 9-я строка снизу
Напечатано
(ошибка типографии)
для заданной
F «/уд
Следует читать
*Р.И1
tK для заданной
^уд и /уд
связи эжектора с камерой, а рубашка подсоединена к
горячему и холодному концам вихревой трубы для
поддержания температуры головки гигрометра на заданном
уровне.
F25b39/02
№ 300730A292569/24-6 от 27 декабря 1968 г.)
Авторы изобретения В. П. Колос, А. И. Рудная,
А. А. С о л о м к о, Г. С. 3 ы к о в
и Г. И Высоцкий
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт по электробытовым машинам и приборам
А
>d
П

Цех сухого льда производительностью 4У4 т в сутки
Проектным институтом «Гипрохолод» разработан типо- Проект введен в действие с августа 1969 г.
вой проект цеха сухого льда производительностью Класс здания — II, степень огнестойкости —- I, сте-
4,4 ml су тки на базе использования дымовых газов пень долговечности — II.
(№414-9-7), который предусматривает также возможность Фасад, план и разрез цеха с размещенным в нем обо-
ироизводства и жидкой углекислоты. рудованием даны на рисунке.
ФасаО
1 11 11 II 1
1 11 II И 1
1 II II II 1
1 11 II п_1
ж
План
О П В
5000 . Б00 0 _. ?000
Цех сухого льда производительностью 4,4 ml сутки
(обозначения см. в табл. 1 и 2).
/ в 5 k г
ЯР
А-А
15
/О
6t

Перечень помещений и технологического оборудования
приведены в табл. 1 и 2.
Цех для производства сухого льда и жидкой
углекислоты размещается на территории действующего
предприятия, обеспечивающего его исходным сырьем,
энергоресурсами и соответствующими сетями канализации. В
качестве исходного сырья служат дымовые газы,
содержащие не менее 8% (объемных) углекислого газа
Производство углекислого газа осуществляется в аб-
сорбционно-десорбционном цикле. Абсорбент — водный
раствор моноэтаноламина.
Для получения жидкой углекислоты и сухого льда
применяется углекислотно-аммиачная установка,
работающая по каскадной схеме среднего давления. Верхним
каскадом является двухступенчатый аммиачный цикл,
нижним — двухступенчатый углекислотный цикл.
Для производства сухого льда полученная в
конденсаторе - испарителе жидкая углекислота дросселируется
до давления 1 кгс/см2.
Баллоны заполняются жидкой углекислотой с помощью
насосов.
Технологические показатели работы цеха сухого льда
приведены ниже.
Производительность, т/сутки 4,4
Себестоимость
1 т сухого льда, руб 72,1
1 т жидкой углекислоты и 1 т сухого
льда при их одновременном производстве,
РУб 83,5
Требуемые ресурсы
дым, норм. м3/ч 1500
вода, м3/сутки 2682
электроэнергия, кВт*ч/год 1246700
пар, кг/ч 1735
тепло при расчетной температуре — 30° С,
ккал/ч 453 500
Число смен в сутки 3
Общее число работающих 38
в том числе максимально в смену .... 15
Ниже даны основные показатели объектов.
Строительный объем, м3 5800
Площадь застройки, м2 805
Расход материалов
цемента, т 336,5
стали, т 19,4
в том числе арматурной, т 2,7
бетона тяжелого, м3 476
бетона легкого, м3 82
сборного железобетона, м3 266
кирпича, тыс. шт 235
лесоматериалов, м3 78
Сметная стоимость
общая, тыс. руб 378,93
строительно-монтажных работ, тыс. руб. 160,91
оборудования, тыс. руб . 218,02
1 м3 здания, руб 66,33
Трудоемкость, чел-дни
возведения здания 3253
возведения 1 м3 здания 0,56
Расход воды, м3/сутки 2682
Установленная мощность, кВт 270,1
в том числе силовое оборудование, кВт 256,6
Освещение, кВт 13,5
Расход тепла при — 30° С, ккал/ч
на отопление 91300
на вентиляцию 321 700
на горячее водоснабжение 40 500
Фундаменты под колонны монолитные железобетонные
стаканного типа. Блоки бетонные для стен подвалов
серия 1.116-1, вып. 1, 4 типоразмера. Плиты для ленточных
62
Таблица 1
к о
<я о
С ж
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
Помещения
Бытовые помещения
Лаборатория
Аппаратное отделение
Помещение трансформаторной подстанции
Машинное отделение
Сухоледное отделение
Тепловой пункт
Ремонтно-механическая мастерская . .
Наполнительное отделение
Склад порожних баллонов
Склад наполненных баллонов ....
Платформа
Таблица
Технологическое оборудование
Эксгаустер БК-6
Скруббер холодный
Водоотделитель
Скруббер содовый
Абсорбер
Десорбер
Отделитель газа
Насос насыщенного раствора МЭА 2К-6
Насос истощенного раствора МЭА 2К-6
Насос раствора соды
Насос системы регенерации I I/2K-66
Холодильник газа
Теплообменник раствора 101-198-23 . . .
Бак для приготовления содового раствора!
Бак содового раствора
Бак раствора МЭА
Компрессор 2УАП
Влагоотделитель
Холодильник меж ступенчатый Т-4 . . .
Водоотделитель центробежный
Колонка промывная
Сосуд промежуточный аммиачный ПС-40
Конденсатор аммиачный
Вымораживатель ВУ
Ресивер дренажный 1,5РД
Конденсатор регенерации
Вакуум-насос РМК-2
Ледохранилище
Насос углекислотный
Пост углекислотный
Верстак
Стенд для окраски баллонов
Бак содового раствора
Агрегат для ремонта и гидроиспытания
баллонов
Бак содового раствора
Клетки для хранения баллонов ....
Насос ручной БКФ-2
Ледоформа СЛФ
Сосуд промежуточный углекислотный
Влагоотделитель

фундаментов железобетонные, серия 1.112-1, вып. 1,2
типоразмера. Фундаментные балки сборные
железобетонные, серия КЭ-01-23, вып. 1, 1 типоразмер. Колонны
сборные железобетонные, серия КЭ-01-49, вып. II,
2типоразмера. Двускатные балки сборные железобетонные, серия
ПК-01-06, вып. 8, 2 типоразмера. Стены кирпичные
самонесущие. Щ
Перекрытия из сборных железобетонных
многопустотных панелей ГОСТ 9561—66. Покрытие из сборных
железобетонных плит ПНС, серия ПК-01-111, 2 типоразмера.
Кровля рулонная. Утеплитель — пенобетон.
Фундаменты под оборудование монолитные бетонные.
Переплеты окон деревянные ГОСТ 12506—67, 3
типоразмера. Двери деревянные ГОСТ 6629—64, 4
типоразмера.
Отделка внутренняя — побелка известью, затирка
поверхности и окраска, глазурованная плитка; отделка
наружная — кладка под расшивку.
Полы из линолеума, керамической плитки,
асфальтобетонные.
Наибольший вес из конструктивных элементов имеют
железобетонные балки —9,1 т.
Водопровод раздельный: хозяйственнопитьевой и
противопожарный (Н=12 м), производственный (Н=35 м)—
от сети предприятия.
РЕФЕРАТЫ
621.57.041-213.3
Выбор геометрических параметров ротационного
компрессора с катящимся ротором. Ланграт П. Г.,
Крылов В. С, Я дин Э. В. «Холодильная техника», 1971, № 9.
Предлагаются соотношения основных размеров
герметичных ротационных компрессоров с катящимся
ротором, выбранные на основе анализа влияния геометрических
размеров на удельную холодопроизводительность,
надежность, себестоимость компрессора. Библиографий 6.
Иллюстраций 5.
621.565.83:628.84
Экспериментальный термоэлектрический кондиционер.
Ганин Е. А., Каричев 3. Р., Лебедев В. Ф., Ратнер В. М.,
Раецкий А. С, Симонов В. А. «Холодильная техника»,
1971, № 9.
Описан термоэлектрический автономный кондиционер
с водяным охлаждением горячих спаев. Кондиционер
предназначен для создания комфортных условий в помещениях.
Холодопроизводительность его при температуре воды
20° С и воздуха в помещении 25° С равна 2200 ккал/ч,
потребляемая мощность 3,2 кВт. Вес кондиционера
составляет 101 кг.
621.572:658.562
О квалиметрии холодильных машин. Шувалов В. Н.,
Якобсон В. Б. «Холодильная техника», 1971, *№ 9.
Рассматриваются вопросы количественной оценки
уровня качества холодильных машин. Устанавливается
номенклатура основных показателей качества. Нормативные
значения этих показателей в основном определены
государственными стандартами. Рекомендованы
коэффициенты весомости для каждого показателя. Обобщенный
показатель предложено определять кгк среднее арифметическое
из всех показателей с учетом их весомости. Даны примеры
определения обобщенного показателя качества. Таблиц 1.
Библиографий 12.
Канализация раздельная: хозяйственно-бытовая, про -
изводственно-загрязненных стоков, производственно -
незагрязненных стоков — в сети предприятия.
Отопление водяное, от внешнего источника, система
двухтрубная с верхней разводкой.
Теплоноситель — вода с температурой 70—150° С.
Вентиляция приточно-вытяжная с механическим
побуждением.
Электроснабжение от местных сетей напряжением
380/220 В. Освещение лампами накаливания 220 В.
Сигнализация — пожарная безопасность.
Проект состоит из шести альбомов: альбом I
—«Архитектурно-строительная часть», альбом
II—«Технологическая часть», альбом III—«Санитарно-техническая часть»,
альбом IV—«Электротехническая часть, КИП и
автоматика», альбом V—«Нестандартное оборудование», альбом
VI—«Сметы».
В полном объеме (рабочие чертежи, сметы и т. д.) про*
ект можно заказать по адресу: Москва, К-31, ул.
Жданова, 10/2, Гипрохолод.
М. Н. МЕРТЕШОВ, А. И. БАЛАНДИН — Гипрохолод
681.2-52
Аппарат температурной защиты типа АТЗ-1. Лазеб-
ник Р. М., Чупахин А. Я. «Холодильная техника», 1971,
№ 9.
Описан разработанный ВНИИВЭ аппарат
температурной защиты обмоток статора встроенных
электродвигателей холодильных установок кондиционирования
рудничного воздуха.
Прибор имеет взрывозащищенное исполнение и
успешно может применяться для контроля температуры
различных объектов во взрывоопасных помещениях.
621.575.004.12
Метод построения характеристик абсорбционных
холодильных машин. Сапожников С. А. «Холодильная
техника», 1971, № 9.
Приводится метод построения рабочих характеристик
АХМ, работающей с постоянной тепловой нагрузкой
генератора, в зависимости от изменения температур
конденсации и кипения холодильного агента. Библиографий 2.
Иллюстраций 2.
536.24:621.9-462
Теплообмен при конденсации движущегося пара
фреона-12 на пучках гладких и оребренных труб.
ИвановО. П., Бутырская С. Т., Мамченко В. О.
«Холодильная техника», 1971, № 9.
В результате экспериментального исследования
установлено, что при конденсации фреона-12 на пучках
горизонтальных труб средние коэффициенты теплоотдачи
значительно превышают расчетные значения, полученные по
формулам Нуссельта. Предложены зависимости для
расчета коэффициентов теплоотдачи.
628.84
Линейная аппроксимация зависимости давления
водяного пара над льдом, насыщающего воздух, от его
температуры. Чижов Г. Б. «Холодильная техника», 1971, № 9.
Описан метод линейной аппроксимации зависимости
давления пара, насыщающего воздух, от его температуры
и даны расчетные формулы для области температур от 0
до — 60° С с интерналами 10° С. Таблиц 1.
63

CONTENTS
COДЕРЖАН И Е
M. M. Pozin. Improve Planning of Concentration of
Refrigerated Storage Capacity 1
Congratulations with High Governmental Award! .... 5
Z. E. Fishkin. Method of Analyzing Economic Activity of
Refrigerating Enterprises 6
P. G. Langrat, V. S. Krylov, E. V. Yadin. Selection of
Geometrical Parameters of Rotary Roller — Type Compressor 8
E. A. Ganin, Z. R. Karichev, V. F. Lebedev, V. M. Ratner,
A. S. Rayetsky, V. A. Simonov. Experimental
Thermoelectric Air Conditioner 12
V. N. Shuvalov, V. B. Yakobson. Qualimetry of Refrigerating
Machines 15
R. M. Lazebnik, A. Y. Chupakhin. Temperature Protection
Apparatus, Type ATZ-1 18
S. A. Sapozhnikov. Method of Plotting Characteristics of
Absorption Refrigerating Machines ,22
O. P. Ivanov, S. T. Butyrskaya, V. O. Mamchenko. Heat
Transfer at Condensation of Moving Vapor of Frion- 12
on Bunches of Bare and Finned Tubes 24
E. G. Afanasyeva. Joint Production of Heat and Cold at
Enterprises of Meat and Dairy Industry 27
V. S. Levitin, V. M. Shlyakhovetsky. Projecting and
Construction of Fruit Storage Houses 31
G. B. Tchigeov. Linear Approximation of Dependence of Water
Vapor Pressure Over Ice, Saturating Air, Upon Its
Temperature 34
A. P. Sheffer. Technical and Economic Effectiveness of
Intensification of Refrigerated Treatment of Meat .... 35
G. E. Oleneva, V. E. Marker, E. A. Shtyrkova. Production of
Porous Starch by Freezing Starch Gels 40
FROM DISSERTATIONS
G. I. Chukhman. Internal Heat Exchange in Foam —
Evaporative Air Coolers 45
U. V. Osipov, N. P. Tretyakov, N. N. Nekrasov. Heat and
Mass Exchange at Absorption of Ammonia by Aqua
Ammonia Solution from Hydrogen — Ammonia Mixture. . 47
PRACTICE EXCHANGE
P. G. Konovalov, V. V. Tsvetkov. Mipore with Improved
Physico — Mechanical Properties for Insulating
Passenger Wagons and Refrigerated Railcars 51
K. V. Oganesyan. Replacement of Elastic Unions 51
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
Recommendations for Improving Safety of Operating
Refrigerating Plants at Enterprises of Meat and Dairy
Industry 52
60th Birthday of A. I. Piskarev 56
BOOK REVIEW
M. G. Dick. «Refrigerating Machines and Plants» 57
MISCELLANY
N. V. Demyankov. Moscow Institute of Engineers of Rail
Transport is 75 58
New Inventions 59
REFERENCE DATA
M. N. Mierteshov, A. I. Balandin. Dry Ice Shop of 4.4 t/day
Capacity 61
Summaries 63
M. M. Позин. Совершенствовать планирование
концентрации холодильной емкости 1
С высокой наградой! 5
3. Е. Фишкин. О методике анализа хозяйственной
деятельности холодильных предприятий 6
П. Г. Ланграт, В. С. Крылов, Э. В. Ядин. Выбор
геометрических параметров ротационного компрессора с
катящимся ротором 8
Е. А. Ганин, 3. Р. Каричев, В. Ф. Лебедев, В. М. Ратнер,
А. С. Раецкий, В. А. Симонов. Экспериментальный
термоэлектрический кондиционер 12
B. Н. Шувалов, В. Б. Якобсон. О квалиметрии
холодильных машин 15
Р. М.. Лазебник, А. Я. Чупахин. Аппарат температурной
защиты типа АТЗ-1 18
C. А. Сапожников. Метод построения характеристик
абсорбционных холодильных машин 22
О. П. Иванов, С. Т. Бутырская, В. О. Мамченко.
Теплообмен при конденсации движущегося пара фреона-12
на пучках гладких и оребренных труб 24
Е. Г. Афанасьева. О совместном получении тепла и холода
на предприятиях мясной и молочной промышленности 27
В С. Левитин, В. М. Шляховецкий. О проектировании и
монтаже фруктохранилищ 31
Г. Б. Чижов. Линейная аппроксимация зависимости
давления водяного пара над льдом, насыщающего воздух,
от его температуры 34
А. П. Шеффер. Технико-экономическая эффективность
интенсификации холодильной обработки мяса .... 35
Г. Е. Оленева, В. Э. Маркер, Е. А. Штыркова. Получение
пористых крахмалов методом замораживания
крахмальных гелей 40
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Г. И. Чухман. О внутреннем теплообмене в
пенно-испарительных воздухоохладителях 45
Ю. В. Осипов, Н. П. Третьяков, Н. Н. Некрасов. Тепло- и
массообмен при абсорбции аммиака водоаммиачным
раствором из водородоаммиачной смеси .... 47
ОБМЕН ОПЫТОМ
П. Г. Коновалов, В. В. Цветков. Мипора повышенных
физико-механических свойств для изоляции
пассажирских вагонов и вагонов-холодильников 51
К. В. Оганесян. Замена эластичных соединительных муфт 51
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
Рекомендации по повышению безопасности эксплуатации
холодильных установок предприятий мясной и молочной
промышленности 52
К 60-летию А. И. Пискарева 55
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
М. Г. Дик. «Холодильные машины и установки» ... 57
ХРОНИКА
Н. В. Демьянков. Московскому институту инженеров
железнодорожного транспорта 75 лет 58
Новые изобретения 59
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
М. Н. Мертешов, А. И. Баландин. Цех сухого льда
производительностью 4,4 т в сутки 61
Рефераты . ... 63
Редакционная коллегия: В. М. Шавра (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора), Л. Д. Акимова (зам.
главного редактора), Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, В. А. Дедух, М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С. Мартынов,
проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер
Адрес редакции: Москва, 127434, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34 доб. 49
Технический редактор Т. С. Пронченкова
Т-14963 Сдано в набор 29/VII 1971 г. Подп. в печ. 6/IX 1971 г. Формат 84Xl08Vie Объем 4 п. л.=усл. п. л. 6,72 Уч.-изд. л. 7,85
Тираж 17100 Заказ 1485 Цена 50 коп.
Чеховский полиграфкомбинат Главполиграфпрома Комитета по печати при
Совете Министров СССР г. Чехов, Московской области