/
Текст
Таблица 2
Автономные республики
Увеличение
выработки
мороженого
Автономные республики
Увеличение
выработки
мороженого
Абхазская . . .
Аджарская . . .
Башкирская . .
Дагестанская .
Каракалпакская
Карельская . .
Коми
1,5
1,7
1,9
1,6
Марийская ....
СевероОсетинская
Татарская . . . .
Удмурская ....
Чечено-Ингушская
Якутская . * . .
2,1
3,2
2,1
1,8
1,4
3,4
пользующегося повышенным спросом
населения — пломбиры, сливочное глазированное
в шоколаде, сливочное в вафлях. В общем
ассортименте мороженого эти виды составили
в 1971 г. около 90%, против 62% в 1941 г.
В отличие от предвоенного периода в настоящее
время почти 90% мороженого выпускается в
мелкой фасовке (по 50, 100 и 250 г).
Увеличение объема производства мороженого
и расширение ассортимента способствовало
улучшению снабжения им населения. Однако в ряде
районов, населенных пунктах, особенно в
сельской местности, потребность в мороженом
удовлетворяется еще не полностью.
Задача промышленности и торгующих
организаций — обеспечить в девятой пятилетке
дальнейший значительный рост объема производства
мороженого в нужном ассортименте на молочных
и холодильных предприятиях. Для выполнения
этой задачи необходимо продолжить оснащение
фабрик и цехов мороженого более совершенным
и производительным оборудованием,
интенсифицировать технологические процессы
производства, повысить качество, улучшить упаковку
и внешнее оформление готовой продукции,
повсеместно наладить торговлю этим ценным и
полезным продуктом питания.
678.004:628.84.002.5
Применение пластмасс в кожухотрубных аппаратах
шахтных кондиционеров
О. В. МУРАТОВ, Ф. И. БЕРШАДСКИЙ, Л. В. СЕНЯНСКАЯ
Одесский завод холодильного машиностроения
При работе шахтных кондиционеров для
охлаждения конденсаторов используется
подземная вода, которая может иметь как щелочную,
так и кислую реакцию. Для защиты стальных
решеток конденсатора от агрессивного действия
подземных вод изготовлялись биметаллические
решетки (медь — сталь). Процесс биметалли-
зации стальных решеток трудоемок и требует
специального оборудования.
Чтобы снизить трудоемкость изготовления
трубных решеток, а также расход меди, на
Одесском заводе холодильного машиностроения
разработан и внедрен в производство способ
антикоррозионной защиты стальных решеток
пластмассовой композицией на основе ненасыщенной
полиэфирной смолы ПН-10 (ТУ П-522—67) [1,2],
обладающей повышенной водо- и кислотостой
костью *.
Процесс заливки решеток пластмассовой
композицией заключается в следующем.
Теплообменник, прошедший после развальцовки
медных трубок испытания на герметичность,
устанавливают так, чтобы решетка была
расположена строго горизонтально. Так как медные трубки
предварительно подвергают травлению, а
поверхность стальных решеток после токарной
обработки имеет чистоту v 3, дополнительная
механическая подготовка поверхности не тре-
* Разработана Научно-исследовательским институтом
пластмасс. Авторы благодарят Л. В. Быкову и 3. В.
Михайлову за участие в работе.
в
^L.
Рис. 1. Теплообменник шахтного кондиционера КПШ-40,
решетки которого покрыты композицией на основе смолы
ПН-10.
буется. Поверхность стальной решетки и
выступающих медных трубок тщательно
обезжиривают ацетоном и заливают пластмассой. Для
удаления пузырьков воздуха смесь перед
заливкой вакуумируют в течение 15 мин при
остаточном давлении 10 мм рт. ст. Отверждение
пластмассы происходит при комнатной
температуре в течение 16—18 ч.
На рис. 1 показан теплообменник, решетки
которого залиты пластмассой. Толщина
залитого слоя 5 мм.
Во время эксплуатации аппаратов и при
ремонте (замена медных трубок и последующая
развальцовка) возможно растрескивание слоя
пластмассы в связи с жесткостью смолы ПН-10.
Во избежание этого производят «эластифика-
цию» ПН-10 смолой повышенной эластичности —
СКПС-3 (ТУП-465—66) разработки НИИПМ.
Нами было проведено исследование влияния
СКПС-3 на деформативность и водостойкость
смолы ПН-10. Твердость по Бринеллю и
пластичность определяли по ГОСТ 4670—67. В целях
ускорения испытаний [3] сравнительную оценку
материала по водопоглощению проводили в
кипящей дистиллированной воде по ГОСТ 4650—65,
причем время кипячения было увеличено до 30 ч.
Параллельно образцы выдерживали в воде
при 30—35° С в течение 1, 3, 6 и 12 месяцев.
На основании полученных данных по
водопоглощению установлено, что 30 ч кипячения
эквивалентны примерно трем годам пребывания
в воде при температуре 30—35° С.
Как показано на рис. 2, 10%-ное добавление
СКПС-3 несколько уменьшает твердость Нк (F)
смолы ПН-10, но вдвое увеличивает
пластичность пластмассы. Дополнительное увеличение
пластичности после кипячения объясняется
пластификацией пластмассы водой в результате
набухания. Введение СКПС-3 незначительно
уменьшает водостойкость смолы ПН-10 (рис. 3).
После кипячения в воде в течение 30 ч
набухание пластмассы (ПН-10+10% СКПС-3)
составило 3,2%.
В связи с низкой стойкостью полиэфирных
смол к действию щелочей [4] была проверена
стойкость разработанного состава в среде,
имитирующей щелочную подземную воду.
Кипячение пластмассы в щелочной среде (вода +
+ 12% NaCl + 4% NaHCOs, pH=8) в течение
30]ч показало незначительные потери массы
образцов —0,6%.
Для определения надежности применяемого
покрытия была изготовлена экспериментальная
решетка диаметром 200 мм, покрытая слоем
пластмассы по описанному выше способу.
Решетку выдерживали на протяжении 1500 ч при
температуре 30—35° С в среде, имитирующей
щелочную подземную воду, после чего
разрезали на две равные части. Нарушений
структуры пластмассы и наличия трещин в местах
соприкосновения пластмассы с металлом не
наблюдалось.
Таким образом, антикоррозионное покрытие
на основе смолы ПН-10 надежно защищает
им
Щ
g 0 2,5 J 7,5 W
%fo
-/
/
'•/.
?
I
и
Количество ШС-3,%
a
160
013 7 15
время, ч,
5
Рис. 2. Зависимость твердости и пластичности смолы:
а — ПН-10 от количества введенного СКПС-3,
— ПН-10+10% СКПС-3 от времени выдержки в
кипящей воде.
*
1'
$ ifi f & to
^ Шичестбо СКПС-3, %
а
Ад.
%
2
1
О
II
\
(
^
^'
У ¦'¦-¦¦ ¦ -;
13 7 15
Время, %
/Г
30
Рис. 3. Изменение массы смолы ПН-10 от количества
введенного СКПС-3 (а) и времени выдержки в кипящей воде
>*-• (б):
ПН-10+10% СКПС-3; ПН-10+2,5% СКПС-3
7
стальные решетки шахтныхТкондиционеров от
действия подземных вод при температуре до
30—35° С. При эксплуатации шахтных
кондиционеров случаев разрушения покрытия в течение
трех лет не наблюдалось.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Новик о~в а Т. В., Г о л ы н к и н а В. Б.
Ненасыщенные полиэфирные смолы. ЛДНТП, 1966.
2. Г о л о с о в а Л. В., Зацепин К. С.
Отверждение смолы ПН-10/40 в присутствии различных
инициирующих систем. — «Пластические массы», 1968,
№ 6.
3. Бахарева В. Е., Конторовская И. А.,
Петрова Л. В. Эпоксидные стеклопластики в
судовом машиностроении. Л., «Судостроение», 1968.
4. Михайлова 3. В., Седов Л. Н., Ли П. 3.
Ненасыщенные полиэфиры. Справочник по
пластмассам под редакцией М. И. Гарбара. Том. 2. М., «Химия»,
1969.
621.565.945:536.24
О тепло- и массообмене в ребристом воздухоохладителе
А. Г. АНИЧХИН
ГИПРОНИИ АН СССР
Эффективность прямого ребра в случае сухой
поверхности обмена определяется
гидродинамическими условиями [1]:
?р =
th (mh)
mh
A)
где «- I/"**;
f Op AM
ан — коэффициент теплообмена между воздухом и
наружной поверхностью теплообменника,
ккал/(ч-м2-°С);
бр — толщина ребра, м;
А,м — коэффициент теплопроводности материала ребра;
h — расчетная высота ребра, м.
При смоченной поверхности обмена, что
возможно в случае конденсации водяного пара
и при искусственном орошении, оценивать
эффективность ребра по зависимости A) нельзя.
В связи с этим А. А. Гоголин [2 ] предложил
учитывать влияние конденсации водяного пара
на эффективность введением в уравнение A)
среднего по ребру коэффициента влаговыпаде-
ния ?р.
В этом случае коэффициент т заменяется
на коэффициент
г ОрАм
B)
Несколько позже Гоголиным [3] было учтено
изменение коэффициента ?р по ребру и
предложена следующая зависимость для расчета
эффективности ребра
А _ , / А \ th [h V(l + Л) m«]
7+т* + [1-7+А*) йутг+та"-*
C)
где А =
тЪ
it. p.
г — скрытая теплота парообразования, ккал/кг;
Ъ — коэффициент пропорциональности между влаго-
содержанием и температурой насыщения,
(г/кг сух. в-°С);
ср—теплоемкость влажного воздуха, ккал/(кг-°С),
tB — температура воздуха по сухому термометру, °С;
^т.р — температура точки росы обрабатываемого воздуха,
°С;
ti — температура ребра у основания, °С.
Пользование уравнениями B) и C) для
определения эффективности оребрения
поверхностных воздухоохладителей при наличии
водяной пленки на ребрах затруднено, поскольку
в их правые части входят одна (?р) или две
(Ф, А) величины, которыми приходится
задаваться с последующим уточнением. Это вызывает
неудобство также потому, что коэффициент
эффективности ребра входит в выражения для
полного коэффициента теплопередачи воздухо-'
охладителя и температуры поверхности [3 ].
Целью настоящей работы является вывод
зависимости для определения коэффициента
эффективности ребра при смоченной поверхности
обмена с учетом только гидродинамических
условий тепло- и массообмена.
Рассмотрим прямое ребро, толщина
которого бр, а высота h (рис. 1). Температура
окружающей среды по сухому терщметру /с, а
энтальпия — I. Для вывода дифференциального
уравнения тепло- и массообмена на смоченной оре-
бренной поверхности примем следующие
допущения:
все ребро смочено либо сконденсировавшейся
из воздуха влагой, либо орошаемой водой;
тепловое сопротивление водяной пленки на
ребре равно нулю;
коэффициент теплоотдачи от наружной
поверхности воздухоохладителя к воздуху постоянен,
т. е. aH=const;
соблюдается отношение Льюиса, т. е. -^— = ср,
8
L—
Q'~—
л
, h
C2J
I
ax
~-Q"
M
Рис. 1. Изменение разностей температур и энтальпий
между воздухом и ребристой поверхностью
воздухоохладителя.
где ан — коэффициент полного теплообмена
между наружной поверхностью
воздухоохладителя и воздухом, кг/(ч-м2);
температура ребра изменяется только по его
высоте и является функцией расстояния, tv=
=f(x);
теплоотдачей с торца ребра можно пренебречь,
так как она ничтожна.
Выделим на расстоянии х от основания ребра
элемент длины dx.
Количество тепла, отнимаемое этим
элементом ребра от воздуха, в случае конденсации
влаги, с учетом уравнения Меркеля, может
быть записано как
dQ-
-aHU(dx)(I-h) =
•U(f — Iv)dx.
D)
Здесь U — периметр рассматриваемого поперечного
сечения ребра, м;
/ — энтальпия насыщенного воздуха при
температуре ребра, ккал/кг.
Из уравнения теплопроводности ребра
К
dQ = Kf-j^-dx,
E)
где / — площадь поперечного сечения ребра, м2.
Для узкого интервала изменения
температуры поверхности, который встречается в
технике кондиционирования воздуха в режимах
охлаждения и осушения E—8° С), можно
считать, что энтальпия насыщенного воздуха у по-
2 Холодильная техника № 11
верхности ребра пропорциональна температуре
этой поверхности
/Р-а%+6р,
где: аР, Ь? — постоянные коэффициенты, которые для
различных интервалов температуры могут
быть взяты из таблицы.
Интервалы
температур, °С
3—10
7—14
10—19
15—22
19—26
Уравнения для
энтальпии насыщенного
воздуха (р = 760 мм рт. ст.)
/=0,442^+2,32
/=0,639^+0,635
/=0,665^+0,3
/=0,768/—1,4
/=0,922^—4,54
Погрешность, %
±4
±14—5
±1,5
±0,5
±1,5
В этом случае уравнение D) запишется
aw .. // —Ьр
dQ =
Uav
аР
ГР
dx.
F)
Дробь в скобкахв уравнении F)обозначим через
(*вл —условную температуру воздуха по влажному
термометру. Тогда
dQ= -
ан
U&(fM-h)dx.
Fа)
Связь условной температуры с
действительной имеет вид
av * 6Р — Ьв
*вл = ав 'вл "Т ав »
где ав, Ьв — коэффициенты, аналогичные
соответственно аР и 6Р, но взятые при температуре
воздуха по влажному термометру.
Условную температуру воздуха по влажному
термометру можно найти по /, d-диаграмме
(рис. 2), на которой нанесены кривые /*л =
=/Dл) Для различных интервалов изменения
температуры поверхности /п. Пользование этой
диаграммой пояснено примером. Так, при
параметрах воздуха, характеризуемых точкой А
(*с=31,3° С, *вл=23° С, 7 = 16,2 ккал/кг),
условная температура по влажному термометру имеет
следующие значения:
*зЛ1 = 29,1%°Спри 3°С^*пг
**Л2 = 24,6°С при 10°С:
С
;*л
23°С при 19°С^п:
с 10°С;
^19°С;
:26°С.
вл з
Приравняв зависимости E) и
изведя сокращения и введя
переменную 0=(/*л—/р), получим
сЮ2 auUaV
dx*
Cp^uf
е = т^ле,
F), про-
новую
G)
где
Гаш Uav
^вл =
*v -^j=±v
f 2осноР
СрЯмбр
(8)
9
40
47
4?
k5
kh
43
42
k\
kO
39
38
37
36
35
J4
33
32
31
30
to 29
°. 28
a 27
§¦ 26
§ 24
§- 23
с 22
3j 21
/5
/8
17
16
15
/4
13
12
1L
10
9
8
7
6
, 5
4
3
Z
1
0(
w
ъ
К
N.
$
12 3^56
\N
<l
\*
^
\*
\<b
\\
\<ь
$
rf
И
8 9 10 11 12 13 Ik 15
Влагосодермание, г/кг
16 17 18 19 20 21 22 23
Рис. 2. /, d-диаграмма с нанесенными кривыми условной температуры по влажному термометру для различных
интервалов изменения температуры поверхности:
; — 3°С^гп^ 10° С; 2 — 10оС^с/п^19°С; 5—19°С^/П^26°С.
Полагая, что /nBJI=const, общее решение ли- Тогда средняя температура ребра
нейного дифференциального уравнения G) при
граничных условиях х=0, ^ = ^о=:(^л + ^т) и
х=х будет иметь вид
/ dQ \
-ХмМ dx L ,
а 1 Г о ты a th (m™h)
вср-Т5Г-|в«?/Л-в0 h
аняр
f(Qx)&0.
т. е.
Принимаем
9л: =
6о
ch (mBJlh)
(9)
?р. вл —
?СР
tr> — t
Во ~ U
вл th (mB3Ih)
¦t:
m-aJx
A0)
A1)
10
Рис. 3. Зависимость коэффициентов эффективности ?р и
?р. вл от mh и mBJl h для круглых ребер постоянной
толщины (обозначения 1,2,3 см. на рис. 2).
Правая часть уравнения A1) определяется
только гидродинамическими условиями, а
левая — характеризует отклонение средней
температуры от температуры ребра у основания /т.
В дальнейшем величину ?р вл будем называть
коэффициентом эффективности влажного ребра.
Коэффициент эффективности EVBll в
зависимости от твл может быть найден по графику
(рис. 3). Связь коэффициента эффективности
влажного ребра ?р вл с коэффициентом
эффективности сухого ребра ?р имеет вид
-р. вл
¦V
th
1?
v
а?
-mh
?р V яр th(mh)
и представлена на рис. 4. Из рис. 4 видно, что
это соотношение определяется температурой
поверхности и чем ниже эта температура (кривая 1
на рис. 3), тем меньше различие в коэффициентах
эффективности.
Коэффициент, учитывающий тепловое сопро-
ЕР.Вп
0,8
0,6\
0А\
К
и
•^
к
^
/
2
^J
т/г
Рис. 4. Зависимость отношения коэффициентов эффектив-
¦р
ности —тг^- от mh (обозначения 1,2,3 см. на рис. 2.).
2*
тивление контакта между ребром и трубкой,
при принятых условных обозначениях
Х =
ГВЛ *Т
A2)
а коэффициент эффективности смоченной реб-
ристой поверхности
t* —7П
Ен. вл = "Г* ~7~ • (^)
'вл"-',,
Здесь tu и t„
¦ соответственно средняя температура
наружной оребренной поверхности и
температура внутренней стенки, °С.
Аналитическая зависимость коэффициента
эффективности смоченной ребристой поверхности
от коэффициента эффективности ребра имеет вид:
**н. вл — "Е,
р. вл
1 —
1
1-е
-тг. <14>
где 8 = ъ— — коэффициент оребрения;
гтр
^п — полная наружная поверхность
теплообмена, м2;
^тр — внутренняя поверхность трубы, м2.
Из A4) следует, что эффективность ребристой
поверхности с увеличением |3 и EVBSl
незначительно отличается от эффективности ребра.
Чтобы вывести выражение для коэффициента
теплопередачи воздухоохладителя при его
орошении или конденсации влаги, с учетом вновь
установленной зависимости для коэффициента
эффективности смоченной ребристой
поверхности, рассмотрим процесс передачи тепла от
воздуха к холодоносителю через ребристую
поверхность.
Так, количество тепла, переданное от воздуха
к ребристой поверхности,
анап /
•tn)FB
A5)
Количество тепла, переданное от внешней
поверхности оребрения к внутренней
поверхности трубы,
^м
A6)
Количество тепла, воспринимаемое холодоно-
сителем от внутренней поверхности трубы,
Q=aBH(/;-UFTp. A7)
В зависимостях A5)—A7):
Rm — термическое сопротивление металла оребренной
поверхности, ч • м2 • °С/ккал;
,**
tBJl — условная температура воздуха по влажному тер-
1—Ьп „
мометру, равная — , °С;
ап, Ьп — коэффициенты линейной зависимости
энтальпии насыщенного воздуха от температуры;
и
<*вн — коэффициент теплообмена между внутренней
поверхностью трубы и холодоносителем, ккал/(ч X
Хм2-°С);
tw — температура холодоносителя, °С.
Поскольку средняя температура поверхности
воздухоохладителя iu практически
незначительно отличается от средней температуры ребра tVl
можно считать, что коэффициенты ап и Ьп
соответственно равны ар, Ьр и /*=/**•
г * ВЛ ВЛ
Из совместного решения уравнений A5) и
A6) определяем
^м —
срA
л)
A8)
ана 1ЬНт в<л
По зависимостям A5), A6), A7) с учетом A8)
вычисляем
Q / р ср(\ — ?н. вл) с'п
F*r \ авн
Коэффициент теплопередачи влажной
ребристой поверхности
* = •
1
1
А0бЩ
• _|_ _?
aHa ?н# вл
A9)
Из уравнения A9) следует, что коэффициент
теплопередачи влажной ребристой поверхности
определяется только ее геометрическими
размерами и гидродинамическими условиями и не
зависит от температурных условий
взаимодействующих сред.
При расчетах воздухоохладителя температура
охлаждающей поверхности переменна и может
значительно отличаться от температуры
холодоносителя. В этом случае перепад температур
наружной поверхности и холодоносителя
соизмерим с перепадом температур воздуха и
наружной поверхности.
Температура поверхности /п устанавливается
в зависимости от соотношения внешних и
суммарных термических сопротивлений
анап
aBH ^ аняп?н. вл
Отсюда следует, что температура поверхности
воздухоохладителя при конденсации влаги из
воздуха или орошении поверхности обмена
^вл ^ъ
ап<*нР
1
B0)
?н.
Пример. Дано: Начальное состояние воздуха ?с=25° С;
1=12 ккал/кг. Барометрическое давление В =
=760 мм рт. ст. Температура холодоносителя (рассола)
tw = 0° С. Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы
к холодоносителю авн=800 ккал/(ч-м2-° С). Коэффициент
оребрения C=15. Коэффициент конвективной теплоотдачи
от воздуха к ребристой поверхности a = 30 ккал/(ч • м2 • ° С).
Толщина ребра ор=0,8 мм, высота /i=30 мм.
Требуется определить: коэффициент эффективности
оребрения Ер. вл и температуру поверхности.
Решение: Задаемся в первом приближении, что
температура поверхности ребра лежит в диапазоне 10°С^^Р^
^19° С, тогда a*WaP=0,665 (табл. 1), **л=18,4 °с (Рис- 2)-
По формуле (8) определяем твл
/2-30-0,665
0,24-50-0,0008 ~~ ,0'
Коэффициент эффективности ребра вычисляем по
уравнению A1)
fft C2,0-0,03) М),960
^Р. вл— 32,00,03 = 0,960 °'775-
Принимая, что Ер. вл^&Ен. вл по уравнению B0)
находим среднюю температуру поверхности
A8,4-0)
*п=18,4-
0,665-30-15
1
12,0° С,
800-0,24 ^0,775
которая лежит в принятом диапазоне изменения
температур.
Если диапазон изменения температуры поверхности был
бы выбран неверно, например 3° С<^п<10о С, ап^аР—
=0,442, то в результате расчета получили бы ?р# вл=0,853
(против 0,775) H7ir=12f5°,C (против 12,0° С).
Таким образом, приведенный пример
свидетельствует о том, что неточность в выборе
диапазона изменения температуры поверхности не
приводит к серьезным ошибкам.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Михеев М. В. Основы теплопередачи. М., Госэнер-
гоиздат, 1956.
2. Д е г т я р е в Н. В., Г о г о л и н А. А. и др.
Кондиционирование воздуха. М., Госстройиздат, 1939.
3. Г о г о л и н А. А. Об эффективности ребер при
конденсации на них влаги. — «Холодильная техника», 1961,
№ 1.
621.565.945.001.24
Уточнение методов тепловых расчетов орошаемых
поверхностных воздухоохладителей
В. Я. КЛЕЙМАН, канд. техн. наук М. А. МИХАЙЛЯНЦ, И. В. СИНИЦКАЯ
ГИПРОНИИполиграф, Ташкентский филиал
В настоящее время тепловые расчеты
орошаемых поверхностных воздухоохладителей
производятся по методике, разработанной Е. Е. Кар-
писом [1, 2]. В основе ее лежит так называемый
«калориферный» метод расчета, т. е. для
определения необходимой теплопередающеи
поверхности F орошаемого воздухоохладителя
используются средняя логарифмическая разность
температур 6ср л0г j(°C) воздуха и
охлаждающей воды, протекающей в трубках
воздухоохладителя, и коэффициент теплопередачи
k ккал/(ч-м2-°С) от воздуха к охлаждающей
воде.
^0ср. лог '
где Q — требуемая холодопроизводительность воздухоох-
' ладителя, ккал/ч.
Однако, как было доказано [3—5],
применение средней логарифмической разности
температур без поправок на влагообмен вносит в
расчет по «калориферной» формуле существенные
погрешности, влияющие на определение
величины теплопередающеи поверхности при
процессах охлаждения воздуха с одновременным его
осушением или увлажнением. Эти погрешности
возникают по той причине, что по изменению
температур воздуха на входе в
воздухоохладитель и выходе из него учитывается явное тепло,
переданное воде, в то время как разностью
температур охлаждающей воды на входе в
воздухоохладитель и выходе из него
характеризуется полное тепло, воспринятое водой в процессе
обработки воздуха.
Количество полного тепла, воспринятого
охлаждающей водой .от воздуха при охлаждении
его с осушением,
Qn— QhbhT-Qckp (^)
или LyAi^Lyc^At+rAdLy, Ba)
где QHBH — явное тепло, переданное от воздуха к
воде, ккал/ч;
qckP _ скрытое тепло, расходуемое на
осушение воздуха, ккал/ч;
L — количество обрабатываемого воздуха, м3/ч;
у — объемная масса воздуха, кг/м3;
д; = 1г — i2 — изменение теплосодержания воздуха до
ix и после /2 обработки, ккал/кг;
Ср _ удельная теплоемкость сухого воздуха, ккал/(ч.°С);
Д^ = tx — /2 — изменение температуры до tx и после
t2 обработки воздуха, °С;
г — удельная теплота испарения, ккал/кг;
Ad = d-i — d2 — изменение влагосодержания воздуха до
dx и после d2 обработки, кг/кг.
Как видно из уравнения B), полное тепло,
характеризуемое изменением температуры
охлаждающей воды tw2—twU больше явного тепла,
характеризуемого разностью ix—t2y на величину
Ускр-
Противоположная картина наблюдается при
охлаждении воздуха с увлажнением
Уп —Уявн чскр C)
или LyAi=LycpAt—rAdLy, (За)
т. е. Qn<QHBH на величину QCKP.
Для устранения погрешностей, вызванных
применением 0Ср.лог> вычисленной по
обычному выражению, предлагается следующая
формула:
г \t\ — *2) — \*wi — '«/'г)
9ср-лог=~ *;-*„,, ' D)
In —
где tx и t2 — условные температуры воздуха до и после
обработки в воздухоохладителе, °С.
Разность /| —1'2 в этой формуле условно
отражает полное тепло, переданное воздухом
охлаждающей воде, без учета скрытого тепла.
Для определения условных температур t\
и i'2 при охлаждении воздуха с увлажнением
линию процесса 1—2 (см. рисунок) следует
продлить до линии ф = 100% (точка 3), и на
прямой, характеризующей влагосодержание
воздуха в точке сЗ, в местах пересечения с линиями,
соответствующими значениям ix и ?а, находятся
температуры t\ и t'r
Методика определения условных температур t[
и t'2 при охлаждении воздуха с осушением
изложена в работах [3—4].
Условные температуры воздуха t\ и t2 могут
быть также определены по следующим
выражениям:
, 4-0,597^
г1 - 0,24 + 0,43-10-%' @f
13
Определение условных температур воздуха до и после
обработки в воздухоохладителе.
где dz — влагосодержание воздуха в точке 3 (см. рисунок),
в месте пересечения линии процесса с кривой
насыщения ф = 100%, г/кг.
При охлаждении воздуха без осушения или
увлажнения отсутствует передача скрытого
тепла, т. е.
Qo=Q*bh G)
или
LyAi=LycpAt. Ga)
При этом температуры t1 и t2 реального
процесса совпадают с температурами t\ и t2
условного.
Коэффициент теплопередачи от воздуха к воде
для поверхностного воздухоохладителя
определяется по выражению
Создание герметичных компрессоров связано
с выполнением большого объема разнообразных
испытаний, для проведения которых требуются
специальные стенды [1 -3].
Применяемые в настоящее время
калориметрические стенды представляют собой довольно
громоздкие сооружения. Для размещения таких
стендов нужно специальное помещение.
Основным элементом калориметрического
стенда является калориметр со вторичным
холодильным агентом, который обладает
значительной тепловой инерцией. Из-за этого
увеличивается время выхода на установившийся
ан? "*" авн
где ан и авН — коэффициенты теплоотдачи от воздуха
к наружной поверхности и от внутренней
поверхности к воде, ккал/(ч.м2.°С);
Е — коэффициент эффективности ребра;
Р — степень оребрения.
При орошении поверхности коэффициент
теплопередачи увеличивается [1]. Однако
недостаточное количество экспериментального
материала не позволяет делать окончательные
выводы о величине этого приращения.
Таким образом, погрешности, вызванные
применением средней логарифмической разности
температур при тепловом расчете орошаемых
поверхностных воздухоохладителей по
«калориферному» методу могут быть исключены
использованием условных температур воздуха.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Баркалов Б. В., К а р п и cf E. Е.
Кондиционирование воздуха в промышленных, общественных и
жилых зданиях. М., Стройиздат, 1971.
2. Справочник проектировщика. Ч. II Вентиляция и
кондиционирование воздуха. Под ред. И. Г. Староверова.
М., Стройиздат, 1970.
3. Михайлянц М. А. Исследование процессов
кондиционирования воздуха в поверхностных
воздухоохладителях. Диссертация на соискание учен,
степени канд. техн. наук. М., 1969.
4. Михайлянц М. А. Замена расчетного процесса
тепло- и массообмена условным процессом явного
теплообмена. В сб.: Наладка и проектирование систем
промышленной вентиляции и кондиционирования
воздуха. М., ЦБТИ, 1970.
5. А н и ч х и н А. Г. Исследование тепло- и
массообмена в оросительных камерах кондиционера с
вращающимися распылителями. Диссертация на соискание
учен, степени канд. техн. наук. М., 1966.
режим, особенно при испытании компрессоров
малой холодопроизводительности [4].
Значительно менее инерционен стенд, разработанный
при участии авторов.
Стенд (рис. 1) состоит из трех основных
блоков: калориметра с системой автоматического
регулирования потребляемой мощности;
газового кольца; аппаратуры для регулирования
напряжения, подводимого к компрессору, и
измерения потребляемой мощности.
Кроме этих блоков, к стенду можно
подключить аппаратуру для индицирования (на
рисунке не показана). Все блоки стенда
выполнены компактными и транспортабельными.
621.57.041-213.3.001.4
Стенд для испытаний герметичных компрессоров
В. С. ДОРОШг канд. техн. наук Б. Д. РЕДКОЗУБ
14
Рис. 1. Общий вид стенда:
1 — калориметр; 2 — газовое кольцо; 3 — узел
регулирования напряжения и замера мощности компрессора.
В таком виде, как показано на рис. 1, стенд
используется для определения холодопроизво-
дительности и потребляемой мощности
компрессоров. Для других испытаний калориметр можно
отключить и стенд превращается в обычное
«газовое кольцо».
Калориметр (рис. 2) представляет собой
трансформатор, вторичная короткозамкнутая обмотка
которого выполнена из медной трубки и служит
испарителем. Ток нагревает трубку, тепло
передается протекающему внутри трубки
кипящему холодильному агенту.
При испытании опытного образца
калориметра со спиральным змеевиковым испарителем
Рис. 2. Общий вид калориметра-трансформатора:
1 >— первичная обмотка; 2 — вторичная
короткозамкнутая обмотка-испаритель; 3 — магнитопровод.
был получен низкий коэффициент мощности
(около 0,35). Кроме того, наблюдалась сильная
вибрация змеевика (вследствие взаимодействия
магнитных полей, образуемых его отдельными
витками).
Для устранения этих недостатков змеевик
испарителя калориметра был выполнен бифи-
лярно. В результате коэффициент мощности
повысился до 0,9 и была полностью исключена
вибрация.
Далее приводятся характеристики калориметра
для испытаний высокотемпературных
герметичных компрессоров холодопроизводительностью
до 4500 ккал/ч.
LKM1]
1
Слиб
h-0-Z50B
Рис. 3. Принципиальная схема стенда:
1 — компрессор; 2 «— смотровое стекло; 3 —
испаритель; 4 — трансформатор; 5 — регулирующий вентиль;
6 — фильтр-осушитель; 7 — прибор для определения
концентрации масла; 8—ресивер; 9 — конденсатор; 10 —
ротаметр; 11 — расходомер; 12 — реле давления.
15
Максимальная потребляемая мощность,
кВт 7,8
Коэффициент мощности (cos ср) 0,9
Максимальное напряжение, В 250
Максимальный ток, А 31
Наружный и внутренний диаметр трубки
испарителя, мм 20/16
Длина трубки, м 5,6
Габаритные размеры калориметра, мм . . 350x300X650
Масса калориметра, кг 95
Принципиальная схема стенда с
калориметром-трансформатором приведена на рис. 3
Первичная обмотка трансформатора через
ваттметр, амперметр и вольтметр подключена к
регулятору напряжения. Изменением величины
подводимого напряжения регулируется
мощность, а следовательно, количество тепла,
передаваемое поверхностью испарителя
холодильному агенту.
Ваттметр измеряет всю активную мощность,
потребляемую трансформатором, включая
мощность магнитных и электрических потерь. Для
учета этих потерь была определена зависимость
потребляемой мощности трансформатора от
напряжения в режимах холостого хода и
короткого замыкания.
Благодаря небольшой наружной поверхности
испарителя калориметра потери в окружающую
среду были малы (несколько килокалорий в час).
Для компрессора ФГП 2,2 это составляет 0,5%
и менее от холодопроизводительности. Для
больших компрессоров потерями испарителя в
окружающую среду можно пренебречь, так как они
практически не сказываются на точности
испытаний.
Схемой (рис. 4) предусмотрено автоматическое
регулирование мощности калориметра
изменением величины питающего напряжения,
подводимого к калориметру-трансформатору.
Мощность регулируется по температуре паров
холодильного агента на выходе из испарителя.
Регулятор температуры состоит из двух
электронных мостов типа ЭМП-09М, из которых один
является самописцем, а второй — регулятором.
Регулятор включается в работу при
отклонении температуры холодильного агента на
выходе из испарителя на ±1,5° С от заданной.
Точность поддержания температуры ±0,2° С.
Для предотвращения недопустимого
перегрева испарителя калориметра установлена
тепловая защита, которая отключает электропитание
калориметра и компрессора, когда температура
стенки испарителя достигнет 50° С.
В схеме предусмотрено измерение
сопротивления обмоток электродвигателя компрессора
без отключения его от сети.
Таким образом, описанный стенд позволяет
проводить весь комплекс испытаний, которым
подвергаются герметичные компрессоры.
Рис. 4. Релейно-контакторная схема управления работой
стенда:
Aii А2 — автомат установочный; РН, РНО —
регулятор напряжения; И К *— измерительный комплект; ПЗСО «—
прибор замера сопротивления обмоток; Пъ П2 —
переключатель; 1 /С, 2К — контактор; Д — электродвигатель
компрессора; /ЭМП, 2ЭМП — электронный мост; IP — ЗР —
реле промежуточное; Вг—В3 — тумблер; КУ—кнопка
управления; УТЗ — усилитель тепловой защиты; Зв —
звонок; РД — реле давления; ДР — двигатель ресиверный;
Пр — предохранитель; Съ С2 — емкость; /?Ci^#ci2 —
резистор сигнальной арматуры; ЛСг—ЛС6 — лампа
сигнальная; ТЗ — тепловая защита.
Благодаря малым размерам испарителя
калориметра-трансформатора, а главное, отсутствию
контура вторичного холодильного агента
значительно уменьшились его тепловая инерция
по сравнению с обычным калориметром и
сократилось время, необходимое для выхода на
установившийся режим.
Уменьшение тепловой инерции дало
возможность автоматизировать процесс поддержания
заданной температуры паров холодильного
агента на выходе из испарителя, что упростило
обслуживание стенда.
При испытании на этом стенде
высокотемпературного компрессора холодопроизводительно-
стью 4500 ккал/ч все измеряемые параметры,
включая температуру обмоток
электродвигателя, достигли установившихся значений через
1,5—2 ч после включения.
к
На обычном стенде время выхода на
установившийся режим для этого компрессора
составляло 4—5 ч.
Проведенные эксперименты и расчеты
показали, что погрешность определения основных
характеристик компрессора на описанном
стенде не превышает 2%.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. ГОСТ 10613—63. Компрессоры поршневые герметичные
фреоновые малой холодопроизводительности.
Методы испытаний. М., 1965.
В технологии изготовления, ремонта и
монтажа фреоновых герметичных холодильных машин
(ФГХМ) большое внимание уделяется осушке
отдельных узлов, рабочих веществ и системы
в целом. Однако даже самое тщательное
соблюдение технологических режимов (точка росы
воздуха — 55° С, влажность масла ХФ-12-18
не более E—10)-10~4 мае. %, влажность фрео-
на-12 не более 6-Ю-4 мае. %) не исключает
возможности попадания влаги в систему в
процессе изготовления.
В целях доосушки на ряде предприятий
проводят обкатку машин с технологическим
фильтром-осушителем, заполненным цеолитом типа А
или силикагелем КСМ. Для поддержания
предельно допустимой концентрации влаги в
процессе эксплуатации герметичные машины
снабжают осушительными патронами, заряженными
теми же сорбентами. Естественно, что емкость
сорбционного фильтра с течением времени может
быть исчерпана и концентрация влаги в рабочей
среде превысит допускаемую величину. Поэтому
возникает необходимость в простом и надежном
методе контроля влажности рабочей среды
герметичных агрегатов при их изготовлении,
монтаже и, эксплуатации.
Одним из наиболее простых и доступных
является метод визуального контроля с
применением индикатора влаги [1—81:
Индикатор влаги представляет собой
герметичный корпус со смотровым стеклом. Внутри
корпуса установлен чувствительный элемент,
который изменяет окраску в зависимости от
концентрации влаги в окружающей среде.
Действие индикатора основано на изменении окрас-
2. Якобсон В. Б. Методы испытаний малых
фреоновых холодильных компрессоров. — «Холодильная
техника», 1964, № 5.
3. Шмыгля А. А., Водяницкая Н. И.
Применение индицирования для промышленных
испытаний и доводки конструкций холодильных
компрессоров. — «Холодильная техника и технология».
Киев, «Техника», 1968, № 7.
4. Якобсон В. Б. Исследование теплового режима
холодильной машины с герметичным компрессором. —
«Холодильная техника», 1963, № 5.
621.57.041:564.212.001.2
ки солей металлов в зависимости от степени
их гидратации.
- Чтобы приготовить индикаторы, соли кобаль-
[ та, никеля, меди, хрома и других металлов
наносят на какую-либо инертную основу (по-
[ ристое стекло, бумагу, ткань, стекловолокно,
> силикагель и др.) в таком количестве, чтобы
гидратация и дегидратация соли, и
соответственно изменение ее окраски, происходили при
заданной концентрации влаги.
Изменение окраски солей в зависимости от
степени гидратации можно продемонстрировать на
примере бромистого кобальта: СоВг2 — зеле-
L ный («сухо»); СоВг2-Н20 — синий; СоВг2Х
Х2Н20 — фиолетовый; СоВг2-6Н20 — розовый
(«влажно»),
j Минимальная концентрация влаги, при
которой изменяется окраска, зависит от природы
р контролируемой среды, предельной раствори-
^ мости влаги в ней. температуры и других фак-
• торов.
i Выпускаемый отечественной промышленностью
. силикагель-индикатор [9] предназначен для
контроля влажности воздуха при концентрации
влаги более 1000 мг/кг. Эти индикаторы обла-
i дают значительной инерционностью. Прежде
чем изменится окраска силикагеля, должно
сорбироваться значительное количество воды,
- так как сродство силикагеля с водой больше,
чем у солей кобальта и других металлов.
При изготовлении индикаторов для
контроля влажности рабочей среды ФГХМ, как
правило, используют соли бромистого кобальта
[10—14]. Нами разработана рецептура для
Индикаторный способ контроля влажности во фреоновых
герметичных холодильных машинах
Л. Ш. МАЛКИН, А. И. ФИЛЕНКО, Л. М. МОЗОЛЯКО
Ленинградский специализированный комбинат холодильного оборудования
В. Л. КОЛИН
Ленинградский филиал Всесоюзного научно-исследовательского института искусственного волокна
3 Холодильная техника № 11
17
приготовления индикатора влаги,
чувствительный элемент которого представляет собой обез-
золенную фильтровальную бумагу с синей
полосой (МРТУ-6-09-2411—65), пропитанную 4%-
ным раствором СоВг2 в 1% НВг [15]. Бумага
обладает низкой сорбционной емкостью по воде
и способна удерживать необходимое количество
бромистого кобальта при использовании ее для
фреонов и других жидкостей с ограниченной
растворимостью воды. Порог чувствительности
индикатора подобран так, чтобы изменение
окраски от «сухо» до «влажно» происходило на
уровне предельно допустимых для герметичных
машин концентраций влаги A0—60 мг/кг).
Калибровку окраски индикатора проводили
в герметичных стеклянных сосудах,
заполненных хлорфторпроизводными метана (фреон-12,
фреон-113 и др.) с определенной концентрацией
влаги. Требуемые концентрации влаги во фрео-
нах задавали путем смешения влажных
образцов с образцами, высушенными синтетическим
цеолитом NaA. Влажность проверяли методом
Фишера (в области 3—50 мг/кг точность
определения ~6%). Чувствительный элемент
помещали в герметичный сосуд с органической
жидкостью известной влажности и следили за
изменением окраски при различных
температурах. В зависимости от вида жидкости, ее
влажности и температуры индикаторный
элемент приобретал розовую, синюю или зеленую
окраску. В таблице показано изменение
окраски чувствительного элемента индикатора от
концентрации влаги во фреоне-12 при
различных температурах.
Влияние температуры на работу индикатора
обусловлено увеличением предельной
растворимости влаги во фреоне-12 с повышением
температуры: гидратация бромистого кобальта
уменьшается и изменяется порог
чувствительности.
При испытаниях полоску бумаги,
пропитанную влагочувствительным раствором,
помещали в металлический корпус, герметизировали,
устанавливали на жидкостной линии на
выходе из ресивера и следили за изменением окраски.
Влажность рабочей среды контролировали
методом кулонометрического титрования [8].
При концентрации влаги в маслофреоновой
смеси менее 5 мг/кг чувствительный элемент
индикатора имел ярко-зеленую окраску.
Повышение концентрации влаги до 10 мг/кг вызывало
изменение окраски чувствительного элемента
индикатора с зеленой на синюю. При
концентрации влаги рабочей среды выше 15 мг/кг
чувствительный элемент индикатора становился
розовым. Время, необходимое для четкого
изменения окраски при резком изменении
концентрации влаги в потоке как в сторону «сухо», так
18
Рабочая среда
Фреон-12 с 5—10%
масла
Температура, ° С
20
40
55
Окраска чувствительного
элемента при степени
влажности, мг/кг
зеленый
Менее 5
» 10
» 20
синий
5—15
15—30
30—50
розовый
Более 15
» 30
» 50
и в сторону «влажно» не превышало 2 ч. При
увлажнении системы ФГХМ индикатор резко
меняет окраску, указывая на опасность
замерзания дроссельного органа. Опыт показывает,
что в агрегатах типа ВС-0,45 и ВСр-0,35
дроссельный орган может замерзнуть при
концентрации воды более 15 мг/кг.
При установке индикаторов влажности
следует учитывать,.что наличие кислот, капельной
влаги и метанола придает индикатору
необратимый цвет. Сгорание встроенного
электродвигателя герметичного компрессора часто
вызывает образование солей FeCl3 и СиС12, которые
обесцвечивают индикатор. Поэтому после
сгорания встроенного электродвигателя нельзя
сразу устанавливать индикатор в систему.
Необходима тщательная очистка ее от кислот и
других загрязнений с помощью специальных
адсорбционных фильтров [16].
В настоящее время на ЛСКХО налажена
серийное производство индикаторов влажности
(ТУ-28 РСФСР 01.0,1.15.025.71) типа ИВ-7 и вла-
гочувствительных элементов к ним:
На рисунке показан индикатор влажности
типа ИВ-7.
Индикатор влажности
типа ИВ-7;
а — конструкция, б—
общий вид; 1 — кор-
jjfa- пус; 2 — чувствитель-
г-Щк^Ч'Т^ ный элемент; 3—прок-
ДВ1 'Г*^'? ладка; 4 — гайка; 5—
'ЯЯ^Ш^^Ь** смотровое стекло; 6—
ЩЦ&'' накидная гайка; 7 —
ЗР^ капроновая вставка;
0 8^— заглушка крас-
номедная.
Индикатор влажности может применяться для
оценки влажности фреонов при зарядке; для
оценки влажности холодильного оборудования
при монтаже и эксплуатации; для проверки
поглотительной способности осушительных
патронов в процессе осушки холодильных машин.
Желательно поставлять с каждым
выпускаемым герметичным и бессальниковым агрегатом
индикатор влажности. Опыт фирмы «Данфосс»
свидетельствует о перспективности такого
решения.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Krauze W. О. - «Refr. Eng.», 1957, 12, 39.
2. «Die Kalte», 1961, 9, 541.
3. Jerger W. — «Kylteknisk», 1964, № 6, 119.
4. Hoffman I. — «Refr. Service and Contracting»,
1967, 35, 8, 26.
5. Jones E. — «Refr. Service and Contracting»/ 1967,
№ 10, 42.
6. Проспект фирмы «Данфосс». Индикатор влажности типа
SGI.
7. Патенты США 3142287, 3108566, 3158130.
8. М а л к и н Л. Ш., Ф,и л е н к о А. И.,
Соколова Л. М., Кол и*нI В. Л. Надежность малых
холодильных машин. Вып! 2. М., ЦНИИТЭИлегпи-
щемаш, 1971.
9. Силикагель-индикатор. ГОСТ 8984—59.
10. S о 1 о m о n M. E. «Annals of Appied Biologie»,
1945, 32, 35—85.
11. Патенты США 2. 836Д 974, 2. 761. 312, 2. 460. 065,
2. 460. 066, 2. 460. 068.
12. Английский! патентую. 947.
13. С a m е г о п A. J. — «Chem. and Ind.», 1965, № 11,
461.
14. М an t zs che 1 H., Kittner M. «Luft und
Kaltetechnik», 1969, 4, 184.
15. M а л к и н Л. Ш., Ф и л е н к о Г А. И.,
Соколова Л. М., Колин В. Л. Авторское
свидетельство № 285336, Бюллетень открытий и изобретений,
33, 1970.
16. Филенко А. И., М а'л к и н Л. Ш., Ко*
лин В. Л., Б е л о ц е р к о в с к и й Г. М.—
«Холодильная техника», 1971, 10.
621.565.83.037.1
Исследование системы с промежуточным теплоносителем
для отвода тепла в термоэлектрических охлаждающих батареях
Доктор техн. наук, проф. В. С. МАРТЫНОВСКИЙ, канд. техн. наук В. А. СЕМЕНЮК, Н. И. ПЯТНИЦКАЯ
Относительно низкая энергетическая
эффективность термоэлектрических батарей наряду
со значительной плотностью тепловых потоков
на спаях приводит к необходимости
интенсификации теплопередачи между горячими спаями
и окружающей средой. Это требование зачастую
находится в противоречии с реальными
условиями эксплуатации термоэлектрических
охладителей, когда использование проточной воды
для охлаждения горячих спаев недопустимо,
а применение вентиляторов и других
движущихся механизмов крайне нежелательно.
При этом необходимо использовать
радиаторы, площадь которых значительно превышает
площадь горячих спаев. При высоких
плотностях тепловых потоков возникают большие
перепады температур вдоль основания оребре-
ния, что приводит к крайне неэффективному
использованию теплообменных поверхностей.
Таким образом, создание эффективного тепло»
вого контакта термобатареи с радиатором
является серьезной задачей.
Как показали наши исследования,
удовлетворительно решить эти вопросы можно при.
использовании промежуточного теплоносителя,
например воды, естественно циркулирующей
в замкнутом контуре между горячими спаями
и радиатором. Эта система [1, 2 ] позволяет
значительно снизить перепады температур по
з*
основанию оребрения и в то же время
реализовать теплосъем значительно надежнее и
проще, чем в системах с кипением и конденсацией
промежуточного теплоносителя [3—5].
На рис. 1 представлена принципиальная
схема такой системы охлаждения горячих спаев
термобатареи. В нее входит теплообменник 1,
к которому прижата горячими спаями
термобатарея 2, и радиатор <3. Радиатор и
теплообменник совместно с гибкими штангами 4 и 5
образуют замкнутую систему, заполненную
водой. Тепло от горячих спаев переносится к
радиатору водой, циркулирующей в результате
разности плотностей в подъемной и опускной
ветвях замкнутого контура.
Наличие гибких элементов] позволяет избежать
разрушения термобатарей при ударах и
возникновения механических напряжений при
установке термобатареи и радиатора.
Экспериментальное исследование системы
теплоотдачи проводили с [радиаторами,
различающимися формой и взаимным расположением
теплообменных поверхностей. Конструкции
опытных образцов радиаторов показаны на
рис. 2. По устройству каналов^! для
движения воды их можно разделить на панельные,
змеевиковые и вертикальнотрубные.
Панельные радиаторы представляют собой ряд
плоских панелей прямоугольной формы, в кото-
19
Рис. 1.
Принципиальная
схема
охлаждения горячих
спаев
термобатареи с ис-
польз ованием
промежуточного
теплоносителя.
рых стенка панели является теплопередающей
поверхностью. Опытные образцы отличались
числом и толщиной панелей, а также шагом между
ними.
Змеевиковые радиаторы выполнены в виде
горизонтальных труб с надетыми на них
плоскими прямоугольными ребрами.
В вертикальнотрубных радиаторах система
каналов для движения воды изготовлена в виде
двух горизонтальных коллекторов,
соединенных вертикальными трубками. Основное
достоинство этой конструкции — возможность
использования самых разнообразных по форме
и взаимному расположению теплообменных
поверхностей (см. рис. 2). Кроме того, трубная
система циркуляции воды проста в
изготовлении и легко герметизируется.
В исследуемых радиаторах использовали
теплообменник с электрогрелкой, которой
создавалась тепловая нагрузка Q==25 Вт. Испытания
радиаторов проводили на стенде, включавшем
шкаф-термостат для поддержания постоянной
температуры окружающей среды (te=30° С),
приборы для регулирования и измерения
мощности грелки и приборы для измерения
температур. Полный перепад температур измеряли
как разность между температурой основания
теплообменника в месте крепления грелки tT
и температурой окружающей среды te.
20
Эффективность использования теплообменных
поверхностей оценивали с помощью
усредненного коэффициента теплопередачи, вычисляемого
по формуле
Ка= kJL, Вт/(м2.°С),
FpA^p
где Fp
полная площадь поверхности радиатора;
Д*р = 0,5 (*в1+*в8) ~ te,
*bi» ^В2 — температуры воды на входе и выходе из
радиатора.
Не менее важной характеристикой радиатора
является объемная плотность теплового потока,
отнесенного к 1°С перепада температур
Kv
КрА^р
Вт/(м8-сС).
Эта величина характеризует эффективность
использования объема теплопередающего
пакета Ур.
При одинаковых величинах Ks и Kv
предпочтение следует отдавать радиаторам с меньшей
массой. Критерием качества радиатора здесь
может служить его массовая характеристика
К™ = 1ШГВт/(кг'СС)'
где М = Мр+Мв
- суммарная масса радиатора
и воды Мв в его объеме.
Мр
i
HJ
3 Т feS i-^N.
ч-r-- -I ffife
щ
{
Рис. 2Л Конструкции опытных образцов радиаторов с
различными типами теплообменных поверхностей:
a — панельные; б — змеевиковые; в — вертикальнотруб-
ные; 1 — гладкая панель; 2 — ребристая панель; 3 —
с пластинчатыми ребрами; 4 — проволочная; 5 — полосовая;
6 ¦— типа «жалюзи»; 7 — сетчатая.
21
Интенсивность циркуляции воды в системе
оценивали по перепаду температур А/в на входе
и выходе ее из теплообменника; долю
термического сопротивления замкнутого водяного
контура в общем термическом сопротивлении теп-
лопередающей системы — по разности между
температурами основания теплообменника и воды
Д*1=*,-0,5(*в1+'в2).
Результаты испытаний различных образцов,
их тепловые и массогабаритные характеристики
представлены в таблице, из которой видно, что
наилучшими теплопередающими свойствами
обладают поверхности с малыми размерами
элементов в направлении движения охлаждающей
среды (образцы № 4—7). В конструкции с
проволочными теплообменными поверхностями и
двумя рядами вертикальных ,трубок получен
максимальный коэффициент теплопередачи К8=
= 11,6 вт/(м2-°С) и приближающаяся к
наивысшему из полученных результатов объемная
плотность теплового потока (/C^ = 1,27 кВт/(м3-°С).
Наихудшими по теплопередающим свойствам
оказались радиаторы змеевикового типа. Они
обладают минимальными значениями Ks и Kv —
3—3,5 Вт/м2.°С и 0,3—0,35 кВт/(м3.°С)
соответственно, т. е. их эффективность почти в 4
раза ниже, чем у проволочных. Панельные
радиаторы занимают промежуточное положение по
своим тепловым характеристикам.
Эффективность использования поверхности и объема у них
в среднем вдвое ниже, чем у наилучших верти-
ка льнотр у бных образцов.
В вертикальнотрубных радиаторах создается
вполне удовлетворительная скорость
циркуляции воды, несмотря на небольшую емкость
водяной системы @,25 кг против 1—2,2 кг в
панельных образцах). Об этом свидетельствует
сравнительно малый нагрев воды в теплообменнике,
составляющий 3—3,5° С против 4—5° С для
панельного варианта. Для сравнения можно
сказать, что перепад температур по потоку
жидкости, равный 3—4° С, вполне приемлем даже
для случая вынужденного ее движения.
я
я
я
- я
г4 н
1ЬНЫЙ
X
р*1
х *х
3Q 3
1 1
СО
•S
3
\5
ьнотр
кал
5
Н
а.
CQ
я
«
я
о.
?
1
2
т
4
5
6
7
Тип теплообменной
поверхности
Гладкая панель
6 панелей
5 »
5 »
4 панели
Ребристая панель
медная, с
односторонним оребрением
латунная, 6=0,4 мм,
с двустронним
оребрением
Пластинчатый
алюминиевый
непаяный
медный паяный
Проволочный
два ряда
вертикальных трубок
один ряд
вертикальных трубок
Полосовой
«Жалюзи»
Сетчатый
две сетчатые
поверхности
четыре сетчатые
поверхности
Is
0,822
0,675
0,664
0,54
0,43
1,0
0,62
0,62 ,
0,27
0,35
0,37
0,31
0,25
0,5
С* I
X
о.
5
2,8
2,1
2,0
1,8
3,45
2,38
1,84
4,3 |
2,5
1,9
2,0
1,35
1,8
2,4
ь.
X
аз
2,2
1,0
2,1
1,2
0,52
0,52
0,15
0,23
0,25
0,5
0,25
0,3
0,25
0,25
s
щ
о
—'
7,0
4,8
4,0
4,0
5,0
9,0
6,1
6,1
2,5
4,3
4,0
1,5
1,7
3,4
и
<
8,2
9,9
10,0
10,9
10,1
7,8
,
15
13 |
ю 1
8,2
8,8
11,2
12,8
10,4
и
<
6,6
7,7
8,4
9,1
8,6
6,4
12,9
11,6
8,0
6,9
7,3
10,4
10,9
9,0
и
<
1,6
2,2
1,6
1,8
1,5
1,4
2,1
1,35
2,0
1,3
1,5
0,8
U85
1,4
^
©^
< I*
19,5
22,2
16
16,5
14,9
18
14
10,4
20
15,8
! 17
| 7,15
14,5
13,5
о
_
я
<
3,3
5,2
4,3
4,8
3,5
2,5
5,4
3,1
5,4
3,2
3,4
3,1
3,5
3,5
и
°.
3.
а<°га
4,62*
4,8
4,5
5,1
6,76
3,9
3,13
3,46
U,6
10,3
9,26
7,15
9,1
5,5
и
я
* X
0,541
0,677
0,744
0,679
0,582
0,433
0,318
0,352
1,27
0,816
0,85
1,58
1,36
0,826
о
о
и
- X
0,757
1,05
0,725
0,915
0,73
1,35
0,973
0,476
1,14
1,51
1,52
.1,46
1,12
1,05
21
Как показали эксперименты, термическое
сопротивление между водой и радиатором
практически отсутствовало. Перепад температур А^
для различных образцов колебался в пределах
0,8—2,2° С, что составляло лишь 10—20% от
общего перепада температур.
Благодаря сравнительно малому объему
водяной системы и более высоким теплопередающим
свойствам удельная массовая характеристика
Кг для вертикальнотрубных радиаторов
значительно выше, чем для других типов радиаторов.
Представляют интерес зависимости полного
перепада температур от' мощности грелки
(рис. 3). Характер кривых соответствует
существующей теории свободного конвективного
теплообмена, согласно которой коэффициент
теплоотдачи с увеличением разности температур
возрастает. В связи с этим при повышении
рассеиваемой мощности перепад температур
увеличивается в меньшей степени, чем тепловой
поток.
Для эффективной циркуляции жидкости в
замкнутом контуре необходимо, чтобы высота
подъемной ветви была достаточно большой.
Поэтому термобатарею предпочтительно
располагать в нижней части контура. Однако
такое требование противоречит условиям
теплопередачи на холодных спаях, поскольку
источник холода желательно помещать в верхней
части холодильника. В связи с этим
значительный интерес представляет определение
степени зависимости полного перепада температур
от высоты подъема теплообменника.
Были проведены испытания системы с
полосовым радиатором высотой #=370 мм. На рис. 4
приведена зависимость полного перепада тем-
h
ператур для этой системы от отношения -тт- при
тепловой погрузке 25 Вт. Как и следовало ожи-
h
дать, с ростом
Н
что соответствует
уменьшению высоты подъемной ветви, полный перепад
температур увеличивается. Поэтому
предпочтение следует отдавать конструкциям, для ко-
QJm
Рис. 3. Зависимость полного перепада температуры А*
от тепловой нагрузки радиатора Q:
1 — змеевиковый медный; 2 — проволочный.
utfSC
/2
?!
W
rft~T
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 $
Рис. 4. Зависимость полного перепада температур А/ от
h
высоты подъема теплообменника-тт-.
отношение
Я
лежит в пределах
0
;о,з.
торых
h_
Н
Конкурентами конвективного метода передачи
тепла являются система с использованием
кипения и конденсации промежуточного
теплоносителя (испарительный термосифон) и ее частный
конструктивный вариант — тепловая трубка
[4—6]. Следовательно, представляет интерес
сравнение эффективности этих систем
теплообмена с рассматриваемой в настоящей работе.
По данным Мюллера [4], в системе с кипением
и конденсацией фреона-21 перепады температур
достигают 1—5° С при плотностях тепловых
потоков, характерных для термобатарей. Таким
образом, использование этой системы приводит
к перепадам, весьма ощутимым в общем
температурном интервале работы термобатареи.
Результаты обстоятельных и систематических
исследований закономерностей теплообмена в
замкнутом испарительном термосифоне,
приведенные в отечественной литературе [3], и наши
исследования подтверждают эти выводы.
Испытания на аммиаке, этиловом эфире и воде
[3 ] показывают, что передача тепловых потоков
плотностью 10—15 Вт/см2 с помощью
испарительного термосифона сопряжена с
перепадами температур 5—10° С. Такие существенные
перепады температур объясняются в основном
большим термическим сопротивлением системы
на стороне конденсации, которое, по данным
работы [3], составляет 70—82% от общего
термического сопротивления. Этот недостаток
присущ и тепловым трубкам, которые в настоящее
время уже применяются для передачи тепла
от спаев термобатареи к средам [61.
Элфвинг, проводивший исследования на фрео-
нах-12 и 114 [71, считает, что перепад темпера-
22
тур 1—2° С является минимальным для испа- *
рительного термосифона. Таким образом, в луч- ъ
ших образцах теплопередающих систем, ис- *
пользующих фазовые превращения
промежуточных теплоносителей, возникают перепады тем- у
ператур не меньшие, чем в системе с естествен- j
ной циркуляцией жидкости в замкнутом кон- е
туре. По надежности и простоте последняя имеет
несомненные преимущества, поскольку здесь i
требования к герметичности и прочности не так- с
кие серьезные, как в испарительном термосифо- j
не. Это позволяет рекомендовать ее широкое ис- i
пользование при создании бытовых
термоэлектрических приборов. с
Разумеется, конвективная система передачи i
тепла не универсальна. В определенных уело- j
виях (при значительных расстояниях между
источниками тепла и радиатором) конвективный
термосифон может быть менее эффективным,
чем испарительный. В некоторых случаях, на- \
пример при изменении положения прибора в
пространстве или в условиях невесомости, конвек- 2
тивная система вообще неприменима. Может
также оказаться, что конструкция конкретного
прибора не позволяет выдержать необходимое
взаимное расположение источника тепла и
радиатора. В этих случаях для эффективного с
теплового сопряжения элементов устройства
могут быть использованы тепловые трубки.
г
Выводы
Испытания различных образцов радиаторов (
в системе с естественной циркуляцией жидкости
в замкнутом контуре показали целесообразность
ее применения в условиях свободной конвекции. *
По теплотехническим свойствам она может кон-
Термодинамические
Применение бромированных фреонов в
холодильных машинах позволит значительно
повысить их объемные, энергетические и
конструктивно-эксплуатационные показатели в
соответствующих областях.
В связи с разработкой в СССР новой
градации холодильных машин, согласно которой
верхний предел по давлению составит 20 бар,
а разность давлений кипения и конденсации
достигнет 17 бар, фреон-13В1 может быть
использован в одноступенчатых низкотемпературных
машинах, работающих при температурах ки-
курировать, а по надежности превосходит
такую эффективную систему передачи тепла,
как испарительный термосифон.
Наилучшими по тепловым и массогабаритным
характеристикам являются вертикальнотрубные
радиаторы с интенсивными оребренными
поверхностями теплообмена.
Полученные величины коэффициентов
теплопередачи — около 12 Вт/(м2- °С) —
свидетельствуют о том, что разработанные конструкции
радиаторов значительно эффективнее
традиционных пластинчатых ребер.
Разработанная система передачи тепла может
быть использована при конструировании
бытовых термоэлектрических холодильников
различной емкости.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Колен ко Е. А. Термоэлектрические
охлаждающие приборы. Л.,^«Наука», 1967.
2. Мартыновский В. С, Семенюк В. А.,
Пятницкая Н. И. Оптимизация конструкции
радиаторов для отвода тепла от горячих и холодных
спаев полупроводниковых охлаждающих батарей.
Тезисы докладов на совещании «Термоэлектрические
материалы и методы их исследования». Кишинев,
1971.
3. С т о я н оз Н. М. Исследование закономерностей
теплообмена в замкнутом испарительном термосифоне.
Автореферат кандидатской диссертации. Киев, 1968.
4. Ми Пег Н. — «Kaltetechnik», 1963, 15, 5.
5. М и 1 1 е г Н. Aufbau und Einsatzbedingungen von
Peltieraggregaten in Kuhlgeraten. Siemens — Z., 37,
5, 383—388, 1963.
6. К и о С. Heat Pumping by Thermoelectric Coolers
through a Low-temperature Heat Pipe. Proceedings
of the XIII International Congress of Refrigeration.
Washington, 1971.
7. E 1 f v i n g Т. М. — «ASHRAE Journ.», 1963, 5, 10,
69.
621.564.25:636.7
свойства фреона-13В1
пения до —60° С и конденсации до +30° С
[1, 2]. Он также перспективен для каскадных
и многоступенчатых машин.
Однако термодинамические свойства фреона-
13В1 изучены недостаточно надежно. Впервые
¦ свойства фреона-13В1 были определены фирмой
i «Дюпон» в 1957 г., но результаты исследований
, не были опубликованы в открытой печати.
В 1963 г. во ВНИХИ было проведено экспе-
- риментальное исследование термодинамических
с свойств фреона-13В1 в интервале температур
- насыщения от —30° С до критической точки [3].
Канд. техн. наук И. И. ПЕРЕЛЬШТЕЙН, Ю. П. АЛЕШИН
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
23
На основании полученных опытных данных
составлены таблицы и построены тепловые
диаграммы. К сожалению, использованный в
опытах фреон-13В1 содержал 1,6% примесей, что
не могло не отразиться на результатах
измерений. Такое содержание примесей может
привести к расхождению, например по давлению
насыщения, в несколько процентов.
В 1964 г. Ромбуш [4] на основании
неопубликованных опытных данных о давлении
насыщения и удельном объеме перегретого пара
рассчитал с помощью обобщенных уравнений
состояния и кривой давления пара
термодинамические свойства фреона-13В1. В работе Ромбу -
ша не указана ни степень чистоты
исследованной пробы, ни погрешность опытных
данных.
Учитывая возросший в последнее время
интерес к фреону-13В1 как холодильному агенту,
недостаточную для практических целей область
исследования и заметные расхождения в
существующих таблицах [3, 4], нами было
проведено экспериментально-расчетное исследование
термодинамических свойств фреона-13В1 от
—120 до 250° С и до 100 бар.
Экспериментальные методики и установки под"
робно описаны ранее [5, 6]. В опытах
использовали полученный из. Государственного
института прикладной химии практически
чистый фреон-13В1, содержащий, поданным хрома-
тографического анализа, 99,99% основного
продукта и следы фреона-14 и воздуха, которые
в дальнейшем удаляли.
Давление насыщения фреона-13В1 измеряли
по методу конденсационного термометра в
интервале температур от —113° С до критической
точки.
Сжимаемость газообразного фреона-13В1
определяли пьезометрами постоянного и
переменного объема в интервале температур от 10 до
до 150° С и плотностей от 0,06 до 0,98 г/см3.
Результаты измерений давления насыщения и
сжимаемости опубликованы в работе [6].
По опытным данным о сжимаемости был
выделен второй вириайьный коэффициент Вг
обработкой результатов измерений по двум
переменным. По значениям Вг найдены силовые
постоянные (e/k=229,0 К и Ь0=228,0 см3/Моль)
потенциала F—12) Леннарда-Джонса, которые
были использованы для экстраполяции Вг в
область температур, не охваченную
экспериментом.
Для описания опытных данных о сжимаемос-
Таблица 1
к
К
ftg
о 5
s со
°а
Kg
A)
ент
X
ТЗ
X
¦ &
•е-
<п
о
54
^10
Ьц
&12
&13
ьы
0
^21
Ь22
Ь2з
Ьзо
Ьз1
Ь32
hi
^42
&50
85
иЬ2
&60
Значения
4,59472
—14,3349
14,4823
—8,09517
1,47471
—4,86758
11,2022
3,72614
0,255647
4,42011
—8,63795
—3,09442
6,96879
—10,1571
18,9552
—18,7328
9,67724
—10,5358
26,2173
к
К
X
?5
S ее
3 л
Е*
0)
B)
C)
D)
ент
1 я
1 я'
•&
с»
о
«
^61
&62
ь70
hi
ао
а1
а2
а3
с*
сз
с4
d0
di
d2
d3
d,
Значения
— 11,5620
—1,78157
—14,5897
11,0652
12,5442
—9,76479
0,898755
—5,82490
0,00289626
0,259776
—0,218204- Ю-5
—0,0313689
0,0607932
0,548349
—0,181808
0,0114722
0,00388416
ти применено уравнение состояния в виде ви-
риального^ разложения по плотностям:
Pv
RT
= 1 + 2 Bi (T)pS
A>
где
aw- Г^Ь
/-о
т
х == ——; р — г/см3.
1 кР
В уравнении A) первая температурная функт
ция — выделенный второй вириальный
коэффициент, а высшие температурные функции
определены по измеренным значениям
сжимаемости с учетом выполнения критических условий
и правила Планка-Гиббса. Методика
составления уравнения состояния изложена в работах
[7-9].
Уравнение состояния A), коэффициенты
которого приведены в табл. 1, описывает опытные
данные со средней погрешностью 0,07%,
причем максимальная не превышает 0,2%.
Ниже приведена гистограмма отклонений:
zP
*
•100%. . . . —0,20 _о,15 —0,10 —0,05 0 0,05 0,10 0,15 0,20
17 26 24
24
п. —число точек, лежащих в /-ом диапазоне отклонений.
Таблица 2
t °с
—120
—ПО
— 100
—90
—80
—70
-60
-50
—40
—30
—20
—10
0
10
20
30
40
50
60
66,90
Р, бар
0,01217
0,03236
0,07558
0,1587
0,3050
0,5442
0,9123
1,450
2,204
3,224
4,560
6,271
[ 8,414
11,05
14,26
18,12
22,71
28,14
34,53
[ 39,58
Термодинамические свойства насыщенных
V', ДМ8/КГ
0,4467
0,4540
0,4619
0,4703
0,4793
0,4891
0,4996
0,5110
0,5234
0,5371
0,5523
0,5692
0,5885
0,6106
0,6368
0,6687
0,7096
0,7673
0,8701
[ 1,3941
v", м*/кг
7,016
2,807
1,272
0,6380
0,3478
0,2031
0,1256
0,08140
0,05488
0,03823
0,02735
0,02000
0,01487
0,01120
0,008500
0,006467
0,004890
0,003618
0,002502
[ 0,001394
р\ кг/дм*
2,239
2,202
2,165
2,126
2,086
2,045
2,002
1,957
1,910
1,862
1,811
1,757
1,699
1,638
1,570
1,496
1,409
1,303
1,149
[ 0,7173
р", кг/м*
0,1425
i 0,3562
0,7861
1,567
2,875
4,924
7,964
12,28
18,22
26,16
36,56
50,01
67,25
89,30
117,6
154,6
204,5
276,4
399,6
1 717,3
Г, кдж/кг
316,86
323,03
| 329,30
| 335,71
342,26
348,98
355,85
362,86
370,02
377,32
384,74
392,30
400,00
407,88
416,02
424,55
433,71
443,98
456,62
1 478,86
паров фреона-13В1
i", кдж/кг
454,38
457,67
1 461,04
| 464,45
467,89
471,32
474,71
478,05
481,30
484,45
487,45
490,28
492,87
495,18
497,11
498,49
499,06
498,23
494,26
1 478,86
г, кдж/кг
137,52
134,65
131,74
128,74
125,62
122,34
118,86
115,19
1 111,28
107,13
102,71
! 97,98
92,87
87,30
81,09
73,94
65,35
54,25
37,64
1 0,000
кдж/(кг • град)
3,6058
3,6447
3,6820
3,7180
3,7528
3,7866
3,8195
3,8516
3,8828
3,9132
3,9428
3,9717
4,0000
4,0278
4,0553
4,0831
4,1118
4,1428
4,1797
1 4,2440
S",
кдж/(кг-град)
4,5037
4,4700
1 4,4429
1 4,4209
4,4032
4,3888
4,3772
4,3678
4,3601
4,3538
4,3486
4,3441
4,3400
4,3361
4,3319
4,3270
4,3204
4,3107
4,2927
1 4,2440
Опытные данные о давлении насыщенного
пара с погрешностью опыта описаны уравнением
In P = а0 +
• а3 1пт бар.
B)
При составлении уравнения для плотности
кипящей жидкости
р' = Ркр + cix + с2х1/з + сз*2 + С\Х1г г/см3, C)
где х= Ткр—7\
использованы рекомендуемые в работе [4]
значения р', которые были несколько
скорректированы С ПОМОЩЬЮ Р'13ВР Рбаза" ЗаВИСИМОСТИ
при T=idem, причем в качестве базового
вещества были выбраны фреоны-12 и 13. Для
контроля измерены три значения плотности
кипящей жидкости при 5,18; 11,84 и 26,79° С.
Полученные значения совпали со сглаженными в
пределах 0,1%. Коэффициенты уравнений B)
и C) приведены в табл. 1.
Теплоемкость фреона-13В1 в идеальном газовом
состоянии рассчитана по данным о частотах
нормальных колебаний, приведенных в
литературе [10, 11]. При этом учтены поправки на
ангармоничность, достигающие при 200° С 1 %.
Температурная зависимость изохорной
теплоемкости в идеальном газовом состоянии
представлена уравнением
т
с"А= 2 с^кджДкг-град). D)
1=0
С помощью уравнений A)—D) рассчитаны
термодинамические свойства фреона-13В1 в
состоянии насыщения от — 120°С до критической
точки (табл. 2), в состоянии перегретого пара
до 250° С и до 100 бар и в указанных
пределах построена i, lgP-диаграмма.
Для проверки надежности составленных
таблиц были сопоставлены расчетные и
измеренные значения теплоемкости кипящей жидкости.
В пределах точности опыта, не превышающей
1,6%, установлено удовлетворительное
соответствие. , ;
Из опубликованных в литературе
экспериментальных значений критических температур ?кр
и давлений Ркр наиболее надежными являются
рекомендуемые фирмой «Дюпон» (табл. 3). После
некоторой корректировки они и были приняты
Ромбушем. Совпадение с полученными нами
параметрами tKP и Ркр можно признать
удовлетворительными. Существенное расхождение
величины критической плотности ркр в нашей
работе с литературными данными объясняется тем,
что последние определяли методом «прямоли-
Таблица 3
Значения критических параметров фреона-13В1
Источник
Данные авторов ....
Эйземан [12]
Фирма «Дюпон» [4] . . .
Р. Рид [4]
t , °с
кр
66,9
67,0
66,9
66,94
67,5
Р , бар
кр
39,577
39,846
43,44
39,64
40,4
р , г/см3
*кр
0,7173
0,7448
0,779
0,7448
4 Холодильная техника № 11
25
нейного диаметра», который, как установлено,
на несколько процентов завышает значение ркр.
Процентное расхождение значений давления
насыщения Ps, удельного объема v" сухого
насыщенного пара и теплоты парообразования
г, полученных нами и в работе [4 ], дано в табл. 4.
Здесь же для характеристики относительного
положения верхней и нижней пограничной
кривой в i9 lgP-диаграмме приведены значения
M'=(i't—io)B—(i't—io)p
и
где индексами «В» и «Р» обозначены
соответственно данные ВНИХИ и Ромбуша.
Как видно из табл. 4, расхождение значений
давления насыщения в нашей работе и по
данным Ромбуша не превышает 0,62%, за
исключением области низких температур, где оно
достигает 2%. При этом следует отметить, что
при составлении уравнения для кривой
давления пара Ромбуш не располагал опытными
данными ниже —70° С. Табличные значения в
низкотемпературной области получены путем
экстраполяции.
Расхождения по удельным объемам
насыщенного пара при низких давлениях связаны с
характером кривой давления, а при высоких
температурах насыщения — со значительными
отклонениями ркр в работе [4] относительно
принятого нами значения ркр.
Различие значений теплоты парообразования
по нашим данным и работы [4] вызвано
согласно уравнению Клапейрона-Клаузиуса
характером изменения v", Ps и dPs/dT.
Теплоемкость кипящей жидкости вдоль
нижней пограничной кривой согласуется
удовлетворительно с данными работы [4], кроме области
температур ниже —70° С, где расхождение
достигает 10—15%. Эта вызвано, как указано
выше, недостаточной надежностью поведения
кривой насыщения в работе [4] при низких
давлениях.
При расчете энтальпии и энтропии в~
уравнении для теплоемкости в идеальном газовом
состоянии Ромбуш не учитывал поправку на
ангармоничность колебаний, достигающую 1 %.
Именно этим обстоятельством, а также неточностью
термических данных можно объяснить
отклонения энтальпий насыщенного вара и жидкости
(At" и At") работы [4 ] от результатов
настоящего исследования [табл. 4].
Таблица 4
Расхождение значений Ps, v"', г, V, i" по данным
настоящей работы и Ромбуша
U °С
—100
—90
—80
—60
—40
—20
0
20
40
60
65
6Ps . о/0
2,05
0,76
0.00
—0,46
—0,22
0,17
0,48
0,62
0,54
0,47
0,45
6v", %
—2,09
—0,81
—0,07
0,48
0,42
0,24
0,29
0,69
1,62
4,72
6,83
бг, %
—2,09
—1,46
—0,89
0,02
0,65
1,00
1,19
1,40
2,24
7,54
15,1
кдж/кг
—4,16
—3,29
—2,54
—1,34
—0,59
—0,18
0
0,09
0,26
0,39
—0,06
дг,
кдж/кг
—0,33
—0,31
—0,29
—0,24
—0,18
—0,08
0
0,09
—0,08
—0,31
—2,33
Таким образом, выполненная нами работа
значительно уточняет термодинамические свойства
фреона-13В1.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бадылькес И. С. Рабочие вещества и процессы
холодильных машин. М., Госторгиздат, 1962.
2. Быков А. В., Сапронов В. И.
Характеристики бессальникового компрессора при работе на
фреоне-13В1.—«Холодильная техника», 1971, №9,
11.
3. Перельштейн И. И. Кандидатская
диссертация. Л., 1964.
4. Rombusch U. К. — «Kaltetechnik», 1964, № 3, 6.
5. Перельштейн И. И., Алешин Ю. П. К
методике определения удельных объемов газа и
давления насыщения. — В Сб. трудов «Хладоагенты и
аппараты». М. «Пищевая промышленность», 1970.
6. Перельштейн И. И., Алешин Ю. П.
Экспериментальное исследование термодинамических
свойств фреона-13В1. — В Сб. «Теплофизические
свойства веществ и материалов». Вып. 4, М., Изд-во
стандартов, 1971.
7. Перельштейн И. И. Сборник ГССД.
Термодинамические свойства фреона-12 и фреона-13. «Тепло-
физические свойства фреонов». Вып. 4. М., Изд-во
стандартов, 1970.
8. Перельштейн И. И. Методика составления
с помощью ЭВМ уравнения состояния, отвечающего
критическим условиям. — «Холодильная техника»,
1971, № 1, 23.
9. Перельштейн И. И. Таблицы и диаграммы
термодинамических свойств фреонов-12, 13 и 22.
М., ВНИХИ, 1971.
10. Ge lies E., Pitzer К. S. — «J. Am. Chem.
Soc.» 1953, 75, 5259.
11. Tv p в и ч Л. В. и др. Термодинамические свойства
индивидуальных веществ. Справочник под ред.
В. П. Глушко. М., Изд-во АН СССР, 1962.
12. Е i s e m a n В. I. — «Refrig. Engng», 1952, № 5,
496.
4*
637.517.4.004.12.037.S
Влияние температуры холодильной обработки и хранения
на структуру и лиофильность мышечной ткани свинины
Л. Д. ВАСИЛЬЕВА, канд. техн. наук А. И. ПИСКАРЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Одна из важнейших проблем мясной
промышленности — совершенствование технологии и
техники охлаждения и последующего хранения
охлажденного мяса. При этом предполагается
применение таких рациональных режимов,
которые не только способствуют продлению срока
хранения мяса, но и обеспечивают его высокое
качество.
Наиболее перспективным направлением
решения этой проблемы является быстрое
охлаждение мяса в интенсивно движущемся воздухе с
температурой до —10° С и последующее его
хранение при 0-.—ГС. Преимущества такого
температурного режима показаны как
советскими [1—2], так и зарубежными [3—4]
исследователями.
Другим направлением совершенствования
холодильной технологии мяса является хранение
его при субкриоскопической (—2° С)
температуре после предварительного подмораживания.
Применение субкриоскопических температур для
сохранения свежих пищевых продуктов
разработано советскими учеными [5—61. Некоторые
исследования в этом направлении проведены и за
рубежом [7]. Однако изменения, происходящие
в животных тканях при хранении в условиях
субкриоскопических температур, в частности,
изменения физико-химиеских свойств и микро-
структуры ткани изучены еще недостаточно.
Во ВНИХИ проведены исследования
изменений микроскопической структуры и водоудер-
живающей способности мышечной ткани быстро
охлажденной и подмороженной свинины в
процессе хранения соответственно при низкой
положительной и субкриоскопической
температурах и при последующем отеплении.
Объектом исследования являлись свиные
полутуши мясной упитанности. Для обеспечения
однородности опытного материала и полной
сравнимости результатов образцы отбирали из
длиннейшего мускула спины (m. longissimrfs
dorsi) двух полутуш одной и той же свиной
туши, подвергнутых в одном случае быстрому
и медленному (контроль) охлаждению при
средних температурах соответственно —5 и 0° С,
а в другом — подмораживанию и медленному
охлаждению (контроль) при температурах
соответственно —20 и 0°С. Охлаждение прекра-
28
щали по достижении температуры 4° С в
глубине мышц бедра (Г С в центре длиннейшего
мускула спины), подмораживание — по
достижении температуры —Г С в центре
длиннейшего мускула спины B° С в глубине бедра)
свиной полутуши. Продолжительность медленного
охлаждения составляла 28, быстрого —12,
подмораживания — 10 ч.
Охлажденную свинину хранили при 0° С в
подвешенном состоянии, подмороженную — при
—2,3° С в штабелях-клетках высотой 1,1—
1,4 м.
Экспериментальная работа проводилась в
холодильных камерах ВНИХИ,
производственных камерах Ленинградского и Минского
мясокомбинатов.
Для исследования микроструктуры пробы
мышечной ткани, отобранные на различных этапах
хранения свинины, фиксировали раствором,
состоящим из спирта, формалина и ледяной ук-
Рис. 1. Мышечная ткань свинины через 2 ч после убоя
(увеличение в 120 раз):
а — поперечный срез; б — продольный срез.
Рис. 2. Продольный срез мышечной ткани свинины после
быстрого A2 ч) охлаждения при >— 5° С (увеличение в
200 раз).
сусной кислоты, и заливали желатином.
Полученные на микротоме срезы окрашивали
кармином [8].
Гистологические исследования показали, что
мышечные волокна парной свинины,
разделенные прослойками соединительной ткани, плотно
прилегают друг к другу (рис. 1, а) и имеют
прямолинейную ориентацию (рис. 1, б).
Процесс окоченения при быстром охлаждении
свинины сопровождается резким сокращением
миофибрилл мышечных волокон, волнистым
сжатием — контракцией их. Поперечная исчерчен-
ность волокон в этот период хранения свинины
исчезает (рис. 2).
К концу хранения G суток для медленно и 10
суток для быстро охлажденной свинины) в ре-
Рис. 3. Мышечная ткань охлажденной при —5° С свинины
после 10 суток хранения при ±0° С (увеличение в 120 раз):
а — поперечный срез; б — продольный срез.
зультате расслабления мышечных волокон при
созревании свинины волнистое сжатие —
контракция — мышечных волокон, наблюдавшееся
в период окоченения, исчезает. Соединительная
ткань, разделяющая волокна, снова
проявляется в виде тонких прослоек (рис. 3, а). Данный
этап созревания характеризуется начальной
стадией набухания миозиновых протофибрилл, что
обеспечивает плотное прилегание волокон [9].
На продольном срезе, полученном с быстро
охлажденной свинины в конце ее хранения,
видна прямолинейная ориентация волокон (рис.
3, б).
При температуре воздуха —2,3° С
температурное поле по всему объему полутуш
выравнивалось сравнительно медленно (в течение 4—5
суток). В мышечной ткани успевало произойти
некоторое перемещение воды из волокон в
межволоконные пространства. Здесь концентрация
тканевого сока оказывалась меньше, а
температура замерзания выше, поэтому именно между
волокнами, преимущественно вдоль
соединительнотканных прослоек, начиналось
кристаллообразование.
В процессе длительного B5 суток) хранения
свинины при температуре —2,3° С мышечные
волокна оттеснялись друг от друга кристаллами
льда, становились менее округлыми, более
угловатыми (рис. 4). Локализация кристаллов
Р ис. 4. Поперечный срез мышечной ткани подмороженной
п ри —20° С свинины после 25-суточного хранения при
—2,3° С (увеличение в 120 раз).
льда и некоторая деформация волокон не
вызывали однако нарушений сарколеммы мышечных
волокон и ее разрывов.
Сохранность-сарколеммы предопределяла хорошую
восстанавливаемость структуры мышечной ткани при
размораживании.
При дефростации в течение 10 ч при
средней температуре воздуха 15° С подмороженной
и хранившейся при —2,3° С в течение 25 суток
свинины структура мышечной ткани
восстанавливалась настолько, что ее было трудно
отличить от ткани свинины, не подвергавшейся
действию температур ниже криоскопической.
29
Поперечный срез размороженной свинины
(рис. 5, а) характеризуется плотным
прилеганием волокон, разделенных тонкими прослойками
соединительной ткани. На продольном срезе
размороженной свинины (рис. 5, б) отчетливо
видна поперечная исчерчен ность, что
свидетельствует о хорошем сохранении мышечной
ткани подмороженной свинины в процессе
хранения при субкриоскопической температуре.
Степень сохранения или нарушения
микроструктуры мышечной ткани влияет на ее
способность реабсорбировать мышечный сок, т. е.
связывать и удерживать воду при размораживании.
Водоудерживающую способность мышечной
ткани свинины в процессе хранения определяли
центрифугированием и выражали как
остаточное (w—т) количество воды в ткани после
центрифугирования (w — общее содержание воды
в мышечной ткани, % к массе; т — количество
мышечного сока, выделившегося при
центрифугировании, % к общему содержанию воды).
Образцы мышечной ткани от полутуш,
хранившихся при —2,3° С, перед центрифугированием
доводили до 0°С. Поверхностный слой
мышечной ткани, из которого частично выделился
мышечный сок, при отборе проб срезали. Пробы
отбирали от парной свинины, после охлаждения,
а также в процессе хранения охлажденной
свинины— через 1, 2, 3, 7 и 10 суток, после подмо-
Рис. 5. Мышечная ткань размороженной при 15° С свинины
после подмораживания при ¦—20° С и 25-суточного
хранения при —2,3° С (увеличение в 120 раз):
а — поперечный срез; б — продольный срез.
раживания и в процессе хранения
подмороженной свинины — через 1,3, 6, 8, 10, 15, 20, 25
суток, а также через 10 ч размораживания при 15°С
после 25 суток хранения.
Параллельно изменению физических свойств,
сопровождающему посмертное окоченение мышц
в послеубойный период, уменьшается лиофиль-
ность мяса, которая достигает минимума в
момент наибольшего развития посмертного
окоченения. Минимальная водоудерживающая
способность мышечной ткани медленно
охлажденной свинины была отмечена через сутки, быстро
охлажденной — через двое суток после убоя
(табл. 1).
Таблица 1
жительность
хранения,
сутки
0 (парная)
14 ч
1
2
3
7
10
Водоудерживающая
медленное
охлаждение при ± 0° С;
хранение при 0° С
53,21
42,94
31,69
38,96
41,33
43,38
Свинина снята с
хранения
способность, %
быстрое
охлаждение при
— 5° С;
хранение при 0° С
53,21
46,32
34,09
29,59
35,30
41,41
43,53
При последующем хранении в результате
разрешения процесса окоченения и дальнейшего
автолиза лиофильные свойства медленно и
быстро охлажденной свинины постепенно
улучшались и к концу хранения G суток для
медленно и 10 суток для быстро охлажденной свинины)
водоудерживающая способность становилась
практически равнозначной.
Подмораживание свинины до
субкриоскопической (—2,3° С) температуры и хранение ее при
этой температуре не изменяет качественного
характера влагоотделения, а только сдвигает этот
процесс по времени. Водоудерживающая
способность подмороженной свинины резко снижалась
сразу же после подмораживания, но
минимального значения она достигала к 10 суткам (табл. 2).
При дальнейшем хранении, а также
размораживании наблюдалось постепенное увеличение
водоудерживающей способности, т. е. улучшение
лиофильных свойств мышечной ткани свинины.
Это говорит о том, что если в процессе хранения
при —2,3° С происходили некоторые денату-
рационные изменения, они были весьма
незначительны. Явления же созревания при
автолизе тканей были выражены более резко, что
положительно сказывалось на лиофильных
свойствах мышечной ткани свинины.
К концу хранения свинины B5 суток) в
условиях субкриоскопической температуры и далее
30
Таблица 2
,
Продолжительность
хранения, сутки
0 (парная)
10 ч (после
мораживания)
1
3
6
8
10
15
20
25
25 суток и 10 ч
при 15 СС
Водоудерживающая
способность, %
медленное
охлаждение
при ±0 °С;
хранение
при ±0 °С
68,42
—
45,00
51,25
55,87
58,45
Свинина
снята
с хранения
подмораживание при
— 20 °С;
хранение
при — 2,3 °С
68,42
'50,88
40,10
36,77
—
35,35
45,75
-52,16
54,59
55,92
в течение 10 ч при 15° С ее водоудерживающая <
способность была соответственно на 3,9—2,5%
ниже, чем охлажденной свинины к концу ее 2
хранения (8 суток).
Выводы 3
В процессе подмораживания свинины при 4
—20° С и длительного B5 суток) хранения при -
—2,3° С разрывов сарколеммы мышечных
волокон не наблюдалось. Микроскопическая
структура подмороженной мышечной ткани свинины 6
хорошо восстанавливалась при размораживании.
Динамика изменения лиофильных свойств мы- 7
' шечной ткани при хранении медленно и быстро g
охлажденной, а также подмороженной
свинины качественно носит аналогичный характер.
Разница заключается в том, что в быстро
охлажденной свинине процесс восстановления лио-
Охлаждающие системы камер с
использованием радиационного теплообмена находят все
большее распространение на холодильниках [1 —
4].
Несмотря на технологические и экономические
преимущества этих систем, изучению влияния
инфракрасного излучения на тепло- и массо-
фильных свойств удлиняется на 1—2 суток, в
подмороженной — на 10—15 суток по сравнению
с медленно охлажденной свининой.
Водоудерживающая способность подмороженной и
хранившейся при субкриоскопической температуре
в течение 25 суток свинины после
размораживания была примерно на 3% ниже, чем
одноименный показатель охлажденной свинины к концу
хранения (8 суток).
Исследования изменений структуры и лио-
фильности мышечной ткани свинины наряду
с исследованиями других показателей качества
позволяют утверждать, что срок хранения
быстро охлажденной свинины в условиях низкой
положительной температуры увеличивается до
10 суток, а подмороженной свинины в условиях
субкриоскопической температуры — до 25
суток вместо 7—8 суток при хранении медленно
охлажденной свинины.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Шеффер А. П. Быстрое охлаждение мяса.—
«Холодильная техника», 1966, № 3.
2. Герасимов Н. А., Малеванный Б. Н.
Камеры с воздушно-радиационной системой
интенсивного охлаждения мяса. — «Холодильная техника»,
1968, № 1.
3. Jul M., Nielsen H., Petersen H. — «Die
Fleischwirtschaft», 1960, Bd. 12, Nr. 7.
4. J a s p e г W. «Die Fleischwirtschaft», 1960, Bd. 12,
Nr. 7.
5. Головкин Н. А. и др. О хранении мяса при
температуре, близкой к криоскопической. — «Холодильная
техника», 1964, № 2.
6. Головкин Н. А., Ноздрункова И. Р.,
Ш а г а н О. С. Переохлажденное мясо. М., ЦИНТИ-
пищепром, 1966.
7. Английский патент № 852551, 1960.
8. Роскин Г. И., Левинсон Л. Б.
Микроскопическая техника. М., «Советская наука», 1957.
9. Б е л о у с о в А. А. Ультраструктура
поперечно-полосатых мышц свиней при аутолизе и в условиях про-
теолиза. Автореферат кандидатской диссертации. М.,
1969.
обмен при охлаждении мяса уделяется еще
недостаточно внимания.
Когда теплообмен излучением протекает
совместно с другими процессами теплообмена,
уравнение энергии принимает вид нелинейного
интегрально-дифференциального уравнения,
решение которого даже в частном виде весьма гро-
536.24:637.5.037.1
Теплообмен при радиационно-конвективном охлаждении мяса
Проф. Н. Л. ГЕРАСИМОВ, Ю. Д. РУМЯНЦЕВ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
31
моздко и неудобно для практических расчетов.
Кроме того, лучистый теплообмен зависит от
ряда факторов — температуры, геометрических
параметров, характеризующих форму, размеры
и взаиморасположение тел, а также от их
оптических свойств.
Все это затрудняет получить конкретные
рекомендации при решении отдельных задач
лучистого теплообмена и отчасти объясняет
недостаточную изученность данного вопроса.
Поскольку в промышленных условиях трудно
провести с достаточной точностью и надежностью
исследования в широком диапазоне изменения
основных параметров, влияние теплообмена
излучением на процесс охлаждения определяли на
моделях из водного геля агар-агара, так как он
является аналогом говяжьего мяса по теплофи-
зическим свойствам. Цилиндрические модели
диаметрами 0,1; 0,15 и 0,2 м с отношением
-г = 1 изготовляли из 3%-ного водного геля агар-
агара с добавлением 1,5% NaCl для снижения
температуры замерзания гелядокриоскопической
точки мяса, равной— 1 -.—1,5° С. С торцевых
сторон цилиндры изолировали пенопластом
толщиной 30—40 мм, чтобы направление теплового
потока было радиальным.
Цилиндры из агар-агара подвергались
действию различных температур и скоростей воздуха
в условиях радиационного теплообмена при
панельном и чисто воздушном охлаждении.
Температуры, характеризующие процесс
охлаждения, измерялись медь-константановыми
термопарами в комплекте с потенциометром Р-306
и нормальным элементом класса 0,005;
температуры воздуха в камере — шестью термопарами,
равномерно расположенными вокруг модели,
со смещением по высоте. Температура
поверхности модели измерялась в четырех
диаметрально противоположных точках пластинчатыми
термопарами, также несколько смещенными по
высоте цилиндра, которые прижимались к
поверхности резинкой; температуры по объему
модели — штыревыми термопарами; температура
панельных батарей — термопарами,
припаянными в четырех точках.
Скорость движения воздуха в камере
измерялась термоэлектроанемометром типа ТА-ЛИОТ с
погрешностью ±5%; влажность воздуха — ди-
станционно-кулонометрическим методом с
погрешностью ±5%.
Потери массы в процессе охлаждения
определяли на квадрантных весах ВЛТК-5 с погреш-
ностью+0,5 г.
Коэффициент теплоотдачи от модели
вычисляли по тепловому балансу
32
cpVdQv = aSQsdxt A)
где с — теплоемкость агар-агара, кДж/ (кг.°С);
р — плотность, кг/м3;
V — объем модели, м3;
dOv — изменение среднеобъемной температуры модели
за время d%, °C;
а — суммарное, среднее по поверхности модели,
значение коэффициента теплоотдачи, Вт/ (м2.°С);
S — геометрическая поверхность модели, м2;
0s = Тп — Тс — средняя избыточная температура
поверхности за время йт, °С.
Теплофизические свойства 3%-ного
агар-агара, такие как плотность и теплоемкость-,
рассчитывали, исходя из объема модели,
массы воды и сухого остатка, а коэффициент
теплопроводности и степень черноты определяли
экспериментально.
Поскольку в исследуемом интервале
температур воздуха критерий Прандтля с достаточной
точностью можно считать постоянными,
результаты опытов при чисто воздушном охлаждении
обрабатывали по зависимости
Nu=CRe". B)
В результате обработки экспериментальных
данных получена зависимость
Nu=0,9Re0'52. C)
Критерий Рейнольдса рассчитывали по
скорости воздуха, обтекающего цилиндрическую
модель. За определяющий размер принят диаметр.
Теплофизические параметры воздуха, входящие
в критерии Nu и Re, принимались по
температуре воздуха в зоне расположения модели.
Влияние лучистой составлящей теплообмена
на интенсивность теплоотдачи, по аналогии с
работой [5], учитывается температурным
фактором
е= Гп-Ги
ТП~ТС '
где Гп, Ги и Тс — абсолютные температуры
поверхности охлаждаемого тела (в среднем за
процесс) панельной батареи и
охлаждающего воздуха, К-
В соответствии с этим общее уравнение подобия
примет вид
Nu^dRe^e"*. D)
На рис. 1 представлена зависимость
Nu'
lgO,9Re°'52^/(lg0)'
Полученное уравнение для данного случая
имеет вид
Nu'=0,9 Re0>52 90,22 ш E)
Уравнения C) и E) дают хорошую корреляцию
опытных данных для Re =2- 10ач-3-104 и для
области симплекса 0 = 1,8-^3,5.
0}110
o,wd\
о,ощ
0?080\
0?07(\
Nu'
Рис. 1. Зависимость lg 0>52 = / (\g G) для моделей
и, "К е
диаметром 0,1; 0,15; 0,2 м.
Коэффициенты теплоотдачи, рассчитанные по
зависимости E), хорошо согласуются с данными,
полученными при охлаждении говяжьих полутуш
в камерах с радиационными охлаждающими
системами (рис. 2). Следовательно,
параметрический критерий 8 в достаточной степени
учитывает влияние теплообмена излучением. При
ТИ=ТС сохраняется не только общая структура
критериального соотношения, учитывающего
гидродинамику процесса, но и одинаковые значения
показателей. В результате получается
зависимость C).
Сопоставление коэффициентов теплоотдачи,
рассчитанных по зависимости C) и формулам
Л. И. Логинова для шара с влажной
поверхностью [6],
№1=2,708 Re0-422
и И. Г. Чумака — для модели бедра [7]
Nu=0,17 Re0-7,
показывает, что в среднем для интервала значе-
8
JW1
W
I
то
^s^ «
2-ffi
Рис. 2. Зависимость
6 8 1-10*
Nil'
90,22
/(Re):
2 Re
расчетные зна--
опытные •
чения по E); о — опытные данные авторов; •
данные работы [8].
ний Re, приведенных выше, различие составляет
— 14% и +4% соответственно.
Таким образом, на основе экспериментальных
данных можно установить, что теплообмен
излучением значительно интенсифицирует
процесс теплоотдачи при охлаждении мяса, а
полученная зависимость E) позволяет
количественно оценить это влияние.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Герасимов Н. А., Малеванный Б. Н.
Камеры с воздушно-радиационной системой
интенсивного охлаждения мяса. — «Холодильная техника»,
1968, № 1.
2. Корсгард А., Ларсен К. Камера охлаждения
свинины и говядины с использованием радиациил
Доклад на X Международном конгрессе холода.
Копенгаген, 1959.
3. Кондратенко Я-, Тантиков М., К у з-
м а н о в Т. Потери веса при модулированном
замораживании. Доклад на Международном симпозиуме.
Ленинград, 1970.
4. Воздушное охлаждение камер термической обработки
мяса. М., ЦНИИТЭИмясомолпром СССР, 1971.
5. Л е б е д е в П. Д. Сушка инфракрасными лучами.
М.—Л., Госэнергоиздат, 1955.
6. Головкин Н. А., Логинов Л. И.
Рациональные условия охлаждения мяса. — «Мясная индустрия
СССР», 1965, № 5.
7. Ч у м а к И. Г., М о с к.о в ч е н к о В. М.
Теплоотдача от поверхности полутуш к воздуху. М.,
ЦНИИТЭИмясомолпром СССР, 1969.
8. Малеванный Б. Н. Экспериментальное
исследование камеры интенсивного охлаждения мяса с
воздушно-радиационной системой. Диссертация. ЛТИХП,.
1969.
НОВЫЕ СТАНДАРТЫ
621.565.92:658.6/.9@83.7)
Государственный стандарт на холодильные торговые шкафы
Ю. И. ВВЕДЕНСКИЙ, В. Я. ДОЗОРЦЕВ, канд. техн. наук В. М. ЧЛНТУРИЯ
Всесоюзный научно-исследовательский и экспериментально-конструкторский институт
торгового машиностроения
Государственным комитетом стандартов
Совета Министров СССР утвержден ГОСТ 17124—71
«Шкафы холодильные торговые»,
разработанный ВНИИторгмашем совместно с Марийским
заводом торгового машиностроения.
Стандарт не распространяется на
низкотемпературные и комбинированные шкафы, а
также на устанавливаемые на судах и кораблях.
Целью разработки стандарта являлось
установление всесторонних технических требований
на холодильные торговые шкафы, которые
широко применяются для кратковременного
хранения скоропортящихся пищевых продуктов на
предприятиях торговли и общественного
питания, поскольку действующие в настоящее
время МРТУ 27-07-106—66 устарели и требуют
переработки.
При определении стандартизуемых параметров
холодильных шкафов возникли трудности с их
выбором.
Геометрические параметры и габаритные
размеры выпускаемых в настоящее время шкафов
в большинстве случаев не соответствуют
величинам, приведенным в МРТУ. Так,
охлаждаемый объем шкафа ШХ-0,4 по МРТУ должен
быть 0,4 м3, а шкаф, выпускаемый Марийским
заводом, имеет фактически объем 0,36 м3. У
шкафа ШХ-0,6 Киевского завода торгового
машиностроения габаритные размеры фактически
составляют 1200x820x1800 мм (ширина,
глубина, высота), в то время как в МРТУ указаны
размеры 1200x840x1910 мм. Это
несоответствие можно объяснить только излишней
регламентацией характеристик холодильных шкафов,
которая сдерживала работы по
усовершенствованию конструкции, применению новых
материалов и т. д.
Определяющим параметром стандартизуемой
продукции, отличающимся стабильностью при
ее технических усовершенствованиях
независимо от технологии изготовления и
применяемых материалов, принят общий внутренний
объем шкафа, ограниченный поверхностями
внутренней облицовки и панелью двери, включая
объем, занимаемый испарителем. Этот параметр
приведен в ГОСТ 17124—71 в виде ряда чисел,
представляющего собой ограниченную
совокупность числовых значений параметра,
построенную по определенной закономерности.
Эти числовые значенця являются прЬцзвод-
ными от широко применяемого в
машиностроении ряда предпочтительных чисел R20 по
ГОСТ 8032—56 путем отбора каждого третьего
его члена. Полученный таким образом
производный ряд R20/3 представляет собой
геометрическую прогрессию с показателем 1,41 и в
нашем случае составляет ряд чисел: 0,40; 0,56;
0,80; 1,12 и 1,60.
За начало рассматриваемого
параметрического ряда принят полный охлаждаемый объем
шкафа, равный 0,40 м3, поскольку объемы
бытовых электрических холодильников по
ГОСТ 16317—70 не превышают указанную
величину. Завершается ряд величиной объема
шкафа, равной 1,60 ж3, как максимально
требуемой для предприятий торговли и
общественного питания.
Введение в стандарт предельных отклонений
определяющего параметра позволяет сохранить
сложившуюся номенклатуру шкафов,
выпускаемых заводами торгового машиностроения. Так,
например, изготавливаемый Киевским заводом
торгового машиностроения шкаф ШХ-0,6М2
по ГОСТ 17124—71 будет иметь обозначение
ШХ-0,56, а значение его общего внутреннего
объема представлено с плюсовым отклонением
@,56+0,06 м3).
Отказ от регламентации габаритных размеров,
которые сами по себе не являются
определяющими характеристиками изделий подсобного
рода, позволит развить, а в некоторых случаях
сохранить семейство унифицированных шкафов.
Последнее, в частности, относится к
выпускаемым Марийским заводом торгового
машиностроения шкафам ШХ-0,4 и ШХ-0,8 с габаритными •
размерами соответственно 750x750x1820 мм
и 1500x750x1820 мм.
К основным параметрам холодильных
шкафов, приведенным в новом ГОСТе, следует
отнести: общий внутренний объем, равный (в м3)
0,4; 0,56; 0,80; 1,12; 1,60, с предельными
отклонениями ±0,04; ±0,06; ±0,08; ±0,10; ±0,16;
площадь для размещения продуктов,
включающая площадь полок, решеток и дна (в м2) — 1,2;
34
1,9; 2,4; 3,8; 4,8, с предельными отклонениями
±0,12; ±0,11; ±0,10.
Масса холодильных шкафов ШХ-0,4; ШХ-0,56;
ШХ-0,80, ШХ-1,12 и ШХ-1,60 должна быть
не более 180; 300; 400; 600 кг соответственно.
Одним из основных параметров является
также температура воздуха в охлаждаемом объеме,
которая ограничивается диапазоном от 1 до
3° С с предельным отклонением ±1,5° С.
В ГОСТ 17124—71 сделана попытка впервые
в практике стандартизации торгово-технологи-
ческого оборудования увязать требования к
стандартизуемой продукции с
характеристикой макроклиматических районов, введенной
ГОСТ 15150—69, который разработан на
основе рекомендаций СЭВ. Содержащаяся в нем
классификация макроклиматических районов
(умеренного, холодного, влажного тропического,
сухого тропического и др.) является общей и
рассчитана на продукцию массового и серийного
производства.
Применительно к новому стандарту на
холодильные торговые шкафы ГОСТ 15150—69
интересен установлением температурных пределов
для различных районов СССР. Так,
значительная часть территории Советского Союза
отнесена к районам с умеренным климатом
(категория V), для которых характерно среднее
значение максимума температуры 40° С. В то же
время авторы стандарта на шкафы сохранили
сложившуюся для торгового холодильного
оборудования характеристику
макроклиматических районов СССР, т. е. наибольшее значение
температуры окружающего воздуха до 32° С
для районов с умеренным климатом и до 40° С —
для южных районов, с введением, однако,
ограничения по нижнему пределы A2° С).
Введение в ГОСТ 17124—71 температурных
интервалов по районам позволит правильно
рассчитывать ограждающие конструкции
шкафов, а также объективно оценивать
рассматриваемый параметр — температуру в
охлаждаемом объеме.
ГОСТ 17124—71 относится к стандартам
всесторонних технических требований,
предусмотренных ГОСТ 1,0—68 и, следовательно,
содержит разделы, регламентирующие требования к
конструкции, применяемым материалам,
покрытиям, 'электрооборудованию, комплектности
поставки, правилам приемки, методам
испытаний, маркировке, упаковке, транспортировке,
хранению и гарантийным обязательствам
изготовителя.
Такие требования к конструкции, как
применение устройства для автоматического или
полуавтоматического оттаивания инея с
поверхности испарителя, освещение охлаждаемого
объема, автоматически включающееся при
открывании и выключающееся при закрывании
любой двери, наличие манометрического
термометра и самозакрывающегося замка,
снабженного ключом, и т. п., позволят значительно
повысить потребительские свойства шкафов и
облегчат их эксплуатацию.
ГОСТ 17124—71 содержит весьма обширные
"требования к материалам ограждающих
конструкций, теплоизоляции и отделочным
материалам, в том числе и к покрытиям. В
стандарте отражены также требования безопасности:
регламентируется величина сопротивления
изоляции токоведущих частей, предусматривается
наличие надежного заземления.
Впервые на холодильные шкафы установлены
показатели надежности и долговечности:
вероятность безотказной работы в течение срока
гарантии должна быть не менее 0,8 при
доверительной вероятности 0,8.
В ГОСТ 17124—71 подробно изложены
правила приемки и методы испытаний
холодильных шкафов, основанные на рекомендациях
ИСО. В качестве имитаторов продуктов при
проведении типовых и периодических испытаний
шкафов должны использоваться пластмассовые
пакеты, имеющие форму параллелепипеда и
заполненные веществом типа «Тилоз».
Температура имитаторов при загрузке в шкаф должна
соответствовать температуре воздуха в
охлаждаемом объеме испытываемого шкафа.
ГОСТ 17124—71 «Шкафы холодильные
торговые» является первым полным стандартом
в практике стандартизации торгового
технологического оборудования. Он разработан с
учетом требований экспорта и охватывает один из
важнейших видов торговой холодильной
техники.
Постановлением Государственного комитета
стандартов новый ГОСТ вводится в • действие
с 1 января 1974 г.
¦
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
621.565:621.643.002.72
Совершенствование технической документации
на монтаж трубопроводов холодильных установок
М. Е. ЛУРЬЕ
Гипрохиммонтаж Минмонтажспецстроя СССР
Во всем объеме монтажных работ по
холодильным установкам монтаж трубопроводов
занимает 60—70%, поэтому вопрос скорейшего
ввода в действие объектов во многом зависит
от темпов монтажа трубопроводов. В настоящее
время монтаж трубопроводов ведется
индустриальным способом, что повышает качество
монтажных работ, обеспечивает механизацию
процессов резки, сборки и сварки труб, изготовление
трубных узлов на поточных линиях, надлежащую
чистоту внутренней поверхности и контроль
качества сварки на месте изготовления трубных
узлов, снижает стоимость работ.
Для монтажа трубопроводов индустриальным
способом не надо значительно изменять
выпускаемую проектными институтами техническую
документацию. Ее следует лишь дополнить
необходимой информацией. Большинство ведущих
проектных институтов (Гипрокаучук,^ ГИАП,
ВНИИПИнефть, ВНИИхолодмаш и др.)
выполняет проектные материалы на должном
уровне и с требующейся глубиной проработки.
Техническая документация состоит из двух
частей.
Первая выполняется проектными институтами
в соответствии с утвержденным для всех
организаций эталоном (см. СН—202—69 § 5,8 и
разъяснение Госстроя в журнале
«Промышленное строительство», 1970, № 5, стр. 35—38).
В нее входят:
опись чертежей и документов,
сопровождающих данный проект;
монтажно-технологическая схема с
нанесенными аппаратами, трубопроводами, средствами
контроля и автоматики, номерами линий, DH X Sr
индексами арматуры, с указанием направления
движения продуктов и т. п. (рис. 1);
чертежи (планы и разрезы) с необходимыми
привязочными размерами трубопроводов к строй-
конструкциям, аппаратам, арматуре и т. п.
(рис. 2 и 3);
трубный журнал по каждой линии (или другой
способ информации), позволяющий определить
ее рабочие параметры, категорийность, условия
испытания, комплектацию и т. д;
сводная спецификация на оборудование и
материалы.
Вторая часть технической документации пред-
Рис. 1. Монтажно-технологическая схема.
36
ставляет собой деталировочные чертежи
технологических трубопроводов (ДЧТТ). Эти
чертежи выполняются как специализированными
монтажными проектными организациями, так
и технологическими отраслевыми институтами
и в объем основной проектной документации
не входят, а их стоимость определяется
Прейскурантом цен на деталировочные чертежи,
утвержденным Минмонтажспецстроем СССР, и
оплачивается или монтажными организациями,
или мастерскими, или заводами, выполняющими
трубные заготовки. Применение такой
документации позволяет до минимума сократить объем
трубопроводных работ на площадке.
Наряду с технической документацией,
содержащей максимально необходимую информацию,
выпускается и такая, которая затрудняет ведение
монтажа трубопроводов индустриальным
способом и приводит к значительным нарушениям
правил монтажа: неправильно устанавливается
арматура и средства контроля и автоматики;
возможно набегание сварных швов на опоры
и подвески; трудно соблюсти минимальные
расстояния между сварными швами (для труб
Оу^150мм— 100 мм, а для труб Dy^200 мм —
200мм); арматура, трубы, детали и крепеж
комплектуются по каждой линии без соблюдения
правил ПУГ-69, СНиПов и др.
При этом нельзя забывать, что выбор болтов
на фланцевые соединения трубопроводов при
температурах ниже — 30° С вызывает аварии.
Кроме того, недостаточная информация в
технической документации приводит к переделкам
при проведении монтажных работ, а общее
указание, что все аммиакопроводы относятся к
I категории, вызывает зачастую излишнюю
проверку сварных соединений, а также ужесточение
допусков при напасовке фланцев и деталей
к трубам на тех линиях, которые могут быть
определены как линии III и IV категорий
(например, линии дренажные, от
предохранительных клапанов в атмосферу и т. д.).
Проектирование на аммиакопроводах плоских
фланцев противоречит рекомендациям СНиП
ИГ—14—62 и не позволяет проводить проверку
сварных швов (по МРТУ-26-07-02-66 вся
стальная арматура заводами-изготовителями
комплектуется любыми фланцами, крепежным
материалом и прокладками).
Вычерчивание аксонометрической
технологической схемы трубопроводов требует
значительных затрат труд а для проектировщиков, тогда как
плоскостная схема значительно проще в прочтении
и может быть более насыщенной по информации.
Эталон рабочих (монтажных) чертежей
трубопроводов отдельных цехов и предприятий
выпущен ЦБТИ Минмонтажспецстроя СССР
(Москва, Ж-180, Земской пер., 6).
37
ПИСЬМО В РЕДАКЦИЮ
О статье «Оптимальные перепады температур в испарителях
и конденсаторах холодильных машин» *
Важность и актуальность данной статьи трудно
переоценить. Практика давно ставила под
сомнение существующие нормативы на оптимальные
температурные перепады в аппаратах и камерах
холодильных установок. Это доказывается, в
частности, опытом работы предприятий
мясо-молочной промышленности Эстонии, на
большинстве которых для уменьшения температурных
перепадов увеличены по сравнению с проектными
поверхности конденсаторов, испарителей и
приборов охлаждения.
То, что при определении суммы
амортизации не упоминается увеличение стоимости
зданий и сооружений, на наш взгляд, не снижает
ценности опубликованного материала, так как
при рациональной компоновке аппаратов
увеличение их размеров или количества не должно
вызывать значительного превышения
строительного объема помещения.
Мы надеемся, что выводы, полученные в
указанной статье, будут положены в основу новых
нормативов по этому вопросу. Даже в форме
рекомендаций разработанная методика
определения оптимальных температурных перепадов
может (и должна) быть положена в основу
расчета теплообменных аппаратов при
проектировании вновь строящихся и реконструкции
действующих холодильных предприятий. Методикой
удобно пользоваться, так как в ней приведены
все необходимые для расчета справочные данные.
В дополнение к методике у нас имеются
следующие предложения.
Графические зависимости
воп=/(я. Р),
где 0Оп — оптимальный температурный перепад, °С;
п — количество часов работы в год, ч/год;
р — стоимость электроэнергии, руб/ (кВт. ч),
не могут быть непосредственно использоЕаны
в расчете поверхностей аппаратов при
температурах рассола, отличных от тех, для которых
построены данные графики. С другой стороны,
количество часов работы аппаратов в год для
определенных типов предприятий является
величиной приблизительно постоянной. Поэтому
в практике желательно использовать
зависимости
вопт=:/(<р,р) И QonT=f(tw, Р),
где ^р — температура рассола, °С;
tw — температура воды, поступающей на конденсатор,
* «Холодильная техника», 1972, № 3.
38
Приведенная методика определения
оптимальных температурных перепадов не может быть
распространена на судовые холодильные
установки ввиду первостепенной важности в
данном случае массы, а также наличия собственной
электростанции, амортизационные отчисления от
стоимости которой входят в стоимость
эксплуатации судна.
Определять оптимальные температурные
перепады для судовых холодильных установок
предлагается по следующим зависимостям.
Г-С*[ Z +100J+ ria.c • <!>
где Г — переменная часть годовой стоимости
эксплуатации судна, р у б/год;
Сс — стоимость судна, руб;
Z — срок амортизации судна, годы;
R — годовая стоимость ремонта, %;
рт — стоимость топлива, руб/т;
п — количество часов работы холодильной
машины в год, ч/год;
<7т — расход топлива на выработку 1 кВт энергии,.
т/ (кВт.ч);
NB — мощность электродвигателя, кВт;
Лэ-с — к- п- Д- электростанции.
Стоимость судна (переменная)
Сс.==Скорп~г^-'дв~Т"^-'ген -J- CKM-f-Ca, (z)
где Ск0рп, дв, ген, км, а — стоимость соответственно
корпуса судна, силового двигателя, генератора,
компрессора и аппарата.
Стоимость корпуса
/BG+G,), C)
где EG = GAB + GreH + GKM + G3Jl + Ga — масса
соответствующих частей судна, т;
Gr — масса топлива, т, которая равна:
где Q0 — холодопроизводительность аппарата, ккал/ч;
А — автономность плаванья судна, сутки;
К — коэффициент рабочего времени аппарата во
время рейса (для рефрижераторов Д'^1);
Ке — удельная эффективная
холодопроизводительность машины, ккал/ (кВт. ч);
Т)эл, ген, дв — к- п« Д- соответственно электродвигателя,
генератора и силового двигателя.
Не менее актуальна проблема оптимальных
перепадов между температурой воздуха в
охлаждаемом объекте и температурой
холодильного агента или холодоносителя в приборах
охлаждения. Имеющиеся поэтому вопросу данные
не всегда ясны и даже противоречивы, а
нормативы, как уже упоминалось, вызывают сомнения.
Поэтому желательно опубликовать в журнале
рекомендации и по этому вопросу.
Е. Г. КРАЙНЕВ — Конструкторско-технологическое бюро
Минмясомолпрома ЭССР
^Среднегодовая заработная
плата, руб 1152 1183 2,7
Торговля
Объем складского оптового
товарооборота на 1
работающего, тыс. руб 243,4 269,9 10,9
Среднегодовая заработная
плата 1 работающего, руб. . . 1354 1383 2,2
Прибыль по всем видам деятельности
увеличилась в 1971 г. по сравнению с 1970 г. на 1148
тыс. руб. или на 16,9%, в то время как за
истекшие 1967—1970 гг. среднегодовой темп прироста
составил 9,6%.
Изменился и характер взаимоотношений
с предприятиями промышленности, в частности,
в обеспечении своевременной поставки товаров
по количеству, ассортименту и улучшенного
качества. Повысилась ответственность за
выполнение взаимных договорных обязательств и за
удовлетворение спроса населения.
Улучшилось материальное стимулирование
работников торговли. Нормативы отчислений в
фонды экономического стимулирования
установлены в процентах к объему оптового
товарооборота и к сумме балансовой прибыли. В
результате перевыполнения плановых заданий по
фондообразующим показателям отчисления в
фонды поощрения в 1971 г. увеличились нг 45
тыс. руб., или 5%, ив фонд развития торговли—
на 23 тыс. руб., или 18,8%.
Средний размер пооощрений руководящих
инженерно-технических работников и служащих,
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
F 25Ь 19/00
№ 338761A420163/24-6 от 6 апреля 1970 г.)
Авторы изобретения Г. С. А н т о н е н к о, Б. Е. Три н-
чук, Н. Р. Васильев, О. Н. Куропятник,
М. Б. Шицман, Г. Б. Маргулис и Б. И. Пса-
х и с
Заявитель Специальное конструкторско-техноло-
гическое бюро кислородного, компрессорного и
газорежущего машиностроения
Способ работы транспортного холодильника
Способ работы транспортного холодильника,
преимущественно для автомобилей с двигателем внутреннего
сгорания, путем конденсации влаги из воздуха, смешения
его с топливом и направления топливо-воздушной смеси
в испаритель для производства холода, отличающийся тем,
что с целью обеспечения устойчивости работы
холодильника и интенсификации теплообмена перед процессом
смешения топлива с воздухом последний осушают, например,
во влагоотделителе, и оставшуюся влагу вымораживают
-сначала обратным потоком топливо-воздушной смеси из
испарителя, а затем с помощью низких температур,
полученных при смешении прямого потока воздуха с
распыленным топливом.
премирование которых производится только из
фонда материального поощрения, составил в
1971 г. 20,1% к фонду заработной платы против
19,6% в 1970 г. Однако эти сравнительные данные
неполностью характеризуют улучшение
материального стимулирования в связи с тем, что новый
порядок экономического стимулирования был
введен с июля 1971 г. Во втором полугодии
средний размер поощрений этой категории
работников повысился до 24,1%.
Предусмотрено премирование рабочих из фонда
материального поощрения в размере2,5%,
помимо выплачиваемых им премий из фонда
заработной платы. Кроме того, всем работникам
выплачивается вознаграждение за общие
годовые результаты хозяйственной деятельности.
Порядок образования фондов экономического
стимулирования и премирования работников
торговых предприятий стимулирует принятие
более напряженных планов товарооборота и
прибыли за счет мобилизации внутренних
резервов.
1971 г. явился по существу началом второго
этапа хозяйственной реформы в торговле.
Дальнейшее углубление ее, повышение научного
уровня планирования, совершенствование
хозяйственных связей и системы экономического
стимулирования обеспечат высокую
эффективность работы торговых предприятий и
организаций.
F 25 b 13/00
№ 340849 A499308/24-6 от 14 декабря 1970 г.)
Авторы изобретения А. Ф. Ирдеев,
СВ. Трофимов, В. Н. Васильев
Заявитель Брянский машиностроительный завод
Способ пуска компрессионной холодильной машины
Способ пуска компрессионной холодильной* машины,
работающей в режимах охлаждения и оттаивания и
содержащей подключенные к компрессору конденсатор и
испаритель,, отличающийся тем, что с целью уменьшения
энергозатрат хладагент перед включением компрессора
подают из нагнетательной линии в испаритель до
выравнивания величин давлений на нагнетании и всасывании,
после чего включают компрессор, а подачу хладагента
в испаритель прекращают.
F 25 b 15/06
№ 340851 A603727/24-6 от 29 декабря 1970 г.)
B.C. Щербаков, А. А. Андрианова,
Т. В. Грузинцева
Способ регулирования холодопроизводительности
абсорбционной холодильной установки
Способ регулирования холодопроизводительности
абсорбционной холодильной установки, содержащей
генератор для выпаривания хладагента из раствора и
испаритель для производства холода, отличающийся тем, что
с целью обеспечения плавного регулирования по
импульсу температуры воды на выходе из испарителя изменяют
количество конденсата, удаляемого из греющей
поверхности генератора.
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
541.12.012.5:621.564
Экспериментальное исследование равновесия
жидкость-жидкость в системе
аммиак—фреон-12
Доктор техн. наук проф. В. Ф. ЧАЙКОВСКИЙ
Одесский технологический институт им. М. В.
Ломоносова
Канд. техн. наук А. П. КУЗНЕЦОВ, И. В. ВОЛОБУЕВ
Одесский технологический институт холодильной
промышленности
(Из диссертационной работы И. В. Волобуева)
Бинарные смеси холодильных агентов с зоной
ограниченной растворимости благодаря своим специфическим
свойствам могут найти применение в циклах
компрессионных холодильных установок и тепловых насосов для
регулирования холодо-. и теплопроизводительности при
переменных тепловых нагрузках, одновременного
получения нескольких температур кипения [1], а гакже в
эжектор ных холодильных машинах [2].
Растворимость таких,смесей была исследована
синтетическим методом [3], для реализации которого в Одесском
технологическом институте холодильной промышленности
создан экспериментальный стенд, состоящий из криоста-
та, блока термостатирования, схемы измерения
температуры и дозировочной установки.
Схема жидкостного криостата с плавным
регулированием температуры в диапазоне —100—50° С представлена
на рис. 1. Крышка криостата 8 смонтирована неподвижно,
а стеклянный сосуд Дьюара 10 A/=8А) может перемещаться
на специальном кронштейне вертикально с помощью
подъемного механизма по направляющим на четырех роликах.
В качестве криостатной жидкости использовали спирт.
Жидкий азот из сосуда Дьюара 1 подавался в змеевик
криостата 18 за счет избыточного давления. Для
испарения азота служила электрогрелка 2, мощность которой
может плавно меняться от 0 до 60 Вт. Давление азота
контролировали по показаниям манометра 3. Спирт
перемешивался в криостате мешалкой 4 (г*=1400 об/мин).
Температуру в криостате поддерживали релейной
схемой, применяемой для термостатов типа ТС-24А,
электрогрелкой 17, мощность которой может изменяться от 0 до
350 Вт, контактным термометром 16, наполненным ртутно-
таллиевой амальгамой для температур выше — 58° С и
ртутнотолуоловым терморегулятором для температур
ниже —58° С [4]. Точность термостатирования оценивали
по показаниям платинового термометра сопротивления 12и
составляла 0,04° С.
Температуру в криостате измеряли платиновым
термометром сопротивления (#0=84,8 Ом), изготовленным и
тарированным во ВНИИкимаше, и потенциометром Р-306
со вспомогательными приборами, обеспечивающими
компенсационный метод измерения сопротивления
термометра. Точность измерения температуры 0,05° С при
чувствительности измерительной схемы 0,001 °fcС. Для устранения
паразитных *термо-э. д. с. рабочую цепь реверсировали.
Температуру в криостате измеряли еще и лабораторными
термометрами 6 с ценой деления 0,1 и 1° С
Исследование равновесия жидкость — жидкость в
системе аммиак — фреон-12 было проведено в ампуле 14 из
молибденового стекла с металлическим вентилем [5].
Внутрь ампулы помещена мешалка 15, приводимая в
движение постоянным магнитом 13. Ампулу калибровали ш>
воде с точностью 0,05%.
Для дозировки смеси в ампулу использовали
стеклянную вакуумную установку (рис. 2). Аммиак и фреон-12
перемораживали в ампулу 5 из баллонов 3 с помощью
жидкого азота. Мольную концентрацию рассчитывали по
объему ампулы, плотности жидкой фазы агентов, объему и
давлению в дозировочной установке. Действительное
количество компонентов смеси определяли взвешиванием на
аналитических весах с точностью 0,0002 г. Колбы /
калибровали по воде, а подводящие трубки — по аммиаку
путем замораживания его жидким азотом в ампуле с
последующим взвешиванием. Давление в дозировочной
установке контролировали образцовым вакуумметром 2.
Точность дозировки составляла =?0,2 мол. %. Чтобы
уменьшить ошибку при определении состава смеси из-за
наличия паровой фазы, стремились работать с возможно
большим заполнением ампулы жидкой фазой. Расчеты
показали, что при максимальной температуре системы 11° С и
заполнении ампулы жидкой фазой всего лишь на 2/3
объема, ошибка в определении состава не превышала 0,5%.
Ампулу со смесью аммиака и фреона-12 после
дозировки отепляли и помещали в криостат на кронштейне.
Температуру понижали (повышали) со средней скоростью
4)
Рис. 2. Схема дозировочной установки:
/ — колбы; 2 — образцовый вакуумметр; 3—баллоны;
4 — сосуд Дьюара; 5 — ампула; 6 — соединительный
шланг; 7 — вакуумный насос; 8 — краны; 9 — вентили.
г
1
^»
ч
N
\ 1
\
!
!|
О 20 40 60 60 100
Содержание фресна-12г/км°/о
Рис. 3. Равновесие жидкость — жидкость в системе
аммиак — фреон-12.
0,5° С в минуту. Конструкция криостата с подсветкой
обеспечила возможность визуального наблюдения за
поведением содержимого ампулы.
Температуру растворимости в системе данной
концентрации определяли как среднюю между температурами
исчезновения и появления второй фазы несколько раз при
постепенном сужении диапазона температур до 1°С.
В связи с трудностью установления равновесия в
данной системе поступали следующим образом. В пределах
полученного диапазона температур систему термостатиро-
вали в течение 30 мин через каждые 0,1 ° С. Скорость
охлаждения (нагревания) при этом составляла 0,1° С в минуту.
Благодаря такой методике точность определения точек
42
Содержание
фреона-12,
мол. %
0,68
3,05
3,79
4,15
10,24
12,01
Температура
растворения,
°С
—56,4
—11,9
—8,0
—5,9
7,5
9,0
Содержание фрео-
на-12,
мол. %
20,09
26,01*
26,95*
30,06*
34,61
43,60
к « 5
g 2
|fton
10,6
11,0
11,1
10,9
10,7
9,9
Содержание фрео-
на-12,
мол. %
50,34
52,70
67,04
79,00
88,03
90,50
92,8**
Температура
растворения,
°С
8,9
8,3
0,5
— 10,0
—30,0
—68,4
* При этих концентрациях наблюдались критические
явления.
** При этой концентрации расслоения не наблюдалось, так
как при f= — 83°С выпадала твердая фаза.
на пограничной кривой жидкость — жидкость была
доведена до ±0,05° С.
Для исследования равновесия жидкость — жидкость
применяли фреон-12, очищенный на колонне высокого
давления в лаборатории проф. И. Р. Кричевского (ГИАП).
Баллонный аммиак очищали от влаги посредством прогонки
через плавленую щелочь (КОН). Кроме того, агенты
многократно замораживали в баллонах жидким азотом с
последующей откачкой вакуумным насосом до давления 5х
ХЮ мм. рт. ст. Чистота фреона-12, по нашим данным,
составляла не менее 99,5%, аммиака — не менее 99,9%.
Результаты исследования системы аммиак — фреон-12
приведены на рис. 3 и в таблице 1. Взаимная
растворимость этих холодильных агентов возрастала с повышением
температуры, и при 11° С наблюдалась критическая точка
растворения. Выше этой температуры аммиак и фреон-12
смешивались неограниченно. Критический состав
системы— 29,20 мол. % фреона-12 был найден по правилу
прямолинейного диаметра [6]. Критические явления были
в интервале концентраций примерно от 25 до 30 мол. %
фреона-12. В этой области концентрации отмечено сильное
эмульгирование и опалесценция, цвет не изменялся.
Таким образом, равновесие аммиак — фреон-12
относится к типу равновесий жидкость — жидкость с верхней
критической точкой.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лавочник А. И. Авторское свидетельство № 129207
Бюллетень изобретений, 1960, № i2.
2. Лавочник А. И. Авторское свидетельство
№ 133071. Бюллетень изобретений, 1960, № 21.
3. Ц и к л и с Д. С. Техника физико-химических
исследований при высоких и сверхвысоких давлениях. М.,
Госхимиздат, 1965.
4. К и р и л л и н В. А., Шейндлин А. Е.
Исследования термодинамических свойств веществ. М., Гос-
энергоиздат, 1963.
5. Ходеева С. М., Лебедева Е. С. Ампула с
вентилем для исследования фазовых равновесий и
объемных соотношений в системах жидкость — газ и
жидкость— жидкость — газ. «Журнал физической химии»,
1966, № 40, 3105.
6. Кириллин В. А., Шейндлин А. Е.
Термодинамика растворов. М., Госэнергоиздат, 1956.
666.968
Выбор оптимального состава композиции
для соединения тонкостенных трубок
в аппаратах малых холодильных машин
Доктор техн. наук, проф. Л. Д. МУСТАФАЕВ,
М. Д. МАХМУДОВ,
канд. техн. наук Д. А. КЕРИМОВ,
канд. техн. наук М. Е. ДОЛГИНОВА
Азербайджанский институт нефти и химии
им. М. Азизбекова
(Из диссертационной работы М. Д. Махмудова)
Фреоновые воздухоохладители и воздушные
конденсаторы автономных кондиционеров и торговых холодильных
установок, а также некоторые другие теплообменные
аппараты выполняются из медных и алюминиевых
тонкостенных трубок, соединяемых в основном пайкой с
помощью различных припоев, например, медные трубки с
помощью меднофосфористого припоя МФ-3, алюминиевые —
с помощью припоя 34А и др. Технологический процесс
пайки трудоемкий, припои — дорогие материалы,
некоторые припои, например 34А, образуют с влагой воздуха
кислоты, разъедающие место соединения.
В настоящее время для соединения трубок часто
применяют более современный технологический процесс —
склейку. Склеивающие композиции получили широкое
признание. В частности, для склеивания тонкостенных
медных и алюминиевых трубок рекомендуется состав из
эпоксидной смолы, дибутилфталата, ацетона,
стекловолокна, полиэтиленполиамина и алюминиевой пудры [1].
Однако при склеивании обнаружено, что ацетон в
процессе отверждения, испаряясь, оставляет поры, нарушающие
герметичность, стекловолокно препятствует равномерному
заполнению шва, а алюминиевая пудра изменяет
электроизоляционные свойства.
Нами проведено экспериментальное определение
оптимального состава клеевой композиции, обеспечивающего
надежность и долговечность эксплуатации склеенных
тонкостенных трубок, в том числе герметичность, прочность
на разрыв, фреоностойкость, теплостойкость и т. д.
Из известных составов была выбрана композиция с
эпоксидной смолой, так как она отличается высокой
адгезией, незначительной усадкой при отверждении, влаго-
непроницаемостью, химической стойкостью и т. д.
Компонентами композицией выбраны также полиэтиленполиамин
{отвердитель), дибутилфталат (пластификатор), кварцевая
мука (наполнитель).
Надежность и долговечность соединения тонкостенных
труб клеевой композиций находится в прямой зависимости
от соотношения ее компонентов. Мы определяли
оптимальный состав клеевой композиции для соединения медных
и алюминиевых трубок диаметром от 10 до 20 мм и
толщиной от 0,2 до 0,5 мм методом математического
планирования. Для получения математической модели
использовался аппарат математической статистики.
Математическая модель устанавливает количественные
связи между режимными переменными (соотношение
компонентов) и выходными переменными [2]. Для нашего
случая
У*= *¦(*!. *2. *3> **)> 0)
где Yt — разрушающее усилие Р кгс;
&ъ х2> *з> х& — компоненты клеевой композиции (хг —
эпоксидная смола, х2 — дибутилфталат,
xs — полиэтиленполиамин, х& —
кварцевая мука).
Для реализации модели было изучено влияние состава
композиции на разрушающее усилие (табл. 1). При этом
для хъ х2, х3 и xt приняты следующие уровни:
•^1 Х% %t %4
Основной уровень 40 7 4 12
Верхний уровень 50 9 5 16
Уровень варьирования .... 10 2 1 3
Нижний уровень 30 5 3 10
Таблица 1
*1
+1
+1
+1
+1
+1
+1
+1
+1
—1
—1
—1
—1
—1
—1
—1
—1
+а
—а
0
0
0
0
0
0
0
*2
+1
+1
+1
+1
—1
—1
—1
—1
+1
+1
+1
+1
—1
—1
—1
—1
0
1 о
+а
—а
0
0
1 0
1 °
о .
*з
+1
+1
—1
—1
+1
+1
—1
—1
+1
+1
1 — 1
—1
+1
+1
1 —1
—1
0
0
0
0
+а
—а
0
0
0
*4
+ 1
— 1
+ 1
— 1
+ 1
— 1
+ 1
— 1
+ 1
— 1
+ 1
— 1
+ 1
— 1
! +1
—1
1 о
! о
0
0
0
0
+а
—а
1 о
я,
570
550
440
420
525
508
515
507
330
385
473
440
370
390
465
j 438
1 495
360
450
400
415
380
440
380
470
кгс
505
519
418
402
497
512
460
447
371
387
439
424
365
380
482
466
472
404
453
428
408
407
1 408
407
407
Примечание, а —звездное плечо для четырех
переменных в ортогональных планах, а=±1,414.
Количественная связь между выходными и
режимными параметрами может быть представлена для отдельных
параметров в следующем виде:
п
У = f (*i> *2> *з> *4) = ао + ^ acXl +
п п
+2 ад*/;+2 аи*ъ B)
i =
где a0i at, ац> ац— коэффициенты регрессии.
Таким образом, в качестве математической модели,
описывающей изучаемый процесс, выбран полином
второго порядка.
Для нахождения коэффициентов уравнения регрессии
B) упростим систему обозначений — введем фиктивную
переменную х0—\ и обозначим:
= Z0, X-i'—Zl»
__ 2 2
х3—28» *4—г4» х\— ^б» х2 гв'
ХЪ—27' Х4—Z*' Xl Xz—Z*' Xl X3—2Ю* Xl X* Zl1'
= Z12, X2 x4T=zl*i XSX4T=ZZ1^
43
После упрощения полином второго порядка
записывается как линейное однородное уравнение
14
у =2ад/ C)
Коэффициенты уравнения регрессии B) находятся
методом наименьших квадратов.
Поскольку задача состоит в отыскании коэффициентов,
максимизирующих выражение B), то основанием для ее
решения послужит система так называемых нормальных
уравнений, полученных приравниванием к нулю частных
производных X по переменным а% (/=0, 1, 2, ...,14):
я=2 г'-~2 atKi
D)
дХ
п
/=0
14
^¦-2 h-2«
zi г.
= 0,
дХ_
а2
п
t=0
14
^-22Г' ад*,
g=l V » =0 / .
ах
14
(Б)
а^-?2 у*-2 HZu=0-
Произведя перестановки и упростив уравнения E),
запишем систему линейных уравнений относительно
коэффициентов:
п 14 14
S Ygzx = % 2 zi2i + «2 I] *2zi + • • •
g=i g=i g=i
14
' • • • + «14 2j 214211
/г 14 14
2 7gZ2 = «i 2 Zl22 + fl2 S г2*2 + • • •
g=l g=l g=l
14
. . . + аы 2j Z14Z2'
J F)
n 14 14
2 ^g2U = al 2 Z1Z14 + fl2 2 22Z14 + • • •
g=l g=l g=l
14
• • • + aU 2j Z14Z14 •
Система уравнений F) решена с помощью электронной
вычислительной машины «Наири». Решение сводится к
обращению матрицы. Уравнение в матричном виде может
быть записано так: ___ _^
В=Л С. G)
Решение уравнения заключается в нахождении
элементов матрицы — столбца С. Как известно из теории
матриц [2, 3], при этом:
С=А^В, (8)
где Л — обратная матрица.
Для обращения компонентов с путем обращения
матрицы Л нами разработана специальная программа для ЭВМ
«Наири» и в результате получены коэффициенты а0, аъ
Я2>---> Я22> ЯЗЗ> 044 И Др. (табл. 2).
Подставив значения этих коэффициентов в
уравнение B), получили математическую модель, описывающую
оптимальный состав клеевой композиции:
Р = 407,35 + 27,65*! — 9,04*2 — 5,97*3 — 1,74*4 +
+ 17,90*?j + 16,65x|2 + 2,90*§3 + 9Л5*44 —
— 2,50*х*2 + 38,25*!*з+5,0*!*4+ 12,12*2*з —
— 0,87*2*4— 7,87*з*4. (9)
Для определения окончательной математической
модели коэффициенты регрессии {а^ ац, atj) полученной
математической модели (9) проверили на значимость
(проверка нуль-гипотезы aj=0). Данные проверки
приведены в табл. 2. Как видно из табл. 2, эффекты
коэффициентов *4, *з> *i*2> #i*4> *2*4 получились незначимыми.
Линейный эффект коэффициента *4 получился
незначимым, потому что выбранная область варьирования
кварцевой муки совпадает с пределами условного оптимума,
поэтому в дальнейшем она не рассматривалась. Эффект
влияния коэффициента х\ можно объяснить тем, что с
увеличением процентного отношения дибутилфталата в
составе его адгезионные свойства ухудшаются и в
результате получаются непригодные для использования
соединения, так как Р сильно падает [4, 5]. Незначимость
эффектов взаимодействия коэффициентов хгх2, *i*4, *2X4
связана с тем, что с увеличением одного из них влияние
второго на выходную величину уменьшается или
происходит взаимное «затормаживание».
Поэтому окончательная математическая модель имеет
следующий вид:
Р = 407,35 + 27,65*! — 9,03*2 — 5,97*3+ 17,9*^ +
+ 16,65*J;2+ 9,15*|4+ 38,25*!*3+ 5,0*!*4+ 12,12*2*3—
— 7,97*з*4. (Ю)
Соответствие данной математической модели A0)
поставленной в исследовании задаче определено проверкой
на адекватность при помощи критерия Фишера
F =
S4Y)
: -Ртабл»
A1)
где S^rr {Y}—сумма результатов математических
расчетов;
S2 {Y} —ошибка дисперсии;
^табл=6,5.
Расчеты показали, что условия критерия A0)
соблюдены. Это дает основание считать, что полученная нами
математическая модель полностью отражает оптимальный
состав полимерной клеевой композиции.
По математической модели A0) определяем искомые
оптимальные значения компонентов,обеспечивающие Ртах-
Задача оптимизации нами решена симплексным
методом. Полученные с помощью электронной
вычислительной машины оптимальные значения компонентов равны:
*х=60, *2=11,*з=6, *4=19. Таким образом,
рекомендуемый для соединения тонкостенных труб оптимальный
состав клеевой композиции (в пересчете на 100 частей по
массе эпоксидной смолы) имеет следующее соотношение
компонентов: эпоксидная смола—100 ч.; дибутилфта-
лат—18 ч.; полиэтиленполиамин — 10 ч.; кварцевая
мука — 32 ч.
Разработана также технология склеивания этим
составом, найдены оптимальные значения длины и толщины
клеевого шва, температуры отверждения композиции
[4, Б].
Таблица 2
flo
407,35
о {а0 }
2,91
и
139,43
fli
27,65
U
15,58
«2
—9,04
a3
—5,97
*{*t)
1,78
t2
5,07
*3
3,35
<*4
-1,74
t*
0,97
«и
17,90
fl22
16,65
033
2,90
° { а" }
2,24
*ii
7,99
'22
7,43
^33
1,29
c44
9,15
'«4
4,08
012
—2,50
flis
38,25
flu
5,0
^23
12,12
a24
—0,87
°{au]
1,88
<«
1,38
<I8
20,34
«14
2,66
^23
6,45
'24
0,46
Д34
—7,87
<3*
4,18
Примечание a {я0\f a(fl^\ a{flij}> a {e^/}—ошибки дисперсии коэффициентов регрессии; t0, tt *34 —критерии Стьюден-
та; / ^ =1,98.
табл
Эксплуатация медных и алюминиевых труб диаметром
от 10 до 20 мм и толщиной от 0,2 до 0,5 мм, склеенных
указанным составом, в течение четырех лет подтвердила
большую прочность рекомендуемой клеевой композиции и
высокую эффективность использования ее для соединения
тонкостенных труб.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Камне в В. В. Применение эпоксидных смол при
монтаже холодильных систем. «Холодильная техника»,
1963, № 2.
2. Гантмахер Ф. Р. Теория матриц. М., Гостех-
издат, 1953.
3. Налимов В. В., Чернова Н. А.
Статистические методы планирования экстремальных
экспериментов. М., «Наука», 1965.
4. Махмудов М. Д., Мустафаев А. Д.
Склеивание медных и алюминиевых трубок кондиционеров.
«Холодильная техника», 1967, № 6.
5. Мустафаев А. Д., Махмудов М. Д.
Прочность склеивания медных и алюминиевых трубок.
«Холодильная техника», 1968, № 3.
Новые изобретения
F25 b 43/02
.№ 340854 A487091/24-6 от 28 октября 1970 г.)
Г. С. Антонова, В. А. Шмаков
Маслоотделитель для компрессионных холодильных
установок
Маслоотделитель для компрессионных холодильных
установок по авт. св. № 186515, отличающийся тем, что
.с целью повышения качества очистки хладагента
спиральная лента ректификатора выполнена с двойными стенками,
образующими герметичную полость, заполненную
рабочим телом с высокой теплотой парообразования, и на
внутренней поверхности ректификатора размещен
капиллярно-пористый материал, например пористая керамика.
F28 f 25/00
№ 340869 A446090/28-13 от 1 июня 1970 г.)
Авторы изобретения В. М. Московченко,
Е. X. Р у с о в, В. Ф. К о л я к а
Заявитель Одесский технологический институт
пищевой и холодильной промышленности
Крыша холодильника
Крыша холодильника, включающая перекрытие и
поддон для брызгального бассейна, отличающаяся тем,
что с целью снижения теплопритоков поддон брызгального
бассейна выполнен в виде отдельных сообщающихся
между собой секций и расположен на
некоторомiрасстоянии от перекрытия с образованием воздушного зазора,
при этом между поддоном и перекрытием по^их периметру
закреплена обшивка из воздухонепроницаемого материала.
F 25 b 1/02
№ 342026 A262402/24-6 от 6 августа 1968 г.)
Авторы изобретения А. А. Несвицкий,
В. А. Ивочкин, В. П. Чумаченко
Заявитель Омский завод синтетического каучука
Способ работы одноступенчатой компрессионной
холодильной установки
Способ работы одноступенчатой компрессионной
холодильной установки путем переохлаждения жидкого
хладагента перед испарителем, отличающийся тем, что
с целью повышения экономичности переохлаждение
осуществляют дросселированием жидкого хладагента после
конденсатора до промежуточного давления и
последующей конденсацией образующихся паров холодной водой,
после чего полученный конденсат вместе с основным
потоком хладагента дросселируют перед подачей в
испаритель.
45
ОБМЕН ОПЫТОМ
621.57:621.564.25
Новый стенд для заполнения холодильных агре гатов фреоном
Ю. Л. ПОЛЯКОВ, А. С. КУЧЕРОВ
На одном из заводов холодильного
оборудования на конвейере сборки
агрегатов домашних холодильников и заполнения
их фреоном установлены два стенда,
изготовленные Кишиневским опытным заводом им.
Калинина по чертежам Всесоюзного проектно-
технологического института по электробытовым
машинам и приборам.
Стенд (рис. 1, а) содержит объемный дозатор
из органического стекла, снабженный
фотоэлементами ФЭ2 и ФЭЗ. Дозатор при
помощи трубопровода с соленоидным вентилем СВ1
и быстродействующим устройством с
пневматическим управлением присоединен к агрегату
Для сокращения цикла заполнения агрегата
в схеме стенда предусмотрен ресивер, соединен
ный в верхней и нижней части с дозатором
Фотоэлементом ФЭ1 в ресивере фиксируется
только верхний уровень. Жидкий фреон-12 по
дается в систему стенда из баллона при постоян
ном давлении около 8 кгс/см2.
Исходное положение стенда — все СВ зак
рыты, ресивер заполнен жидким фреоном до
верхнего уровня, а дозатор—до нижнего. Аг
регат после вакуумирования с помощью быстро
действующего устройства подключается к стенду
При этом полость шланга после СВ1 автоматичес
ки соединяется с полостью агрегата. Оператор
нажимает кнопку, соленоидный вентиль СВ2
открывается и начинается заполнение дозатора
из ресивера. При достижении в дозаторе
верхнего уровня вентиль СВ2 автоматически
закрывается и открываются вентили СВ1 и СВЗ,
фреон из дозатора поступает в агрегат; по
достижении нижнего уровня автоматически
закрывается вентиль СВ1, перекрывается
быстродействующее устройство и агрегат
автоматически отсоединяется от стенда. При достижении
верхнего уровня в ресивере автоматически
закрывается вентиль СВЗ. Таким образом, цикл
заполнения агрегата закончен и стенд
возвращается в исходное положение.
Опыт эксплуатации стендов в течение более
двух лет показал, что при такой схеме работы
стенда не обеспечивается требуемая стабильность
дозы фреона при заполнении агрегатов. При
ФЭ2 пз~\
ФЭЗ пзё
Воздух
Фреон-12
ФЭ2 сзё
ФЭЗ ск
Рис. 1. Стенд для заполнения холодильным агентом
компрессионных холодильных агрегатов:
а ¦— первоначальная; б — усовершенствованная.
46
%
ФЭ1
fp/7
"ИГ
Фэг
2РП
0SJ
ФЭ2
JP/7
1РР
-п-
$.
2РП
II
ФЭ2
JPP
-п-
-От
4РП
-СЬ
JP/I
4РП
Т-Г
4РП
~?Г
Г
да?
II
-О-
Доза
So/дана
дыдача
дозы
Стенд гстоб
к работе
_rv\.
220/24
1РП
~1Г"
//37
"Т-Г"
//*/7
свг
-о-
43-
Рис. 2. Электрическая схема стенда.
норме заполнения 90 (88—95) г колебания дозы
иногда составляли от 70 до 130 г. В результате
значительное количество агрегатов приходилось
возвращать для повторного заполнения.
Причины этого заключались в следующем.
— После присоединения агрегата к стенду в
шланге образовывалась парожидкостная смесь,
поэтому количество фреона, поступавшего из
шланга в полость агрегата, зависело от времени с
момента присоединения агрегата до нажатия кнспки
оператором (емкость шланга по жидкому фронту
около 50 г). Это время в условиях поточного
производства колеблется в широких пределах.
После нажатия кнопки оператором жидкий фреон
частично оставался в шланге, поэтому в каждый
агрегат поступала различная доза фреона.
— В исходном положении дозатор не заполнен
жидким фреоном, что увеличивало время цикла
заполнения агрегатов.
— В летнее время, кода температура в кожухе
стенда достигала 35°С, иногда происходило
парообразование фреона в соленоидном вентиле
СВ1.
— По мере освобождения дозатора давление
в системе стенда понижалось, а в системе агрегата
увеличивалось.
Наладчиком цеха № 1 завода
холодильного оборудования Ю. А. Поляковым
была предложена новая схема стенда (рис. 1,6),
обеспечивающая заполнение холодильных
агрегатов постоянной дозой фреона.
В данной схеме отсутствует соленоидный
вентиль СВ1, т. е. дозатор непосредственно
соединен со шлангом, и тем самым ликвидирован
участок стенда между дозатором и агрегатом,
вносящий основную долю погрешности выдачи
дозы фреона.
Исходное положение стенда — установлен
верхний уровень жидкого фреона в дозаторе
и нижний уровень в ресивере. С помощью
быстродействующего устройства агрегат после ваку-
умирования присоединяется к стенду. Фреон
сразу начинает поступать в полость агрегата.
С понижением уровня в дозаторе (по команде
ФЭ2) открывается соленоидный вентиль СВЗ
и одновременно с освобождением дозатора
заполняется жидким фреоном из баллона ресивер.
После заполнения ресивера автоматически
закрывается вентиль СВЗ и по достижении нижнего
уровня в дозаторе перекрывается
быстродействующее устройство, агрегат автоматически
отсоединяется от стенда и открывается вентиль СВ2.
Стенд возвращается в исходное положение для
заполнения очередного агрегата.
После усовершенствования схемы стенда
удалось добиться выдачи требуемой дозы фреона
с необходимой точностью, так как система от
дозатора до агрегата постоянно заполнена
жидким фреоном, а верхний и нижний уровни в
дозаторе четко фиксируются электрической схемой.
Теперь на правильность заполнения агрегатов
влияют только такие факторы, как степень ваку-
умирования и неплотности.
Чтобы исключить погрешность выдачи дозы
в летнее время вследствие парообразования
фреона, выполнено искусственное охлаждение
системы стенда.
Значительно упростилась электрическая
схема (рис. 2): вместо семи используются только
четыре промежуточных реле РП.
С помощью световой и звуковой сигнализации
в процессе заполнения агрегатов контролируются
такие моменты: «Доза выдана» — короткий
звонок, белый сигнал; «Выдача дозы» — зуммер,
красный сигнал; «Стенд готов к работе»— гонг,
зеленый сигнал.
После усовершенствования стенд надежно
работает что позволило резко сократить
возврат холодильных агрегатов на повторное
заполнение фреоном-12 и обеспечило его
значительную экономию.
47
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
681.2-52
Монтаж приборов и средств холодильной автоматики
Канд. техн. наук И. А. ПАВЛОВА, Ю. Я. СЕНЯГИН, Ю. И. КОЛОТИЙ —ВНИХИ,
А. П. БЛЕТНИЦКИЙ, В. С. МАЦКИН, Я. М. ЗИЛЬБЕРБЕРГГ В. П. ИРЖЕВСКИЙ — ВНПО «Пищепромавтоматика»,
В. В. ВАСЮТОВИЧ — Гипрохолод
Публикуемый в статье материал обобщает
опыт автоматизации аммиачных холодильных
установок производственных и распределительных
холодильников, накопленный в СССР и за
рубежом, и предназначается для работников
проектных организаций и предприятий, занимающихся
вопросами автоматизации аммиачных
холодильных установок и их эксплуатацией.
Рассматривается конструктивная привязка
приборов и средств автоматизации к
холодильному оборудованию в соответствии с
рекомендациями по проектированию
автоматизации холодильных установок с насосно-циркуля-
ционными и безнасосными системами
охлаждения (ВНИХИ—ВНПО «Пищепромавтоматика»,
1972)*.
Места установки приборов и способы их
крепления определяются как технологической
целесообразностью, так и требованиями заводских
инструкций к приборам.
Конструктивные решения установки приборов
и средств автоматизации приводятся
применительно к основным машинам и аппаратам
холодильных установок.
Общие положения
Приборы и средства
автоматизации,^устанавливаемые непосредственно в машинном зале
или аппаратном отделении аммиачной
холодильной установки, должны соответствовать
требованиям, предъявляемым к помещениям класса
В-16.
Приборы и средства автоматизации, не
удовлетворяющие требованиям к помещениям класса
В-16, монтируются в помещении, смежном с
машинным залом, так, чтобы имелась возможность
* Подробные рабочие чертежи инструктивного
материала по монтажу приборов и средств холодильной
автоматики с указанием всех необходимых привязочных
размеров можно заказать во Всесоюзном
научно-исследовательском институте холодильной промышленности, 125422,
Москва, А-422, ул. Костикова, д. 12.
наблюдать за ними из машинного зала. Во
избежание проникновения паров аммиака из
машинного зала или аппаратного отделения в этом
помещении предусматривается приточная
вентиляция с избыточным давлением 0,1—0,2 кгс/см2.
Особое внимание при проектировании
автоматизации холодильных установок следует
уделить расположению отборных устройств и
приборов автоматики, монтируемых на машинах и
аппаратах. Места установки приборов необходимо
прежде всего выбирать там, где можно обеспечить
надежный контроль или регулирование
соответствующих параметров, не мешая при этом
нормальной работе холодильной установки. При
выборе места установки прибора или устройства
отбора импульса обязательно учитывать
требования, приведенные в инструкции к прибору.
Приборы и средства автоматизации должны
устанавливаться таким образом, чтобы
вибрация их была минимальной.
Крайне важными являются доступность
приборов атоматики обслуживающему персоналу
и хорошая видимость их шкал настройки.
Для удобства обслуживания (ремонта,
профилактики) все приборы и средства
автоматизации, вмонтированные в холодильные
трубопроводы, выделяются запорными вентилями с обеих
сторон.
Щитки для установки приборов,
обслуживающих ресиверы, промежуточные сосуды,
испарители, отделители жидкости и др., должны
устанавливаться на колоннах, стенах или
специальных фундаментах.
Не рекомендуется монтировать на пультах
типа ПУМ, управляющих компрессорами, каких-
либо дополнительных щитков или устройств.
Приборы автоматики, находящиеся в
эксплуатации, должны систематически, по графику,
проверяться на месте их установки.
Все смонтированные защитные приборы
автоматики должны настраиваться на уставку,
отличающуюся от нормальной величины
контролируемого параметра на 10—15%.
48
Одноступенчатые аммиачные компрессоры
типов АУ200, АВ100 и АУУ400
Все одноступенчатые блок-картерные
аммиачные компрессоры с циркуляционной системой
смазки и водяными охлаждающими рубашками
на цилиндрах должны оснащаться следующими
приборами защитной автоматики:
реле давления типа РД-4А-01,
предохраняющим компрессор от недопустимого повышения
давления нагнетания и чрезмерного снижения
давления всасывания;
реле перепада давлений (контроля смазки)
типа РКС-1А-01, контролирующим режим
смазки компрессора,
Рис. 1а. Компрессор АУ200:
I — реле протока воды типа РП-67; 2 <— обратный клапан
типа ОКДП-70; 3 — датчик-реле температуры типа ТР-2А-
06ТМ; 4 — датчик-реле давления типа РД-4А-01; 5 —
датчик-реле перепада давлений типа РКС-1А-01; 6 —
вентиль с электромагнитным приводом (соленоидный
вентиль) типа СВМ-25; „а", ,,б", „в'', „г", ,,д"—
импульсные линии.
реле температуры типа ТР-2А-06ТМ,
фиксирующим недопустимое повышение температуры
нагнетания компрессора;
реле протока воды типа РП-67 (на компрессоре
АУУ400 два реле), защищающими компрессор
от нарушения режима охлаждения цилиндров.
Контакты всех вышеперечисленных приборов
защитной автоматики включаются в цепь
катушки магнитного пускателя двигателя
компрессора. При нарушении одного или нескольких
параметров, контролируемых указанными
приборами, двигатель компрессора останавливается.
Аварийные отключения компрессора обяза-
зательно сопровождаются световыми и
звуковыми сигналами.
На рис. 1а, б, в представлены компрессоры
АУ200, АВ100 и АУУ400 с приборами и
средствами автоматизации. Здесь показаны места отбора
импульсов давления, присоединительные
устройства, расположение датчиков и приборов на
компрессоре, а также щитков с приборами
вблизи компрессора и пульта управления типа
ПУМ.
Места отбора импульсов давления должны
располагаться обязательно перед (по ходу паров
аммиака) всасывающим и нагнетательным
вентилями компрессора (это положение относится
также к двухступенчатым компрессорам и
агрегатам).
Двухступенчатые аммиачные компрессоры
типов ДАУ80 и ДАУУ100
Двухступенчатые компрессоры с
циркуляционной системой смазки и водяными охлаждающими
рубашками оснащаются следующими приборами
защитной автоматики:
двумя двухдатчиковыми реле давления типа
РД-4А-01 (РД-4А-02), защищающими компрессор
от недопустимого повышения давления
нагнетания ступеней в. д. и н. д. и недопустимого
понижения давления всасывания ступени н. д.;
реле перепада давлений (контроля смазки)
типа РКС-1А-01, контролирующим режим смазки
компрессора;
двумя реле температуры типа ТР-2А-06ТМ,
фиксирующими недопустимое повышение
температуры нагнетания ступеней в. д. и н. д.
компрессора;
реле протока воды типа РП-67 (на
компрессорах ДАУУ100 два, а на ДАУ80 одно реле),
защищающими компрессор от нарушения режима
охлаждения.
Контакты всех смонтированных приборов
защитной автоматики включаются в цепи катушек
магнитных пускателей двигателей компрессоров.
При нарушении одного или нескольких
параметров, контролируемых перечисленными при-
49
Рис. 16. Компрессор АВ100:
1 — вентиль с электромагнитным проводом (соленоидный вентиль) типа СВМ-25; 2 — обратный клапан типа ОКДП-
50; 3 — датчик-реле давления типа РД-4А-01; 4 — датчик-реле перепада давлений типа РКС-1А-01; 5 — датчик-
реле температуры типа ТР-2А-06ТМ.
борами, двигатели компрессоров
останавливаются.
Все аварийные отключения сопровождаются
световыми и звуковыми сигналами.
На рис. 2а и 26 показаны расположение
приборов автоматики на двухступенчатых
компрессорах, места отбора импульсов, а также
установки щитков с приборами и пультов
управления типа ПУМ.
Двухступенчатые аммиачные компрессорные
агрегаты
Двухступенчатые аммиачные компрессорные
агрегаты комплектуются из одноступенчатых
компрессоров, указанных выше, и
бустер-компрессоров типов АК-РАБ или БАУ.
На этих компрессорах монтируются
следующие приборы защитной автоматики:
реле давления типа РД-4А-01 (РД-4А-02),
защищающие компрессоры от недопустимого
повышения давления нагнетания и чрезмерного
снижения давления всасывания;
реле перепада давлений (контроля смазки)
типа РКС-1А-01, контролирующее режим смазки
компрессора (устанавливается только на
компрессорах с циркуляционной смазкой);
реле температуры типа ТР-2А-06ТМ,
фиксирующие недопустимое повышение температуры
нагнетания компрессоров;
реле протока воды типа РП-67, защищающие
компрессоры от нарушения режима охлаждения.
Контакты всех приборов автоматической
защиты включаются в цепь питания катушки
магнитного пускателя двигателя компрессора. При
нарушении одного (или нескольких) параметров,
контролируемых приведенными выше приборами,
двигатель компрессора останавливается.
Все аварийные отключения сопровождаются
световыми и звуковыми сигналами.
На рис. 3 показаны места отбора импульсов
для всех приборов, установленных на компрес-
50
пола
Подача доды д
рубашки
компрессора
Рис. \в. Компрессор АУУ400:
1 — клапан невозвратный типа 125КН; 2 J«— вентиль с электромагнитным приводом (соленоидный вентиль)
типа СВМ-25; 3 ^— реле протока типа РП-67: 4 — датчик-реле давления типа РД-4А-01; 5-—датчик-реле перепада
давлений типа РКС-1А-01; 6 — датчик-реле температуры типа ТР-2А-06ТМ.
соре АК-РАБ100, присоединительные
устройства, места установки датчиков и щитков с
приборами.
Промежуточные сосуды типа ПС3
Автоматическое поддержание требуемого
уровня жидкого аммиака в промежуточном сосуде
необходимо как для нормальной работы самого
сосуда, так и для предотвращения попадания
жидкого аммиака во всасывающую линию
ступени в. д. в двухступенчатых компрессорах
и агрегатах.
Регулирование уровня в промежуточном
сосуде осуществляется с помощью реле уровня
ПРУ-5, управляющего работой соленоидного
вентиля типа СВМ, установленного на линии подачи
в сосуд жидкого аммиака.
При недопустимом повышении уровня
аммиака в промежуточном сосуде реле уровня
ПРУ-5, контролирующие аварийный уровень,
отключают компрессор или агрегат.
Все три прибора монтируются на одной
колонке.
На рис. 4 показаны расположение приборов
автоматики на промежуточном сосуде и
расположение присоединительных устройств.
{Окончание следует)
51
Рис. 2а. Компрессор ДАУ80:
1 — обратный клапан типа ОКДП-70; 2,3 — вентиль с электромагнитным приводом (соленоидный вентиль)
типа СВМ-25; 4 —- реле протока воды типа РП-67; 5 — датчик-реле давления типа РД-4А-02; 6 — датчик-реле
перепада давлений типа РКС-1А-01; 7 — датчик-реле давления типа РД-4А-01; 8 — датчик-реле температуры
типа ТР-2А-06ТМ.
Рис. 26. Компрессор ДАУУ100:
1,2 — вентили с электромагнитным приводом (соленоидные вентили) типа СВМ-25; 3«— реле протока типа РП-67;
4 — обратный клапан типа ОКДП-70; 5 •— датчик-реле температуры типа ТР-2А-06ТМ; 6 — датчик-реле давления
типа РД-4А-02; 7 — датчик-реле перепада давлений типа РКС-1А-01; 8 — датчик-реле давления типа РД-4А-01.
i Нагнетание
Уродень пола
Подача воды д
компрессор
Спив воды из рубашек
компрессора
Рис. 3. Компрессор АК-РАБ100:
/ — реле протока воды типа РП-67;
2 — датчик-реле температуры типа
ТР-2А-06ТМ; 3 — датчик-реле
давления типа РД-4А-02; 4 — датчик-реле
перепада давлений типа РКС-1А-01.
Рис. 4. Промежуточный сосуд типа
ПС3:
1,3 — вентили с электромагнитным
приводом (соленоидные вентили)
типа СВМ; 2 — датчик-реле уровня
типа ПРУ-5.
«КОНТЕЙНЕРЫ-72»
Охлаждаемые и изотермические контейнеры на иностранной
специализированной выставке в Ленинграде
С 29 августа по 15 сентября 1972 г.
в г. Ленинграде проходила
иностранная специализированная выставка
«Современные средства и оборудование
для контейнерных перевозок» — «Кон-
тейнеры-72».
В этой крупнейшей выставке
участвовали 164 фирмы из 17 стран.
К выставке были приурочены
заседания комиссий по
контейнеризации СЭВ и Международной
организации стандартизации ИСО.
Во время проведения выставки
были организованы лекции и доклады
иностранных специалистов.
Внедрение контейнерных
перевозок произвело подлинную
революцию на транспорте: в несколько
раз возросла производительность
труда на погрузочно-разгрузочных
операциях, снизилась их себестоимость,
уменьшились расходы на тару,
улучшилось® использование транспортных
средств, повысилась сохранность
перевозимых грузов.
В последнее время за границей
широкое распространение получили
большегрузные контейнеры,
преимущественно массой 20 т брутто, а также
10 и 30 т. Габаритные размеры их
соответствуют стандартам ИСО,
принятым за основу практически всеми
странами мира, или европейским
стандартам. В настоящее время мировой
парк насчитывает около 400 000
большегрузных контейнеров,
предполагается, что к 1975 г. их будет около
1 000 000 шт.
Внедрение большегрузных
контейнеров сопровождалось
реконструкцией всех видов транспорта. В
результате значительно повысилась
экономичность и скорость доставки
грузов.
Для перевозки скоропортящихся
продуктов применяются охлаждаемые
большегрузные контейнеры,
преимущественно массой 20 т брутто,
изготовляемые по тем же нормам ИСО
или европейским стандартам.
На выставке «Контейнеры-72»
были широко представлены
большегрузные контейнеры, их узлы и детали,
средства перевозки контейнеров,
оборудование, для их
загрузки, схемы контейнерных площадок.
Все многочисленные конструкции,
предложенные фирмами разных
стран, выполнены на основе общих
принципов, характеризующих
построение единой международной
контейнерной сети.
Наружные размеры (с
отклонениями до 3 мм) контейнеров всех фирм
представлены в таблице.
н
Масса
брутто,
20
30
Длина,
мм
6 055
12 185
Ширина
мм
2435
2435
Высота, мм
2435
2435 или
2590
Внутренние размеры
охлаждаемых и изотермических контейнеров
зависят от габаритов холодильной
машины, толщины и вида изоляции,
конфигурации внутренних
облицовочных покрытий, конструкции
воздухоохладителя и системы воз-
духораспределения.
В качестве теплоизоляционного
материала почти все фирмы
используют пенополиуретан плотностью
35—40 кг/м3 с коэффициентом
теплопроводности порядка 0,02 ккал/(ч- м- °С)
(при 20° С).
Теплоизоляция выполняется из
отдельных плит изоляционного
материала, скрепляемых клеем, или
монолитной, вспенивающейся
непосредственно в полостях конструкций
ограждения. В отдельных случаях
контейнеры собираются из
предварительно изготовленных многослойных
панелей с теплоизоляцией.
Конструкции контейнеров
выполняются из стали, алюминия,
стеклопластика и многослойной
клееной водостойкой фанеры. Детали
конструкции крепятся с помощью
сварки, заклепками или болтами.
Металлические конструкции
окрашиваются прочными водостойкими
эмалями.
Во всех охлаждаемых и
изотермических контейнерах на полу
установлены алюминиевые плиты
с выступающими таврами,
образующими каналы для циркуляции воздуха.
Внутренние стены контейнеров имеют
выступы различной конфигурации
для обеспечения жесткости
облицовки и воздухораспределения.
Во всех контейнерах принята
машинная система охлаждения,
компрессоры — бессальниковые,
холодильный агент — фреон-12.
Привод от дизель-генератора (coscp=
=0,8) или от внешней электросети
(на судах-контейнеровозах или
контейнерных площадках).
Конденсаторы — воздушного охлаждения.
Холодильные установки полностью
автоматизированы. Температура
воздуха на выходе из испарителя
поддерживается регулятором,
оснащенным записывающим устройством.
Точность поддержания температуры
обычно ±1° С (в некоторых
контейнерах ±2° С; имеются сведения о
возможности использования приборов
с точностью ±0,5° С).
По характеру крепления
холодильной установки контейнеры
делятся на две группы — со
встроенными и съемными установками.
Рассмотрим конструкции
охлаждаемых и изотермических
контейнеров (неохлаждаемых),
представленных на выставке.
Охлаждаемый контейнер фирмы
«Фрейхоф-Франс» (Франция)
массой 30 т брутто типа KV 43.30 имеет
полезный объем 54 м3 (рис. 1). Масса
контейнера (без холодильной машины)
4,5 т; холодильной машины 0,?Гт.
Изоляционная конструкция
ограждения облицована снаружи
стеклопластиком, а внутри — листами из
алюминиевого сплава толщиной 1,2 мм
с вертикальными выступами на
стенах. Средний коэффициент
теплопередачи ограждения 0,22 ккал/(ч- м2- °С).
В контейнере применена
холодильная машина типа «Термокинг»
НВД50СГ (по лицензии США)
производительностью 4660 ккал/ч при
температуре воздуха — 18° С. Он
S8
Рис. 1. Контейнер KV 43.30 с
холодильной машиной НВД 50СГ.
может оборудоваться и
холодильной машиной «Термокинг» НВД-30.
Холодный воздух, поступающий из
воздухоохладителя распределяется по
объему грузового помещения с
помощью четырех подвешенных к
потолку матерчатых трубопроводов,
два из которых имеют размер 1/2 и
два 2/3 длины грузового помещения.
Аналогичные по конструкции
контейнеры выпускаются той же
фирмой с азотной системой
охлаждения. Кроме того, «Фрейхоф-Франс»
изготовляет изотермические и
охлаждаемые контейнеры массой 20 и
25 т брутто.
Охлаждаемый контейнер фирмы
«Мицубиси» (Япония) массой брутто
20 т (рис. 2), также оснащен
холодильной машиной «Термокинг»,
изготовляемой фирмой «Мицубиси» по
лицензии США. Дизель-генератор
мощностью 10 кВт смонтирован в виде
отдельного закрытого агрегата,
устанавливаемого под контейнером на
автомобильной раме или
железнодорожной платформе. Компрессор бессаль-
никовыи холодопроизводительностью
2700 ккал/ч при температуре воздуха
—18° С. Воздухоохладитель с
остальными элементами холодильной
машины расположен в машинном отсеке.
Воздух забирается
воздухоохладителем через щелевой канал,
расположенный в торце у пола, а
подается — через потолочный алюминиевый
короб, занимающий 1/3 длины
грузового объема помещения.
Полезный объем контейнеров в
зависимости от варианта колеблется от
25,9 до 26,2 м3, масса (исключая
холодильную машину) — от 2560 до
2750 кг, масса холодильной машины —
от 560 до 690 кг. Конструкция
контейнера выполнена из алюминиевых
сплавов, внутренняя облицовка —
из стеклопластика, имеющего
выступы по диагонали, образующие
воздушные каналы.
Фирма поставляет также
изотермические контейнеры,
унифицированные по конструкции с охлаждаемыми,
и контейнеры со съемными
холодильными установками типа
«Термокинг».
Фирмой «Ниссин» (Япония)
демонстрировался охлаждаемый
контейнер (представлен фирмой «Ничимен»)
массой 20 т брутто (рис. 3).
Все элементы холодильной машины,
включая испаритель, установлены за
пределами грузового пространства.
Контейнер комплектуется
дизель-генераторной установкой мощностью
12 кВт съемного типа, которая
размещается в машинном отсеке под
холодильной машиной. Масса
контейнера, включая дизель-генераторную
установку, 3900 кг, холодильной
машины 800 кг. Холодопроизводитель-
ность машины 2900 ккал/ч при
температуре воздуха —18° С. Холодильная
машина скопонована из оборудования
и приборов, изготовляемых в ряде
стран — Япония, США, Англия,
Дания и ФРГ.
Холодный воздух подается в
камеру с торца через нижнее щелевое
окно, образованное листовым экраном,
а забирается — через верхнее
щелевое окно. Воздух распределяется по
объему грузового помещения по
каналам, образуемым грузом и
Т-образным настилом пола. Зазор между
грузом и боковыми стенками
обеспечивается сферическими выступами на
внутренней облицовке из
стеклопластика.
Испаритель оттаивается
автоматически по сигналу датчика разности
давлений воздуха до и после
испарителя. Если вследствие оседания
инея на ребрах испарителя эта
разность повышается до 8 мм вод. ст.,
вентилятор останавливается и
включается электрический нагреватель.
После оттаивания инея и повышения
температуры поверхности испарителя
датчик температуры переключает
систему на цикл охлаждения. Тот же
электрический нагреватель служит
для поддержания заданной
температуры в контейнере при перевозке
продуктов в зимнее время.
В качестве изоляционного
материала применен пенополиуретан
«Сани — Фоам» толщиной 76 мм.
Толщина теплоизоляции потолка 102 мм.
Расчетный коэффициент
теплопроводности пенополиуретана 0,018 ккал/(ч-
м-°С); средний коэффициент
теплопередачи ограждения 0,33 ккал/(ч-
м2-°С).
Конструкция контейнера
выполнена из коррозионно устойчивых
профилей и листов из алюминиевого
сплава, а конструкция машинного
отсека — из стали. Полезный объем
грузового помещения контейнера 23,5 м3.
Конструкция и двери контейнера
достаточно герметичны: инфильтрация
Рис. 2. Контейнер фи рмы «Мицубиси».
Ри с. 3. Контейнер фирмы «Ниссин».
S9
воздуха составляет 8,5 м3/ч при
разности давлений 25 мм вод. ст.
Фирма изготовляет также
аналогичный по конструкции контейнер
массой 30 т брутто.
Охлаждаемый контейнер модели
П40УГРМ массой 30 т брутто фирмы
«ИВТ» (ФРГ) оснащен холодильной
машиной с двумя параллельно
включенными агрегатами (рис. 4).
Рис. 4. Машинный отсек контейне
ра фирмы «И ВТ».
Как и в контейнере фирмы «Ни-
чимен», машина смонтирована в виде
единого съемного блока, который
крепится к торцевой наружной стенке
контейнера.
При перевозке замороженных
грузов работают оба агрегата, создавая
температуру воздуха —20ч—22° С,
для охлажденных грузов достаточно
одного агрегата. Пуск агрегатов
производится со сдвигом по времени, что
снижает нагрузку на дизель-генератор
в этот момент. Дизель-генераторный
агрегат мощностью 10 кВт занимает
нижний объем машинного отсека.
Полезный объем контейнера 51 м3,
собственная масса, включая
холодильный и дизель-генераторный
агрегаты — 6600 кг.
Конструкция контейнера
изготовлена из стали, боковые стенки, крыша
и передняя стенка — из многослойных
элементов (типа «Сэндвич»), где
наружная облицовка — из покрытой
стеклопластиком многослойной фанеры
с прослойкой алюминиевой фольги,
внутренний слой — из клееной фанеры,
покрытой стеклопластиком.
Теплоизоляция выполнена из
пенополиуретана с объемным весом
порядка 40 кг/м3. Толщина изоляции 90—
120 мм. Средний коэффициент
теплопередачи ограждений 0,25^ ккал/(ч-
м2-°С). «Сэндвичевые» элементы
собраны на болтах и герметизированы
эластичными уплотнениями. Полости
в местах стыковки элементов
заполнены пенополиуретаном. Для
изоляции пола применен пенополиуретан
с повышенной объемной массой 90 кг/м3,
отличающийся большой прочностью
на сжатие. Окраска выполнена поли-
винилхлоридным лаком.
Охлажденный воздух
распределяется в грузовом объеме через
отверстия в подшивном потолке. Дверной
проем оборудован воздушной завесой.
Фирма «ИВТ» изготовляет также
изотермические и охлаждаемые
контейнеры массой 20 т брутто
аналогичной конструкции, которые оснащаются
холодильными и
дизель-генераторными агрегатамл различных типов.
Охлаждаемый контейнер фирмы
«Финсам» | (Норвегия) массой 20 т
брутто имеет холодильную машину
с двумя компрессорами такого же
типа, что и рассмотренный выше
контейнер фирмы «ИВТ», но
отличающуюся компоновкой. Общая холодопроиз-
водительность холодильной машины
при работе двух компрессоров
2900 ккал/ч при температуре воздуха
—18° С.
Дизель-генераторная установка
съемного типа (мощность дизеля
18 л. с. и генератора — 7,5 кВт)
располагается в нижней части машинного
отсека. Конструкция контейнера
выполнена сварной из стали,
внутренняя облицовка — из алюминия или
нержавеющей стали. Полезный объем
контейнера 25,0 м3, собственная масса
3600 кг.
Фирма «Финсам» представила также
изолированный контейнер,
предназначенный для перевозки овощей и
фруктов по железным дорогам
Норвегии, который оборудован
электрической нагревательно-вентиляторной
установкой и может охлаждаться с
помощью сухого льда. Для этого у
потолка грузовой камеры, в четырех
углах, имеются карманы для загрузки
сухого льда. Контейнер имеет три
двери — в торце и с двух сторон. Это
облегчает его загрузку продуктами
и сухим льдом, но увеличивает
стоимость изготовления и теплопотери при
эксплуатации. Контейнер выполнен из
стали, его собственная масса 2500 кг,
полезный объем 29 м3.
Фирма «Финсам» производит
охлаждаемые контейнеры массой 30 т брутто
с полезным объемом 55 м3.
Фирма «Конкарго» (Англия)
представила контейнер массой 20 т брутто
с нагревательной и холодильной
установками фирмы «Галт» (Канада).
В нижней части контейнера (рис. 5)
у торцевой стенки сделан проем, в ко"
Рис. 5. Контейнер фирмы
«Конкарго». Нагревательная установка «Тер-
мотроль» выдвинута.
торый вставляется холодильная
машина с дизельным приводом или
нагревательная установка «Термотроль»,
работающая от дизель-генератора.
В отличие от других конструкций,
в этом контейнере не предусмотрена
возможность обогрева с помощью той
же холодильной машины (в зимнее
время, при перевозке фруктов и
овощей) или включения ее во внешнюю
электрическую сеть (на
судах-контейнеровозах или на контейнерных
площадках). В случае перевозки фруктов
и овощей холодильную машину с
дизельным приводом нужно заменить
нагревательной установкой, а при
транспортировке на суда
х-контейнеровозах холодильной машиной с
электроприводом. Такие установки легче,
проще и компактнее по сравнению с
обычными, но эксплуатация их
значительно сложней.
Нагревательная установка
«Термотроль» интересна тем, что использует,
помимо тепла электронагревателей,
работающих от генератора тока, тепло
дизельной установки.
В контейнере предусмотрена
возможность размещения на торце (с
наружной стороны) баллонов с
газообразным азотом для создания при
необходимости соответствующей
газовой среды.
Фирма «Конкарго» выпускает так"
же изотермические и охлаждаемые
контейнеры массой 20 и 30 т брутто
с различными системами охлаждения.
Изотермический контейнер фирмы
«Си Контейнере» (Англия) массой
20 т брутто предназначен для перевозки
скоропортящихся грузов. Его
конструкция выполнена из алюминиевых
профилей. Внутренняя обшивка имеет
сферические выступы для фиксации
расстояния между грузом и стенками
(рис. 6). Контейнеры могут также
оборудоваться системой сухоледного
охлаждения или нагревательными
установками. Фирма располагает также
охлаждаемыми контейнерами массой
30 т брутто различных типов.
60
Рис. 6. Изотермический контейнер фирмы «Си Контейнере».
Предприятие «Фригера» (ЧССР)
демонстрировало предназначенные для
контейнеров две холодильные
установки: БЙК 20/24 и БЙК 20/36 холо-
допроизводительностью соответственно
1500 и 2300 ккал/ч при температуре
воздуха —20° С с бессальниковыми
компрессорами. Конденсатор и
воздухоохладитель компонуются в одном
блоке. Оттаивание воздухоохладителя
автоматическое — по сигналу реле
времени с помощью электрических
нагревателей.
Фирма «Кравенс Хомаллой»
(Англия) сообщила об охлаждаемых
контейнерах типа ИН1000 массой 20 т
брутто. Контейнеры выполнены из
алюминия и стеклопластика,
изоляция — из пенополиуретана. Они
оснащаются комплектной холодильной
машиной или охлаждаются воздухом,
подаваемым от судовой холодильной
установки.
Проспекты на охлаждаемые
контейнеры массой|20 и 30 т брутто были
представлены фирмами «Граафф», «Ман-
несманн» и «Мафи» (ФРГ), «СНАВ»
(Франция) и «Мортео Сопрефин»
(Италия).
Наряду с контейнерами,
предназначенными для перевозки твердых
скоропортящихся продуктов, на
выставке были представлены контейнеры-
цистерны для перевозки молока фирмы
«ВЕВ» (ФРГ)* «Хугоне» (Франция)
и др. Компания «Контранс» (ФРГ)
показала электрическую отопительную
установку для наливных контейнеров,
питающуюся от собственного ?дизель-
генератора.
Широко были представлены
перегрузочные и перевозочные средства,
изготовленные в Англии, ФРГ, ЧССР,
ГДР, Болгарии, Швеции и
Финляндии. Сильное впечатление произвела
демонстрация погрузчиков,
перемещающих и устанавливающих один
на другой три контейнера массой до
30 т брутто.
Выставка вызвала большой интерес
у советских специалистов. Ее
посетило свыше 100 000 человек. Были
подписаны многочисленные торговые
соглашения с иностранными фирмами.
А. М. ХЕЛЕМСКИЙ, В. Б. ЯКОБСОН
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
621.57.042
Новые терморегулирующие вентили для фреона-12
Тартуским приборостроительным заводом разработан
унифицированный вид новых терморегулирующих
вентилей для фреона-12, предназначенных для работы в
диапазоне температур кипения от —30 до +10° С и
конденсации от 20 до 65° С.
Новый ряд включает семь типоразмеров
терморегулирующих вентилей номинальной холодопроизводитель-
ностью 6,3; 10; 16; 25; 40; 63 и 100 тыс. ккал/ч при
температуре кипения —15° С, конденсации 30° С и
переохлаждении жидкого фреона на входе ТРВ 4° С.
Вентили предназначены для стационарных установок
общего назначения, а также судовых, железнодорожных
и автомобильных установок и заменяют все ныне
выпускаемые приборы аналогичного назначения в диапазоне холо-
допроизводительностей от 7 тыс. до 100 тыс. ккал/ч,
в том числе и вентили 12ТРВ-40 и 12ТРВ-63 ранней
разработки (см. «Холодильная техника», 1971, № 4, стр. 60).
Приборы нового ряда изготовляются в одном корпусе
и отличаются размерами клапана и присоединительных
фланцев.
Основное отличие новых приборов — термосистема
с комбинированным наполнителем, обеспечивающая:
работоспособность прибора при всех возможных
соотношениях температур термобаллона и мембранной
головки вентиля;
ограничение максимального давления в термосистеме
и, тем самым, предотвращение перегрузки компрессора
при пуске отепленной машины;
сохранение приблизительно постоянной величины
перегрева во всем рабочем диапазоне температур кипения;
достаточное быстродействие термосистемы.
Резьбовое отверстие М8 предназначено для крепления
прибора к щитку или другим элементам конструкции.
Вентили могут выпускаться в исполнении У (по
климатическим условиям) для категории 2 (по месту
размещения) и исполнении ОМ для категории 5 в соответствии
с ГОСТ 15150—69. Исполнение У для категории при заказе
особо не оговаривается. Все варианты приборов по
дополнительным техническим условиям выпускаются в
экспортном исполнении.
6t
Терморегулирующий вентиль с фланцами (основной вариант поставки).
Тип ТРВ
12ТРВ-6,3
12ТРВ-10
12ТРВ-16
12ТРВ-25
12ТРВ-40
12ТРВ-63
12ТРВ-100
р
азмеры для присоединения, мм
медных труб
?>i
12,5+0'24
12,5+0'24
12,5+0'24
18,5+0'28
24,5+0'28
24>5+0.28
24,5+0'28
0*
18.5+0-28
18.5+0-28
18M+о,28
24,5+0.28
28.5+0-28
28.5+0'28
28.5+0-28
стальных труб
Oi
14E+0.24
14,5+0.24
,4,5+0.20
18|5 + 0,28
25.5+0'28
25.5+0'28
25.5+0-28
D,
18.5+0-28
18.5+0-28
18,5+0.28
25.5+0'28
32.5+0-34
32,5+0'34
32,5+0.34
Масса,
основной
вариант
поставки
2,2
2,3
не бол<
вентиль
с
фильтром
3,8
вентиль
в ЗИП
(без
фланцев)
1,6
Техническая характеристика
Диапазон температур, °С
кипения —30Ч-+10
конденсации 20—65
Диапазон настроек перегрева
начала открытия при температуре
кипения—15 °С, °С 2—8
Неравномерность, °С 5±1
Максимальное рабочее давление, кгс/см2 . . 16
Температура окружающей среды, °С . . . —45—+65
Относительная влажность при 35 СС, % . . До 100
Вентили надежно работают при любом атмосферном
давлении, качке и наклонах во все стороны, на любой
угол и с различной продолжительностью. Максимальное
значение ускорения синусоидальных колебаний в любом
направлении при вибрации с частотой от 3 до 10 Гц
численно равно полутора частотам, при вибрации 10—150 Гц
15 м/с2, при ударах (тряске) в любом направлении с
частотой от 40 до 60 в мин. — до 147 м/с2.
Вентили должны надежно работать после
воздействия пониженной до —50° С температуры окружающего
воздуха, повышенной до 100° С температуры
термобаллона, максимального ускорения при вибрации с частотой
50 Гц, равного 49 м/с2, а также после ударов
(транспортной тряски) с частотой от 80 до 120 в мин с
ускорением до 30 м/с2.
Разработанные вентили прошли полный цикл
заводских, промышленных и государственных испытаний
и рекомендованы к серийному производству.
На рисунке приведен основной вариант поставки
вентиля с элементами присоединения и капиллярной трубкой
длиной 3 м. По желанию заказчика приборы могут
поставляться без элементов присоединения с приставным
фильтром, а также с капиллярной трубкой длиной 1 5 м
Приборы поставляются с фланцами двух вариантов:
для присоединения медных или стальных труб. При
заказе фланцы для присоединения медных труб особо не
оговариваются, для присоединения стальных труб
обозначаются сокращенно «Ст».
В таблице указаны размеры D и масса различных
типов ТРВ.
Э. А. УРБАНИК—Тартурский приборостроительный завод
Б. Л. ФРИДМАН _ ВНИИхолодмаш Д'
62
Рефераты
678.004:628.84.002.5
Применение пластмасс в кожухотрубных аппаратах
шахтных кондиционеров. МУРАТОВ О. В.,
ВЕРНАДСКИЙ Ф. И., СЕНЯНСКАЯ Л. В. «Холодильная
техника», 1972, №11.
Описывается способ антикоррозионной защиты
стальных решеток теплообменников шахтных кондиционеров
композицией на основе полиэфирной смолы ПН-10 от
агрессивного действия подземных вод. Применяемый метод
прост, не требует для заливки пластмассы специального
оборудования и обеспечивает надежную защиту стальных
решеток при температуре эксплуатации до 35° С. Список
литературы — 4 названия. Иллюстраций 3.
621.565.945:536.24
О тепло- и массообмене в ребристом воздухоохладителе.
АНИЧХИН А. Г. «Холодильная техника», 1972, №11.
Приводится вывод зависимости для определения
коэффициента эффективности ребра при смоченной поверхности
обмена. Предлагается значительное упрощение расчетов
по конденсации влаги на ребре путем введения понятия
об «условной температуре по влажному термометру».
Таблиц 1. Список литературы — 3 названия.
Иллюстраций 4.
621.565.945.001.24
Уточнение методов тепловых расчетов орошаемых
поверхностных воздухоохладителей. КЛЕЙМАН В. Я.,
МИХАИЛЯНЦ М. А., СИНИЦКАЯ И. В. «Холодильная
техника», 1972, № 11.
Указано, что погрешности в «калориферном» методе
расчета орошаемых поверхностных воздухоохладителей,
возникающие от применения средней логарифмической
разности температур между воздухом и охлаждающей
водой, могут быть устранены использованием условных
температур обрабатываемого воздуха. Список
литературы— 5 названий. Иллюстраций 1.
621.57.041-213.3.001.4
Стенд для испытаний герметичных компрессоров.
ДОРОШ B.C., РЕДКОЗУБ Б. Д. «Холодильная
техника», 1972, № 11.
• Описан калориметрический стенд с калориметром-
трансформатором. Отсутствие вторичного холодильного
агента значительно уменьшило тепловую инерцию стенда
и сократило время выхода на установившийся режим.
Список литературы — 4 названия. Иллюстраций 4.
621.57.041:564.212.001.2
Индикаторный способ контроля влажности во
фреоновых герметичных холодильных машинах. МАЛ-
КИН Л. Ш., ФИЛЕНКО А. И., МОЗОЛЯКО Л. М.,
КОЛИН В. В. «Холодильная техника», 1972, № И.
Описаны устройство и принцип действия индикатора
влажности типа ИВ-7, предназначенного для оценки
влажности фреона при зарядке, влажности холодильного
оборудования при монтаже и эксплуатации и т. д. Индикатор
влажности ИВ-7 серийно изготовляется Ленинградским
специализированным комбинатом холодильного
оборудования. Таблиц 1. Список литературы—16 названий.
Иллюстраций 1.
621.565.83.037.1
Исследование системы с промежуточным
теплоносителем для отвода тепла в термоэлектрических охлаждающих
батареях. МАРТЫНОВСКИЙ В. С, СЕМЕНЮК В. А.,
ПЯТНИЦКАЯ Н. И. «Холодильная техника», 1972,
№ 11.
Описаны результаты сравнительных исследований
панельных, змеевиковых и вертикальнотрубных радиаторов
в системе с естественной циркуляцией жидкости в
замкнутом объеме, показавшие целесообразность ее применения
в условиях свободной конвекции. Наилучшими по
тепловым и массогабаритным характеристикам оказались
вертикальнотрубные радиаторы с интенсивными оребрен-
ными поверхностями теплообмена. Таблиц 1. Список
литературы — 7 названий. Иллюстраций 4.
621.564.25:536.7
Термодинамические свойства фреона-13В1. ПЕРЕ Л Ь-
ШТЕЙН И. И., АЛЕШИН Ю. П. «Холодильная
техника», 1972, №11.
Проведено экспериментальное и теоретическое
исследование термических и калорических свойств
перспективного низкотемпературного холодильного агента
фреона-13В1. Рассчитаны термодинамические свойства и
построена важная для практики диаграмма /, lg P в
диапазоне температур от —120 до 250° С и давлений до 100 бар.
Таблиц 4. Список литературы — 12 названий.
Иллюстраций 1.
637.517.4.004.12.037.5
Влияние температуры холодильной обработки и
хранения на структуру и лиофильность мышечной ткани
свинины. ВАСИЛЬЕВА Л. Д., ПИСКАРЕВ А. И.
«Холодильная техника», 1972, № 11.
Описаны результаты исследования микроструктуры
и лиофильных свойств мышечной ткани быстро
охлажденной (при —5° С) и подмороженной (при —20° С) свинины
в процессе хранения соответственно при ^0 и —2,3° С
и при последующем размораживании. Экспериментально
показано, что в процессе подмораживания свинины при
—20° С и последующего длительного B5 суток) хранения
при —2,3° С разрывов сарколеммы мышечных волокон
не происходит. Микроструктура мышечной ткани хорошо
восстанавливается при размораживании. Динамика
изменения водоудерживающей способности мышечной ткани
при ±0и —2,3° С носит аналогичный характер, но во
втором случае восстановление лиофильных свойств
замедляется на 10—15 суток. Таблиц 2. Список литературы—9
названий. Иллюстраций 5.
536.24:637.5.037.1
Теплообмен при радиационно-конвективном
охлаждении мяса. ГЕРАСИМОВ Н. А., РУМЯНЦЕВ Ю. Д.
«Холодильная техника», 1972, № 11.
Исследовано влияние лучистой составляющей
теплового потока на теплообмен при охлаждении
цилиндрических моделей из водного геля агар-агара при различных
температурах и скоростях движения воздуха. Приведены
расчетные зависимости, полученные в результате
экспериментальных исследований. Список литературы — 8
названий. Иллюстраций 2.
621.565.92:658.6/.9@83.7)
Государственный стандарт на холодильные торговые
шкафы. ВВЕДЕНСКИЙ Ю. И., ДОЗОРЦЕВ В. Я-, ЧАН-
ТУРИЯ В. М. «Холодильная техника», 1972, № 11.
Дано обоснование выбора в качестве определяющего
параметра стандартизуемых холодильных торговых
шкафов общего внутреннего объема шкафа. Принятый
параметрический ряд позволяет в основном сохранить
сложившуюся номенклатуру выпускаемых промышленностью
шкафов и унифицировать основные элементы шкафа.
541.12.012.5:621.564
Экспериментальное исследование равновесия
жидкость — жидкость в системе аммиак — фреон-12.
ЧАЙКОВСКИЙ В. Ф., КУЗНЕЦОВ А. П., ВОЛОБУЕВ И. В.
«Холодильная техника», 1972, № И.
Приведены результаты экспериментального
исследования равновесия жидкость — жидкость в системе
аммиак— фреон-12. Описаны экспериментальный стенд и
методика исследования. Установлено, что кривая
растворимости системы аммиак — фреон-12 имеет верхнюю
критическую точку. Определены критические параметры.
Проведена оценка точности эксперимента. Таблиц 1.
Список литературы — 6 названий. Иллюстраций 3.
63
CONTENTS
50th Anniversary of Formation of USSR
M. I. Fomenko. Development of Refrigeration Facilities of
Belmyasorybtorg System 1
L. Ganzha. Refrigeration Facilities of Ministry of Trade
of Moldavian SSR 3
Z. E. Fishkin. Development of Ice Cream Production in
Union and Autonomous Republics 4
0. V. Muratov, F. I. Bershadsky, L. V. Senyanskaya.
Utilization of Plastics in Shell-And-Tube Apparatuses
of Mine Air Conditioners * 6
A. G. Anichkhin. Heat and Mass Exchange in Finned Air
Coller 8
V. Y. Kleiman, M. A. Mikhailyants, I. V. Sinitskaya.
Specification of Methods of Thermal Calculations for Sprayed
Surface Air Coolers 13
V. S. Dorosh, B. D. Redkozub. Stand for Testing Hermetic
Compressors 14
L. S. Malkin, A. I. Filenko, L. M. Mozolyako, V. L. Kolin.
Indicator Method of Humidity Control in Hermetic Freon
Refrigerating Machines 17
V. S. Martynovsky, V. A. Semenyuk, ^N. I. Pyatnitskaya.
Investigation of System with Intermediate Heat Transfer
Medium for Heat Drain in Thermoelectric Cooling
Batteries 19
1. I. Perelstein, U. P. Aleshin. Thermodynamic Properties
of Freon-13BI 23
L. D. Vasilyeva, A. I. Plskarev, Influence of Temperature
of Refrigeration Treatment and Storage on Structure
and Lyophilic Properties of Pork Muscular Tissue ... 28
N. A. Gerasimov, U. D. Rumyantsev. Heat Exchange at Ra-
diation-Convective Chilling of Meat 31
New Sid.tidd.Fds
U. I. Vedensky, V. Y. Dozortsev, V. M. Chanturiya. State
Standard for Commercial Refrigerated Cabinets ... 34
Discussion
M. E. Lurye. Improvements of Technical Documentation
for Assembly of Pipelineslfor;Refrigerating Plants ... 36
Letter to Editor
E. G. Krainev. On Article ,,Optimum Temperature Drops in
Evaporators and CondensersШ Refrigerating Machines" 38
ASSISTANCE FORlECONOMIC EDUCATION
R. V. Varganova. Introduction of System of Economic
Stimulation at Enterprises |of Belmyasorybtorg 39
NEW INVENTIONS 40, 45
FROM DISSERTATIONS
V. F. Chaikovsky, A. P. Kuznetsov, I. V. Volobuyev .
Experimental Investigation ;of Liquid-Liquid Equilibrium
in Ammonia-Freon-12 ^System 41
A. D. Mustafayev, M. D. Makhmudov, • D. A. Kerimov,
M. E. Dolginova. Selection of Optimum Composition
for Joining Thin-Walled Pipes in Apparatuses of Small
Refrigerating Machines 43
PRACTICE EXCHANGE
U. A. Polyakov, A. S. Kucherov. New Stand for Charging
Refrigerating Units ,with Freon 46
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
I. A. Pavlova, U. Y. Senyagin, U. I. Kolotij, A. P. Blest-
nitsky, V. S. Matskln, Y. M. Zilberberg, V. P. Irzhev-
sky, V. V. Vasyutovlch. Assembly of Instruments and
Devices of Refrigerating Automation 48
MISCELLANY
First All-Union Scientific Technical Conference on
Refrigerating Machine-Building 54
USSR Foreign Trade of Refrigerating Equipment and
Perishable Foods in 1971 57
„CONTAINERS-72"
A. M. Khelemsky, V. B. Yakobson. Refrigerated and
Insulated Containers at ^Specialized Foreign Exhibition
in Leningrad , 58
REFERENCE DATA
E. A. Urbanik, B. L. Fridman. New Thermostatic
Expansion Valves for Freon-12 6j
Summaries g3
СОДЕРЖАНИЕ
К 50-летию образования СССР
М. И. Фоменко. Развитие^холодильного хозяйства системы
Белмясорыбторга " 1
Л. Ганжа. Холодильное хозяйство системы Министерства
торговли Молдавской ССР 3
3. Е. Фишкин. Развитие производства мороженого в
союзных и автономных республиках 4
О. В. Муратов, Ф. И. Бершадский, Л. В. Сенянская.
Применение пластмасс в кожухотрубных аппаратах
шахтных кондиционеров 6
A. Г. Аничхин. О тепло- и массообмене в ребристом
воздухоохладителе и* ¦ 8
B. Я. Клейман, М. А. Михайлянц, И. В. Синицкая. Уточнение
методов тепловых расчетов орошаемых поверхностных
воздухоохладителей 13
P.JC. Дорош, Б. Д. Редкозуб. Стенд для испытаний
герметичных компрессоров 14
Л. Ш. Малкин, А. И. Филенко, Л. М. Мозоляко, В. Л. Ко-
лин. Индикаторный способ контроля влажности во
фреоновых герметичных холодильных машинах 17
В. С. Мартыновский, В. А. Семенюк, Н. И. Пятницкая.
Исследование системы с промежуточным
^теплоносителем для отвода тепла в термоэлектрических
охлаждающих батареях 19
И/И. Перельштейн, Ю. П. Алешин. Термодинамические
свойства фреона-13В1 23
Л. Д. Васильева, А. И. Пискарев. Влияние температуры
холодильной обработки и хранения на структуру и ли-
офильность мышечной ткани свинины 28
Н. А. Герасимов, Ю. Д. Румянцев. Теплообмен при ра-
диационно-конвективном охлаждении мяса .... 31
Новые стандарты
Ю. И. Введенский, В. Я. Дозорцев, В. М. Чантурия.
Государственный стандарт на холодильные торговые
шкафы 34
В ^порядке обсуждения
М. Е. Лурье. Совершенствование технической
документации на монтаж трубопроводов холодильных
установок 36
Письмо в редакцию
Е. Г. Крайнев. Ойстатье>Оптимальные перепады температур
в испарителях и конденсаторах холодильных машин» 38
В ПОМОЩЬ ИЗУЧАЮЩИМ ЭКОНОМИКУ
Р. В. Варганова. Внедрение системы экономического
стимулирования на предприятиях Белмясорыбторга ... 39
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ 40,45
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
В. Ф. Чайковский, А. П. Кузнецов, И. В. Волобуев.
Экспериментальное i исследование равновесия жидкость —
жидкость в системе аммиак — фреон-12 41
А. Д. Мустафаев, М. Д. Махмудов, Д. А. Керимов, М. Е. Дол-
гинова. Выбор оптимального состава композиции для
соединения тонкостенных трубок в аппаратах малых
холодильных машин 43
ОБМЕН ОПЫТОМ
Ю. А. Поляков, А. С. Кучеров. Новый стенд для
заполнения холодильных агрегатов фреоном 46
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ а i 4
И. А. Павлова, Ю. Я. Сенягин, Ю. И. Колотий, А. П. Блест-
ницкий, В. С. Мацкин, Я. М. Зильберберг, В. П. Иржев-
ский, В. В. Васютович. Монтаж приборов и средств
холодильной автоматики 48
ХРОНИКА
Первая Всесоюзная научно-техническая конференция по
холодильному машиностроению 54
Внешняя торговля СССР холодильным оборудованием и
скоропортящимися продуктами в 1971 г 57
«КОНТЕЙНЕРЫ-72»
А. М. Хелемский, В. Б. Якобсон. Охлаждаемые и
изотермические контейнеры на иностранной
специализированной выставке в Ленинграде 58
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Э. А. Урбаник, Б. Л. Фридман. Новые терморегулирующие
вентили для фреона-12 61
рефераты 63
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора), Л. Д. Акимова
(зам главного редактора), Н. Д. Абрамов, А. В. Быков, П. В. Васильев, Б. С. Вейнберг, И. М. Гиндлин, доктор техн. наук,
проф. А. а. 10ГОЛИН, И. М. Калнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. И. Каухчешвили, Н. П. Коновалов, доктор техн.
наук, проф. в. и Мартыновский, М. Н. Мертешов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко, доктор техн. наук, проф. Г. Б. Чижов,
М. М. Шаповаленко, доктор техн. наук А. П. Шеффер, доктор техн. наук В. Б. Якобсон
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34 доб. 49
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Издательство «Пищевая промышленность»
Т-19104. Сдано в набор 14/Х 1972 г. Подп. к печ. 9/XI 1972 г. Объем 4,0 п. л. Уч.-изд. л. 7,73
Усл. л. 6,72 Формат 84хЮ8»/и. Тираж 16 960 экз. Заказ 1880 Цена 50 коп.
Чеховский полиграфкомбинат Главполиграфпрома Государственного Комитета Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли г. Чехов Московской области