ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА
МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И КОНСТРУКТОРСКО-
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
ИНСТИТУТ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА ИЗДАТЕЛЬСТВО -ЛЕГКАЯ И ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ-
1984
ИЗДАЕТСЯ С1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
CONTENTS
РЕШЕНИЯ XXVI СЪЕЗДА КПСС — В ЖИЗНЬ!
Бригадной форме организации и стимулирования труда —
У широкое внедрение!
- Гончаров А. А. Повышать эффективность бригадной формы
организации и стимулирования труда
Реализация Продовольственной программы СССР —
важнейшая задача пятилетки
Смирнов Н. В. Эффективное использование местных
сырьевых ресурсов для производства мороженого
За экономию топливно-энергетических ресурсов
Везиришвили О. Ш. Характеристики парокомпрессионных
холодильных машин в режиме теплонасосных установок
Курганский Г. Н. Использование тепловых насосов для
термоподготовки воды в комплексном хозяйстве марикуль-
туры
НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
Иванов О. П., Немировская В. В., Терещенко В. И.,
Федяшов А. В. Эффективные аппараты воздушного
охлаждения для малых холодильных машин и транспортных
кондиционеров
Милованов В. И. Оптимизация допусков деталей
холодильных герметичных поршневых компрессоров
Антоненко В. А., Барабаш П. А., Мужилко А. А.
Теплообмен при кипении хладагентов R11 и R12 на
пористых поверхностях
Житомирский И. С, Фенченко В. Н., Шпарбер П. А.,
Шрайман А. Л. Экономико-математическое
моделирование и оптимизация процесса замораживания
водоносных пород жидким азотом
Бобров Д. М., Лаухин Ю. А., Горбенко В. П., Евчен-
ко В. И. Аппараты пульсационного охлаждения газа
Ротгольц Е. А. Определение потерь от усушки в камерах
хранения замороженного мяса
Иванова Р. П., Сергеева Е. Л., Жовнер Е. В. О влиянии
изменения температуры на качество замороженного
мяса при хранении
В порядке обсуждения
Атеф Сайд Амер, Чумак И. Г. К обоснованию применения
воздушной системы охлаждения в камерах хранения не-
затаренных замороженных грузов
Стандарты и качество
Корешков В. Н., Жокина 3. И., Гуслянников В. В. О
применении новых норм усушки
ОБМЕН ОПЫТОМ
Сенягин Ю. Я., Баев В. П., Алмазов В. Н.
Воздушно-испарительный конденсатор ФК.-120
Авдеев О. Ф. Солнцезащита кровли холодильника
Тбилисского мясокомбината
- ОХРАНА ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Соломаха Ю. К. Профессиональное мастерство и
дисциплина — залог безаварийной эксплуатации
холодильных установок
ИЗОБРЕТЕНИЯ 37, 49, 53,
ХРОНИКА
Всесоюзное совещание в Воронеже
К 80-летию Бориса Адольфовича Минкуса
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Фильчакова Н. Н. Из докладов комиссии С2 на XVI
Международном конгрессе по холоду
В СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ СТРАНАХ
Вратил А., Коуделка Л. Воздухоохладители типа CHV
«Холод- 84»
Международная выставка в Вильнюсе
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Малахова М. А., Федюнина Р. П. Холодильные
поршневые бессальниковые компрессоры 1ПБ14, 1ПБ20, 4ПБ14,
4ПБ20 60
РЕФЕРАТЫ 63
12
17
22
25
29
33
36
38
42
44
45
52
53
54
57
59
DECISIONS OF XXVI CONGRESS OF CPSU-INTO LIFE!
Wide Introduction of Brigade Form of Labour Organization
and Incentive!
Goncharov A. A. Increase of Effectiveness of Brigade Form
of Labour Organization and Incentive 2
Realization of Food Program of USSR-Most Important Task
of Five-Year Plan
Smirnov N. V. Effective Utilization of Local Raw Material
Resources for Ice Cream Production 4
For Economy of Fuel-Energy Resources
Vezirishvili O. S. Characteristics of Vapour-Compression
Refrigerating Machines Under Regime of Heat-Pump
Plants 7
Kurgansky G. N. Utilization of Heat Pumps for Thermal
Preparation of Water in Complex Mariculture Econom 9
SCIENCE, ENGINEERING, TECHNOLOGY
Ivanov O. P., Nemirovskaya V. V., Tereshchenko V. I.,
Fedyashov A. V. Effective Air-Cooled Apparatuses for
Small Refrigerating Machines and Transport Air
Conditioners 12
Milovanov V. I. Optimization of Tolerances in Parts of
Refrigerating Hermetic Reciprocating Compressors 17
Antonenko V. A., Barabash P. A., Muzhilko A. A. Heat
Exchange at Boiling of Refrigerants Rll and R12 on
Porous Surfaces 22
Zhitomirsky I. S„ Fenchenko V. N., Shparber P. A., Shrai-
man A. L. Economic-Mathematical Simulation and
Optimization of Freezing Process in Water-Bearing Rock by
Liquid Nitrogen 25
Bobrov D. M., Laukhin U. A., Gorbenko V. P., Evchenko V. I.
Apparatuses for Pulse Cooling of Gas 29
Rotgolts E. A. Determination of Shrinkage Losses in Frozen
Meat Cold Rooms 33
Ivanova R. P., Sergeyeva E. L., Zhovner E. V. Effect of
Temperature Change on Frozen Meat Quality During
Storage 36
For Discussion
Atef Said Amer, Chumak I. G. On Substantiation of
Utilizing Air Cooling in Cold Rooms With Non-Packaged
Frozen Cargo 38
Standards and Quality
Koreshkov V. N., Zhokina Z. I., Guslyannikov V. V.
Application of New Shrinkage Norms 42
PRACTICE EXCHANGE
Senyagin U. Y., Bayev V. P., Almazov V. N.
Air-Evaporative Condenser FK-120 44
Avdeyev O. F. Solar Radiation Protection of Cold Store Roof
at Tbilisi Meat-Packing Combine 45
LABOUR PROTECTION AND SAFETY PRECAUTIONS
Solomakha U. K. Professional Mastery and
Discipline-Guarantee of Troublefree Operation of Refrigerating Plants 47
INVENTIONS 37, 49, 53, 56
MISCELLANY
АН-Union Conference in Voronezh 52
80th Birthday of Boris Adolfyevich Minkus 53
AT INTERNATIONAL INSTITUTE OF REFRIGERATION
Filchakova N. N. From Papers of Commission C2 at XVI
International Congress of Refrigeration 54
IN SOCIALIST COUNTRIES
Vratil A., Koudelka L. Air Coolers, Type CHV 57
'Kholod-84'
International Exhibition in Vilhius 59
REFERENCE DATA
MaSakhova M. A., Fedyunina R. P. Refrigerating
Reciprocating Semihermetic Compressors 1PB14, 1PB20, 4PB14,
4PB20 60
Summaries 63
(g) Издательство «Легкая и пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1984 г.

За экономию топливно-энергетических ресурсов
УДК 621.574:621.577
ХАРАКТЕРИСТИКИ
ПАРОКОМПРЕССИОННЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
В РЕЖИМЕ ТЕПЛОНАСОСНЫХ
УСТАНОВОК
Канд. техн. наук О. Ш. ВЕЗИРИШВИЛИ
Комплексное теплохладоснабжение
технологических процессов и систем
кондиционирования воздуха на базе
теплонасосных установок (ТНУ)
является новым перспективным и
экономически эффективным направлением
при решении вопросов
рационального использования
топливно-энергетических ресурсов [1].
Автором разработаны, исследованы и
внедрены комплексные системы тепло-
хладоснабжения технологического [3,
4, 5] и коммунального [6] назначения
на базе серийно выпускаемых паро-
компрессионных агрегатов,
действующих в режиме ТНУ. Опытная
эксплуатация указанных систем
подтвердила, что внедрение ТНУ позволяет
сэкономить 30—70 % органического
топлива, расходуемого на
теплохладоснабжение, исключить возможность
загрязнения окружающей среды,
утилизировать вторичные энергоресурсы
промышленных предприятий, вовлечь в
топливно-энергетический баланс
нетрадиционные возобновляемые
низкотемпературные источники тепла,
комплексно обеспечивать теплом и холодом от
одной ТНУ как коммунальные объекты,
так и технологические процессы,
снизить затраты на единицу
выпускаемой продукции и повысить ее качество.
Исследования парокомпрессионных
агрегатов различных типов и
протекающих в них процессов, а также
гпервый опыт эксплуатации дали
возможность установить теплотехнические,
объемные, энергетические и
конструктивные характеристики компрессоров,
работающих на различных
хладагентах в режиме ТНУ, охватывающем
интервал температур кипения *0=
=—5-7-15 °С и конденсации fK=50-=-
-г-90°С.
Согласно методике [2], основой
анализа объемных и энергетических
характеристик ТНУ является разделение
потерь по видам и их
сопоставление [7]. При определении
энергетических характеристик ТНУ было
принято, что мощность затрачивается на
повышение давления пара хладагента
и на преодоление потерь
(гидравлических, от внутренних перетечек пара и
механических), при определении
объемных характеристик ТНУ — что расход
пара хладагента, поступающего в
компрессор, зависит от потерь
давления и подогрева пара на подступах
к рабочей полости, утечек из
полости сжатия, обратного расширения
пара из мертвого пространства.
Проведенный анализ выявил
тенденции изменения преобладающих потерь
компрессоров в зависимости от
режима работы, производительности и
конструкции, что позволило на основе
расчетных параметров определить пути
совершенствования ТНУ и области их
оптимального применения для тепло-
хладоснабжения технологических и
комфортных систем кондиционирования
воздуха (СКВ). При этом особенно
четко подтвердилась необходимость
понижения гидравлических
сопротивлений клапанов при всасывании пара
высокой плотности. Установлено, что
значительно меньше потери у
клапанов, открывающихся непосредственно в
цилиндр, а индикаторный коэффициент
г\ компрессоров ФУУ-400/1,2 с
«язычковыми» клапанами выше, чем у
компрессоров ФУУ-80 с «пятачковыми»
клапанами, на 5—10 %. На
основании результатов этих исследований
разработаны рекомендации по
совершенствованию клапанной группы
поршневых компрессоров.
Одним из путей повышения
энергетической эффективности ТНУ
является применение внутренней регенерации
и переохлаждение конденсата.
Охлаждение жидкого хладагента перед
регулирующим вентилем до температуры
кипения /о резко уменьшает потери в
регулирующем вентиле. Поэтому нами
рекомендовано переохлаждать
хладагент после конденсатора в
технологических аппаратах.
Опытами доказана также
необходимость установления дополнительного
регенеративного теплообменника,
обеспечивающего повышение перегрева
всасываемого пара хладагента, что
приведет к увеличению коэффициента по-
7

10 15 20 25 30 55 W 45 50tnep?C
Рис. 1. Зависимость коэффициента подачи
ДА, компрессора ТНУ от температуры перегрева
всасываемого пара /пер
дачи А, на 3—7 % (рис. 1) Как
показал анализ полученных
экспериментальных значений, при понижении
температуры кипения эффективность
перегрева в регенеративном цикле
возрастает, что хорошо согласуется с
теоретическими разработками Л. М. Розен-
фельда [8].
Перегрев пара перед его
всасыванием компрессором увеличивает
коэффициент подачи вследствие того, что
в этом случае теплообмен между
стенками цилиндра и хладагентом
уменьшается. Вместе с тем коэффициент
теплоотдачи от стенок цилиндра к
перегретому пару меньше, чем к
влажному. При достаточно большом
перегреве всасываемого пара значения
коэффициентов паровых компрессоров
приближаются к значениям
коэффициентов газовых компрессоров.
Дополнительный эффект от перегрева пара
используется в регенеративном цикле
для охлаждения жидкости перед
регулирующим вентилем.
Конструктивное совершенство
компрессора оценивается коэффициентом
подачи X и энергетическим
коэффициентом T|j.
На рис. 2 и 3 приведены
объемные и энергетические характеристики
исследованных нами компрессоров при
работе в режиме ТНУ.
Для проектирования СКВ с ТНУ
необходимо иметь математическое
выражение коэффициента преобразования
Фд. Нами впервые сделана попытка
представить фд в виде функций от
—^-—и комплекса, содержащего кри-
терий Клаузиуса, характеризующего
свойства хладагентов. В результате
получена формула, позволяющая оце-
8
Otff\ 1 1 1 1 1 1 1
2 5 4 5 6 7 врк/р0
Рис. 2. Зависимость коэффициентов подачи \
компрессоров ТНУ от отношения давлений
Рк/Ро:
1 __ ФУУ-400/2 (R142); 2 — ФУУ-400/1 (R12 и R142); 3 —
<I>yy-80(R12)
Рис. 3. Зависимость энергетического
коэффициента r\t компрессоров ТНУ от отношения
давлений рк/р0:
1 — ФУУ-400/2 (R142); 2 — ФУУ-100/1 (R12 с R142); 3 —
ФУУ-80 (R12)
Рис. 4. Зависимость действительного
коэффициента преобразования фд от режима работы ТНУ:
О — R12; • — смесь R12 с R142; X — R142
нить значение действительного
коэффициента преобразования <рд в
диапазоне изменения температур кипения
t0=—5-МО °С и конденсации tK=
= 50-=-90°С:
М2 *
где гк — удельная теплота фазового
превращения при конденсации;
ср— удельная теплоемкость.
На рис. 4 представлена
обобщенная зависимость действительных
коэффициентов преобразования для
хладагентов R12, R142 и их смеси в
соотношении 3:1 от режима работы ТНУ.
Полученные зависимости вошли в ряд
инженерных методик, которые дают
возможность на проектной стадии опре-

делять тепло- и холодопроизводитель-
ность, потребляемую мощность СКВ с
ТНУ, а также ожидаемые годовые
расходы энергии на систему.
Обобщение результатов
исследований позволило рекомендовать заводам-
изготовителям следующие направления
совершенствования конструкции
серийных парокомпрессионных агрегатов,
предназначенных для работы в
режиме ТНУ: улучшение гидродинамических
характеристик всасывающих клапанов,
рациональная организация отвода
нагнетаемого пара во внешней
коллектор, укомплектование парокомпрессион-
^ных агрегатов дополнительными
регенеративными теплообменниками и
переохладителями конденсата. Указанные
конструктивные изменения обеспечат
улучшение объемных и энергетических
характеристик парокомпрессионных
агрегатов на 7—9 % и повышение их
эксплуатационной надежности.
Список использованной литературы
1. Везиришвили О. Ш. К вопросу
повышения эффективности теплонасосных
установок.— Научные труды ГПИ им. В. И.
Ленина, 1977, вып. 5 A96), с. 68—79.
2. ВезиришвилиО. Ш. Методика
определения объемных и энергетических
характеристик парокомпрессионных теплонасосных
установок.— Научные труды ГПИ им. В. И.
Ленина, 1980, вып. 7 B28), с. 107—112.
3. Везиришвили О. III. Пути сокращения
энергозатрат на чайных фабриках при
комплексном применении теплонасосных
установок.— Холодильная техника, 1984, № 3,
с. 11—15.
4. Везиришвили О. Ш. Экспериментальное
исследование теплонасосной установки,
работающей на смеси R12 и R142.—
Холодильная техника, 1980, № 8, с. 7—9.
5. Везиришвили О. Ш. Эксплуатационные
показатели теплонасосной установки с
компрессором ФУУ-400/2 на фреоне 142.— В кн.:
Проектирование систем теплохладоснабжения.
М.: Энергоиздат, 1977, с. 122—130.
6. Гомелаури В. И., ВезиришвилиО. Ш.,
Унгиадзе Н. М. Перспективы применения
L теплонасосных установок на курортах Чер-
Y номорского побережья.— Холодильная
техника, 1979, № 7, с. 15—18.
7. К а л и и и ь И. М. Анализ энергетических
потерь холодильных компрессоров.—
Холодильная техника, 1982, № 4, с. 8—1_5,
8. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г.
Холодильные машины и аппараты. М.: Госторг-
издат, I960* 656 с.
УДК 621.577
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ
ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ
ДЛЯ ТЕРМОПОДГОТОВКИ ВОДЫ
В КОМПЛЕКСНОМ ХОЗЯЙСТВЕ
МАРИКУЛЬТУРЫ
Г.Н. КУРГАНСКИЙ
При возрастающих потребностях
населения в продуктах питания
снижение естественных запасов морских
животных и водорослей приводит к
необходимости искусственного их
воспроизводства. Разведение ,и выращивание
морских организмов в искусственных
(заводских) или естественных условиях
(марикультура) известно давно.
Широкие возможности для развития
марикультуры в СССР имеет
дальневосточный регион: благоприятный
климат, значительный выбор объектов
разведения, наличие рек, заливов и бухт,
где возможно размещение морских
плантаций и береговых сооружений.
Поэтому в Южном Приморье в
начале 70-х годов были созданы
первые морские плантации по
разведению ламинарий японской (морской
капусты), гребешка приморского и
устрицы. Урожаи этих хозяйств
достаточно велики. Например, сбор морской
капусты на отдельных участках
превышает 10 кг/м2. Вместе с тем
ведение морского хозяйства по типу
сельского влечет за собой ряд
трудностей, связанных с сезонным
характером работ и большими затратами
на строительство и эксплуатацию.
Наиболее рациональным является
создание комплексного хозяйства
марикультуры.
.Выращивание морских организмов в
заводских условиях только на ранних
стадиях развития с дальнейшим
выпуском в естественные водоемы или
на морские плантации и
объединение в последовательную цепочку
процессов разведения нескольких
объектов дают возможность круглогодично
использовать оборудование й
трудовые ресурсы. Соединение
искусственного воспроизводства с цехом
первичной переработки продукции позволяет
без дополнительных перевозок получать
готовую продукцию или
полуфабрикаты.
Обычно строительство хозяйств
марикультуры связано с наличием
источников воды требуемого качества и
незагрязненных участков моря с до-
9

статочной кормовой базой. Поэтому они
зачастую удалены от населенных
пунктов и лишены линий
централизованного энергоснабжения. Поскольку
температура воды — один из главных
факторов, влияющих на темп роста
животных и водорослей [5], основой
заводов являются системы водо- и
термоподготовки. Под термоподготовкой
подразумевается нагрев или
охлаждение воды, которая подается к
выращиваемым объектам.
Термоподготовка воды — один из
наиболее энергоемких процессов в
хозяйствах марикультуры [3]. В
настоящее время для этой цели
применяются котельные на твердом или
жидком топливе или, в редких случаях,
используется тепло, сбрасываемое с
тепловых электростанций иди
геотермальных источников. При
одновременном разведении нескольких объектов
нередко требуется в одно и то же
время и нагрев, и охлаждение воды,
подаваемой в различные вырастные
системы. Совместная работа
котельных и холодильных установок не
рациональна. Кроме того, высокие
санитарные требования к качеству воды
исключают ее загрязнение
собственными технологическими установками.
Все это создает предпосылки для
поиска новых технических решений по
применению более экономичных
методов преобразования энергии.
Определенный интерес в этом плане
представляют системы термоподготовки
воды на базе теплонасосных
установок (ТНУ). ТНУ позволяют
использовать вторичные ресурсы и за счет
этого снижать в 1,5—4 раза прямые
затраты энергии, а также избегать
загрязнения среды, имеющего место при
традиционных методах
термоподготовки (с применением котельных на
твердом или жидком топливе).
Однако широкое внедрение ТНУ в
хозяйствах марикультуры сдерживается
отсутствием простых для реализации
технических решений.
В Тихоокеанском
научно-исследовательском институте рыбного хозяйства
и океанографии (ТИНРО) разработана
ТНУ (хладагент R12),
принципиальная схема которой приведена на рис. 1.
Одна такая ТНУ может обслуживать
несколько установок для
выращивания объектов [1, 4]. В каждой из
них вода с помощью насоса 3 ре-
циркулирует по контуру: вырастные
бассейны, блок очистки воды от про-*
дуктов жизнедеятельности разводимых
объектов, блок управления
температурным режимом, блок регулирования
солености, блок управления газовым
режимом [2].
Блок управления температурным
режимом включает в себя спиральный
теплообменник, где вода нагревается
(или охлаждается) нагретым (или
охлажденным) теплоносителем. При
поступлении нагретого теплоносителя в
теплообменник доступ холодному
закрыт. Нагретый теплоноситель
циркулирует по контуру: емкость 7, насос
8, теплообменные аппараты блока
управления температурным режимом 4,
конденсатор ТНУ, а охлажденный —
по контуру: емкость 9, насос 10,
теплообменные аппараты блока
управления температурным режимом 49
испаритель ТНУ. При необходимости ТНУ
можно укомплектовать несколькими
тепловыми насосами.
Тепловой насос (рис. 2) в
зависимости от потребности может работать
в режиме нагрева или охлаждения,
или в комбинированном режиме —
[™*&
11
hit
Lq
7
щ
8 1
I t
Г
_J L.
т
i
9
га
! w
Рис. 1. Принципиальная схема применения ТНУ
для термоподготовки воды в марикультуре:
/ — вырастные бассейны; 2 — блок очистки воды; 3, 8, 10 —
циркуляционные насосы; 4 — блок управления температурным
режимом; 5 — блок регулирования солености воды; 6 — блок
управления газовым режимом; 7 — емкость с нагретым
теплоносителем; 9 — емкость с охлажденным теплоносителем; // —
ТНУ
10

Рис. 2. Принципиальная технологическая схема,
теплового насоса:
КМ — компрессор; К — конденсатор; И — испаритель; KB —
воздушный конденсатор; Р — ресивер; С1—С9 — соленоидные
i вентили; РВ-1, РВ-2 — терморегулирующие вентили; РДВ,
РДН — реле высокого и низкого давления
при одновременном нагреве и
охлаждении. В качестве источника
низкопотенциальной энергии используют
воздух или морскую воду.
В предлагаемой схеме для отбора
тепла от источника
низкопотенциальной энергии включен воздушный
конденсатор, который выполняет роль
испарителя при работе по схеме
теплового насоса и конденсатора — при
работе по схеме холодильной
машины. Реверсирование потоков
хладагента осуществляется с помощью
соленоидных вентилей или
переключателей. ТНУ работает во всех режимах
по общеизвестному принципу.
Включение ее элементов при работе в том или
ином режиме приведено в таблице.
Такая система термоподготовки воды
с использованием ТНУ внедрена на
экспериментальной базе марикультуры
ПО «Приморрыбпром» в опытном
цехе по выращиванию рассады морской
капусты и молоди лососевых.
ТНУ состоит из двух
компрессионных тепловых насосов, выполненных
по представленной на рис. 2 схеме на
базе холодильных машин МВТ18-1 и
конденсаторов КТр-35. Для
реверсирования потоков хладагента R12
использованы соленоидные вентили: перед тер-
морегулирующими вентилями —
СВМ-15, на нагнетательных
трубопроводах — СВМ-25 и на
всасывающих трубопроводах — СВМ-40.
Технологическая схема позволяет
включить в работу тепловые насосы
по отдельности и параллельно.
Управление термоподготовкой воды
осуществляется логическим блоком,
который обеспечивает включение в работу
отдельных элементов в зависимости
от разности температур (заданной
и фактической) в емкостях 7 и 9 (см.
рис. 1). В емкости 7 поддерживается
температура 35—37 °С, а в емкости
9 — 4—6 °С. Это обеспечивает
возможность управления температурным
режимом в диапазоне от 10 до 25 °С
в десяти установках для выращивания
с рабочим объемом воды 200 м3.
Первая очередь цеха успешно
эксплуатируется с августа 1982 г. Рабочие
характеристики установки для
термоподготовки воды на базе ТНУ в
различных режимах были получены
экспериментально и в процессе
промышленного выращивания рассады морской
капусты. При этом температура
теплоносителя перед испарителями ТНУ
изменялась от 5 до 10 °С; перед
конденсаторами — от 30 до 35 °С, температура
воздуха на входе в конденсатор —
от 15 до 35 °С.
Действительную теплопроизводи-
тельность насоса QK, кВт, определяли
по теплу, переданному в конденсаторе:
Ук—cwfjWK\':wK2 *wk\)>
(i)
где cw — теплоемкость воды, кДж/(кг» К);
GWK — количество воды, циркулирующей
через конденсатор, кг/с;
tWKl, tWK2 — температура воды соответственно
на входе и выходе конденсатора, °С.
Действительная холодопроизво-
дительность насоса Q0 (кВт)
определялась по теплу, отнятому в
испарителе:
Qo—cwGWVi{tWH2—*tt,Hi)»
B)
Режимы
работы
Нагрев
Охлаждение
Одновременный
нагрев и
охлаждение
КМ
+
+
+
К
+
—
+
и
—
+
+
KB
+
+
—
Обозначение элементов схемы
С1
+
—
+
С2
—
+
+
сз •
+
+
С4
+
—
С5
+
—
С6
+
—
С7
—
+
С8
—
+
С9
+
—
+
11

где GWVi — количество воды, циркулирующей
через испаритель, кг/с;
/ши1, tWH2 — температура воды соответственно
на входе и выходе испарителя, °С.
Поскольку при выращивании рассады
морской капусты требуется вода с
невысокой температурой, ТНУ большую
часть времени работали в режиме
охлаждения.
По результатам измерений были
получены следующие средние
коэффициенты преобразования энергии при
работе:
в режиме охлаждения
Qo
1,7;
в режиме нагревания
'"'нагр '
_0к_
= 2,6;
C)
D)
в комбинированном режиме
8комб= ""If = 5,6,
E)
гЛе #охл>^нагр>
ЛГкомб — мощность,
затрачиваемая соответственно при
работе в режиме
охлаждения, нагревания и
комбинированном, кВт.
Список использованной литературы
1. А. с. 653489 (СССР).
2. А. с. 1017241 (СССР).
3. Курганский Г. Н. К вопросу оптимизации
энергозатрат на термоподготовку воды в мари-
культуре. — Известия ТИНРО, 1979, т. 103,
с. 120—125.
4. Проскуренко И. В., Нарыгин О. А.,
Курганский Г. Н. Технология водопод-
готовки комплексного хозяйства марикульту-^
ры. — Рыбное хозяйство, 1981, Mb 12, с. 20—23.
5. Shelbourn I.E. — Canadian technical report
of fisheries and aquatic sciences, 1980, № 937.
ТЕХНОЛОГИЯ
УДК Ь28.84:621.565.94.001.24.001.5
ЭФФЕКТИВНЫЕ АППАРАТЫ
ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
ДЛЯ МАЛЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
И ТРАНСПОРТНЫХ
КОНДИЦИОНЕРОВ
Д-р техн. наук, проф. О. П. ИВАНОВ,
В. В. НЕМИРОВСКАЯ, В. И. ТЕРЕЩЕНКО,
А. В. ФЕДЯ ШОВ
Теплообменные аппараты,
составляющие 2/3 массы кондиционера
транспортного средства, являются основными
узлами, определяющими его массогаба-
ритные характеристики.
В целях снижения массы и
габаритных размеров теплообменного
оборудования без изменения его тепло-
передающей способности Запорожским
автомобильным заводом «Коммунар»
(ПО «АвтоЗАЗ») совместно со
Всесоюзным институтом легких сплавов
(ВИЛС) разработан типоразмерный
ряд многоканальных плоскоовальных
трубок из сплавов марок АДО и АД1.
После освоения технологии
производства начато изготовление
опытно-промышленных партий многоканальных
трубок высотой 5 мм и шириной
S=22 мм D канала), 44 мм (8 каналов)
и 66 мм A3 каналов) (рис. 1). Из этих
трубок на ПО «АвтоЗАЗ» собирают
конденсаторы и воздухоохладители для
транспортного кондиционера [1]. Для
наружного оребрения применяют
алюминиевую ленту в виде гофрированной
полосы.
"~ Фирмы «Хитачи» (Япония) и «Кон-
тардо» (Италия) выпускают
теплообменные цельноалюминиевые аппараты
из плоскоовальных трубок с
промежуточным оребрением, которые
используют в качестве конденсаторов малых
холодильных машин [8].
Рис. 1. Плоскоовальная многоканальная
алюминиевая трубка
12

IS
f §s
3 a
§S
О) О
CD я
3
я* §8
g я0?
Я K(<
CO Я ZU
схоП
8 я1? 1
- 2 § §2! 8
CD О
5
SRC
о
О со
3 <u I
ю я *
о о
я cfio
CD * ~'
Dv я
(X
U
U
U
о KU
я яО
СХ я^
U
U
.2 *о
^ 2 S.
2 , 8Я
1S8
А-ё-Е? as? я
X (I) Ж (у Q. (U
•в- о а.
О
00
с»
00
о"
ю
СО
°1
со"
CN —*
О
СО
со о
G5 О)
rf СО
о
О)
ю
**Sgb
СО
о"
о*
о"
см
о"
о
<м"
о ю
1Г
о
К
А »Я 22 О
2 я 3 <и со
Ч Й ЯЗ. й О..
I I
6 ?
«» ¦ 2
с Я н
Р S СО
ев : о
с- Я Н
Н я со
о 5*5 Ь«
стГ
: 1 .s-
е * л |
5 5 at,
о
см
о
о"
(М
о
о"
CN
О
о
ю
о
о"
ю
ю
о"
СО
о"
А 5 s з >,
о. <^
X
ю
X
X X
CN (N
X
О
X
о
X
о
»си<и
3 9, о
Ъ6 с< я
о
со н си
asp
«SSI
О, ?
2 Р
ч *
S8
^ ч
?*
си ч ю
<5 s а.
^ о. н
8 • *
< s я
iSS
си
си
О 5
in
о
о4
СО 00
о" о"
СО
о"
со
о"
О * О^-
«eg6»
CN Ю
СО Ю
о
о
о
ю
ю
о
о
о"
СО
о
о
о
о
СО CN
о о
о о
о*4 о"
со
8
о
о"
ю
о
о
о"
¦ • JJ . I
о со о а. о x*a> s s "-i
с я а а> о og^ я * со
1^ <N
00
1Л
(N
^н ^ t-
СО"
5Г
s S о
• О СО ^q | О СО
ЙХЧ ¦ е 2 X Ч
CQ c( о
s CU JI ^> К И си
t< н CQ g[ р g н
, §¦*
! В Н л
i си со О
I I
l I
Л ° w
¦ .РД...Ч_о_.
13

Для получения теплотехнических
и аэродинамических характеристик теп-
лообменные аппараты подобного типа
были испытаны на специально
созданном экспериментальном стенде [2].
Аэродинамические испытания
проводили в аэродинамической трубе
замкнутого типа при скоростях воздуха от О
до 90 км/ч, соответствующих скоростям
транспортного средства итр.ср.
Количество рядов исследуемого теплообменного
аппарата изменяли от одного до восьми.
За единичную поверхность принята
плоскоовальная трубка сечением
22X5 мм.
На рис. 2 показаны результаты
опытов, полученные при утрср« 10—70 км/ч,
при этом скорость воздуха в живом
сечении аппарата изменялась от 2
до 20 м/с.
Для получения сравнительных
тепловых характеристик, кроме опытных
образцов аппаратов, испытывали также
теплообменное оборудование серийно
выпускаемых в Советском Союзе и
Японии бытовых и транспортных
кондиционеров. Исходные технические
характеристики исследованных теплооб-
менных аппаратов представлены в
таблице.
При работе теплообменных
аппаратов в качестве воздухоохладителей
испытания проводили в климатической
камере. При этом каждый аппарат
был укомплектован штатным
вентилятором.
Ширину трубки теплообменника № 3
изменяли от 22 до 88 мм. На рис. 3
показана зависимость коэффициентов
теплопередачи k исследованных
аппаратов от скорости воздуха в живом
сечении.
Сравнение полученных результатов
показывает, что количество рядов
существенно влияет на величину k. Так,
значение k опытных образцов № 3
с числом рядов л=1; 2 значительно
выше, чем образцов с числом рядов
и=3; 4. Крутой характер зависимости,
по мнению авторов, можно объяснить
геометрией плоскоовальной трубки, что
приводит при движении хладагента
в каналах к частым разрывам
пограничного слоя. С увеличением рядности
значение k снижается и возрастает
аэродинамическое сопротивление (см.
рис. 2). Следовательно, увеличение
поверхности теплообмена за счет
фронтального сечения более
предпочтительно, чем за счет рядности.
АрЩ
ЦШПнг/с
Рис. 2. Аэродинамические характеристики цельно-
алюминиевых теплообменных аппаратов
h,Bm/(M
2,36 4JS 7,08 № 11,8 ft,2 16,5 Ы0,кгЬ
Рис. 3. Теплотехнические характеристики тепло-
обменных аппаратов, исследованных в режиме
работы воздухоохладителя (номера аппаратов
соответствуют приведенным в таблице, в скобках
указано количество рядов)
14

По результатам эксперимента видно,
что опытные образцы из
плоскоовальных трубок с числом рядов от одного
до четырех имеют лучшие
теплотехнические характеристики, чем аппараты
из медных трубок (№ 1, 7, 8).
Проведенные эксперименты показали
перспективность применения цельно-
алюминиевых теплообменных
аппаратов из плоскоовальных трубок с
промежуточным оребрением не только в
качестве конденсаторов, но и
воздухоохладителей транспортных установок
кондиционирования воздуха (ТУКВ).
По результатам экспериментальных
данных получены расчетные формулы
для определения коэффициентов
теплопередачи конденсатора kK и
воздухоохладителя feB, Вт/(м2- К), а также
их аэродинамического сопротивления —
Дрк и Арв, Па:
kK=k°K+6Jv*<; A)
*В=*°В+7,35СС; , B)
Лрк=1,717/гк«сднI,59; C)
Арв=0,144/гв(СсдцI6, D)
где fc?, /гв — коэффициенты теплопередачи
конденсатора и воздухоохладителя,
Вт/(м2' К), при скорости воздуха
в живом сечении соответствующего
аппарата ижс=0;
- скорость воздуха в живом сечении
конденсатора и
воздухоохладителя, м/с;
пк> пв — количество рядов по глубине
конденсатора и воздухоохладителя;
qh, рц—плотность воздуха наружного и
циркулирующего в системе, кг/м3.
Формулы были использованы при
разработке математической модели
ТУКВ.
В настоящее время транспортные
средства в основном комплектуются
установками кондиционирования
воздуха (УКВ) с парокомпрессионной
холодильной машиной (ПКХМ),
привод компрессора которой
осуществляется от коленчатого вала двигателя через
электромуфту [5]. При этом
функционирование УКВ с ПКХМ связано с
дополнительными энергозатратами,
которые в основном зависят от величины
мощности, передаваемой с коленчатого
вала головного двигателя. ; .,
В промышленных УКВ энергозатраты
можно снизить, изменяя
последовательность обработки воздуха в
кондиционере путем использования
соответствующего набора оборудования.
В ТУКВ количество элементов строго
ограничено, поэтому снижение
энергозатрат может быть достигнуто
оптимизацией режимов работы холодильной
машины. Так как варианты ТУКВ
обычно сравнивают для определенного вида
транспортного средства, капитальные
затраты меняются незначительно, а
эксплуатационные затраты,
характеризующие энергопотребление и зависящие
от термодинамического совершенства
УКВ, можно оценить эксергетическим
показателем эффективности це.
На рис. 4 показана функциональная
схема ТУКВ с ПКХМ, для которой
эксергетический показатель эффектив-
йости рассчитывают по формуле:
Gg(AiK-rf)A5K
^ ^к+^кЕУТТ°Н-2^РУ"о+2^пр+^ф*
где GI — расход воздуха в воздухоохладителе,
кг/с;
А/к — разность энтальпий воздуха,
проходящего через воздухоохладитель, кДж/кг,
1Т> 1Т — энтальпий воздуха до и после
воздухоохладителя, кДж/кг;
Пх — температура наружного воздуха, К;
Лок — разность энтропии воздуха,
проходящего через воздухоохладитель,
кДж/(кг- К),
SK=Sr-5f;
5^ых, 5®х— энтропии воздуха после и до
воздухоохладителя, кДж/(кг- К);
Ек — потери эксергии в конденсаторе, кВт;
^кмутт6 — мощность, потребляемая
компрессором, кВт;
2#брутто — суммарная мощность, потребляемая
вентиляторами, кВт,
2 #брутто_ уу брутто_|_ ДГбрутто.
брутто -Вых
мирутто -оых у
Nnep,NtTm
J.Вых.
4L °\Jl5
К1>
сбх пВ ;дх
Рис. 4. Функциональная схема ТУКВ с ПКХМ:
1 — вентилятор конденсатора; 2 — конденсатор; 3 — кабина
транспортного средства; 4 — вентилятор воздухоохладителя;
5 — воздухоохладитель; 6 — фильтр; 7 — компрессор, 8 —
регулирующий орган
15

^брутто.
^вРкУТТ° — мощность, потребляемая
соответственно вентилятором
воздухоохладителя и конденсатора, кВт;
2#пр — прочие потери мощности, кВт;
#др — потери мощности в регулирующем
вентиле, кВт;
Nnep — потери мощности в клиноременной
передаче, кВт;
#ф — потери в фильтре, вызванные его
аэродинамическим сопротивлением,
кВт,
Уц
АРф — аэродинамическое сопротивление
фильтра, Па.
Значения энтальпий и энтропии
отнесены к единице сухого воздуха.
При этом должны соблюдаться
следующие балансы:
0о= Ga (i7-h)=kBFB emB= Gl(i°*-i»«*); F)
Ск= Ga (h-h) =kKFKe mK= Glcp(T™-Tl*); G)
^4Q.|-Oo*0.(/r-*), (8)
где Qo — холодопроизводительность ПКХМ,
кДж/с;
Ga — секундный расход хладагента, кг/с;
/l, *2, *4, /б,
«7 — энтальпии в узловых точках цикла
ПКХМ, кДж/кг;
FK, FB — поверхности теплообмена
воздухоохладителя и конденсатора, м2;
втк» втв — среднелогарифмические
температурные напоры в воздухоохладителе
и конденсаторе, К;
QK — тепловая нагрузка на конденсатор,
кДж/с;
ср — удельная теплоемкость наружного
воздуха, Дж/(кг* К);
ГЦЫХ, Г" — температура воздуха соответственно
после и до конденсатора, К;
LKM — работа цикла, кДж/с.
Из рассмотрения выражений
E) — (8) вытекает, что увеличение или
уменьшение поверхности теплообмена
конденсатора и воздухоохладителя
приведет соответственно к понижению или
росту температур конденсации и
кипения и, как следствие, значения LKM.
Учитывая, что при компоновке УКВ на
транспортном средстве фронтальные
сечения аппаратов строго фиксированы,
поверхность теплообмена
увеличивается только за счет глубины
аппарата. Однако это приведет к возрастанию
мощности на привод вентиляторов в
результате преодоления
аэродинамического сопротивления аппарата, что
также скажется на повышении
потребления общей мощности. Аналогично
можно проанализировать и влияние
изменения значений kK и kB на энергозатраты
ТУКВ.
Для машинной оценки сравниваемых
вариантов создана математическая
модель ТУКВ с ПКХМ [4], состоящая
из основной программы и 12
подпрограмм, предназначенная для ЭВМ
серии ЕС; язык программирования —
ФОРТРАН-IV.
При составлении программы были
приняты следующие положения:
рассматривается «расчлененно-агре-
гатированная» схема ТУКВ,
работающая в режиме летнего
кондиционирования [5];
при заданной тепловой нагрузке
Q0=const расход воздуха, подаваемого
в воздухоохладитель, постоянен GBB=
= const, а расход воздуха, проходящего
через конденсатор, переменен и зависит
от скорости движения транспортного
средства GJ=/(i\p.cp);
скорость воздуха перед фронтом
конденсатора рассчитывается с учетом
аэродинамической характеристики
подкапотного пространства, так как
конденсатор установлен перед
радиатором [3];
начальное значение расхода воздуха,
проходящего через конденсатор,
выбирается из условия сходимости
уравнений G);
ПКХМ работает на хладагентах R12
и R22, их термодинамические и тепло-
Рис. 5. Зависимость изменения показателя
эффективности г\е от скорости движения
транспортного средства v cp
16

вые свойства находят по уравнениям,
приведенным в [7].
На рис. 5 представлен фрагмент
результатов расчета на ЭВМ (т)<г=утр.сР)
варианта ТУКВ, включающей
конденсатор с /гк=2,4 м2 (один ряд трубок
сечением 22X5 мм) и
воздухоохладитель с FB= 1,2 м2 (два ряда трубок
сечением 22X5 мм) при значениях холодо-
производительности Q0 = 1,16; 2,32;
3,49; 4,65 кВт.
По результатам проделанной работы
можно сделать следующие выводы.
Цельноалюминиевые аппараты из
плоскоовальных многоканальных
трубок имеют преимущества перед
выпускаемыми аппаратами с круглыми
медными трубками по теплотехническим
и массогабаритным показателям.
Значения це дл ТУКВ, работающих
в летнем режиме кондиционирования
воздуха (см. рис. 5), выше, чем
значения \\е для промышленных УКВ с
полной обработкой воздуха, для которых
средний эксергетический показатель
эффективности составляет 0,08—0,1 [6].
Для каждого сочетания поверхностей
воздухоохладителя и
конденсатора ТУКВ, работающей в определенном
интервале холодопроизводительностей,
имеется максимальное значение це,
соответствующее минимальному
расходу воздуха, проходящего через
конденсатор, а также минимальным
энергетическим затратам на работу
установки. С увеличением расхода
воздуха существенно возрастают затраты
мощности на преодоление
аэродинамического сопротивления конденсатора,
ит)е резко падает, что приводит к росту
энергетических затрат, а следовательно,
и к необоснованному расходу
дополнительного количества бензина.
Поэтому в целях сокращения энергетических
затрат, связанных с работой
конденсатора, привод его вентилятора должен
быть независим от режима работы
головного двигателя.
Список использованной литературы
1. Аверин Г. В., Лыфарь В. И., Мали-
нин Е. А. Транспортный кондиционер для
автосамосвалов БелАЗ. — Холодильная
техника, 1983, № 1, с. 9—10.
2. Барило В. Н., Немировская В. В.,
Терещенко В. И. Климатическая камера для
проведения комплексных испытаний
транспортных установок кондиционирования воздуха. —
В кн.: Проблемы разработки и
совершенствования систем воздухообмена,
кондиционирования воздуха, астерации машин и
пневмотранспорта в текстильной промышленности.
Иваново, 1982, с. 124—127.
2 Холод, техника № 8
3. Бурков В. В., И идей к и н А. И.
Автотракторные радиаторы. — Л.: Машиностроение,
1978. 216 с.
4. Иванов О. П., Дол ото в А. Г.,
Немировская В. В. Модель транспортной
установки кондиционирования воздуха. —
Рукопись депонирована в ВИНИТИ № 960,
М., 1983, 10 с.
5. Кондиционеры для легковых и грузовых
автомобилей / Е. А. Малинин, А. А. Быков,
Г. Е. Москалева и др. — Холодильная техника,
1978, № 4, с. 58—60.
6. Муратов В. Г., Ни кул ьч а И. П.
Эксергетический метод анализа эффективности систем
кондиционирования воздуха. — Холодильная
техника, 1980, № 11, с. 30—34.
7. Таблицы и диаграммы термодинамических
свойств фреонов 12, 13, 22. — М.: ВНИХИ,
1971. 90 с.
8. Тенденции конструирования воздушных
кондиционеров малых холодильных машин /
В. М. Шавра, С. Р. Гопин, С. Н. Громоздив
и др. — Холодильная техника, 1982, № 7,
с. 54—58.
УДК 621.512.041-2:621.753.1/.2.001.375
ОПТИМИЗАЦИЯ ДОПУСКОВ
ДЕТАЛЕЙ ХОЛОДИЛЬНЫХ
ГЕРМЕТИЧНЫХ ПОРШНЕВЫХ
КОМПРЕССОРОВ
Канд. техн. наук В. И. МИЛОВАНОВ
При разработке холодильных
герметичных поршневых компрессоров
допуски и посадки их деталей назначают
конструкторы, как правило, исходя из
отечественного и зарубежного опыта
изготовления аналогичных изделий.
Правильность их назначения проверяют
расчетом основных размерных цепей
компрессора [4], а также
изготовлением и испытаниями опытных образцов.
При этом основное внимание уделяют
обеспечению работоспособности
компрессора и его эксплуатационных
показателей, предусмотренных стандартами
и техническими условиями.
Оптимизацией допусков и посадок деталей
компрессоров с учетом стоимостных
факторов обычно не занимаются, что
правомерно при небольших сериях
изготовления компрессоров одной модели.
В настоящее время отечественные
заводы холодильного машиностроения
переходят на крупносерийное и
массовое производство холодильных
герметичных компрессоров. В связи с этим
резко возрастает значение оптимизации
точности изготовления деталей
компрессоров с учетом стоимостных
критериев, так как даже небольшая
экономия средств, затрачиваемых на
17

создание и эксплуатацию одного
компрессора, дает народнохозяйственный
экономический эффект, измеряемый
десятками и сотнями тысяч рублей в год.
Этой научно-технической проблеме
в отечественной и зарубежной
литературе по холодильному машиностроению
внимания практически не уделялось.
В данной работе предпринята попытка
восполнить этот пробел.
В основу решения задачи
оптимизации допусков деталей холодильного
герметичного поршневого компрессора,
встраиваемого в торговое холодильное
оборудование и автономные
кондиционеры, можно положить предложенное
автором уравнение связи точности
изготовления деталей и колебания
холодопроизводительности TQo однотипных
компрессоров в партии изделий [3, 4] :
TQ0=-qoKhp(Ma,T-NR) GTcM-
N i FF\
где <7о — удельная массовая холодопроиз-
водительность холодильного
компрессора в заданном режиме;
Kw — коэффициент подогрева
всасываемого в цилиндры газа;
А,др — коэффициент дросселирования во
всасывающих клапанах;
Мат — теоретическая массовая
производительность идеального
компрессора;
N, R, G, Е, F, К— комплексы величин,
характеризующих конструктивные
параметры и режим работы
компрессора; их значения приведены
в работе [2];
Тсм и Т\ — допуски соответственно на
относительный мертвый объем
Компрессора и средний радиальный
зазор в сопряжении поршень-
цилиндр;
А,с — коэффициент потерь из-за
обратного расширения газа,
оставшегося в мертвом объеме;
Л — средний радиальный зазор в
сопряжении поршень — цилиндр.
Допуски среднего диаметра
кольцевого зазора в сопряжении поршень —
цилиндр TD и длины образующей
поршня TL на 2—3 порядка меньше
номинальных значений геометрических
параметров D и L, а допуски Тсм и ГА
соизмеримы с номинальными
значениями см и А. Поэтому допуски TD и TL
оказывают влияние на колебание
холодопроизводительности компрессора
на 2—3 порядка меньше, чем допуски
Тсы и ГА, и этим влиянием
пренебрегаем, а учитывающие его
слагаемые в уравнение A) не включаем.
Основным критерием оптимизации
точности изготовления деталей
компрессора целесообразно считать
минимальную суммарную стоимость его
изготовления и эксплуатации. В связи с тем что
герметичный компрессор не
ремонтируют в эксплуатационных условиях,
стоимость его эксплуатации
определяется в основном расходами на
электроэнергию. Так как точность
изготовления деталей полностью зависит от
технологии их механической обработки,
стоимость обработки подлежит
определению при минимизации затрат на
компрессор.
Один из важнейших этапов
оптимизации допусков деталей холодильного
герметичного поршневого
компрессора — установление оптимального до-;
пустимого колебания холодопроизводи-
тельности Г<2опитсх в партии новых
компрессоров. Для этого необходимо,
в первую очередь, найти допустимое
снижение холодопроизводительности
компрессора TQ0Z от номинальной
величины Q0h как из-за допусков на
изготовление важнейших деталей, так
и из-за их износа при эксплуатации
компрессора.
При допустимом стандартами
колебании холодопроизводительности
нового компрессора ±7 % в величину
rQ0S целесообразно включать в
качестве первого слагаемого — 7 % Q0h,
оставляя 4-7 % Q0h в качестве запаса
на нестабильность электрических
характеристик встроенного
электродвигателя, физико-химических свойств
хладагента и смазочного масла, неточность
изготовления элементов
электродвигателя, клапанов и на другие факторы,
не связанные с допусками важнейших
деталей компрессора, обобщенными
уравнением A). В качестве второго
слагаемого TQ0Ii следует брать запас
холодопроизводительности,
назначаемый при установке компрессора на
объект и составляющий A0-М 5) % Q0h-
Тогда
П?02= A7-22) %Q0H.
Затем необходимо определить ту
часть rQ0S, которая требуется для
обеспечения заданного ресурса
компрессора TQ0pec. Эту величину следует
рассчитывать исходя из
экспериментальных или расчетных значений
интенсивности износа важнейших деталей
компрессора как функцию
эксплуатационного приращения зазора
поршень — цилиндр и линейного мертвого
пространства компрессора [4]. При
18

удовлетворительной износостойкости
деталей компрессора его ресурсное
(эксплуатационное) снижение
холодопроизводительности, вызываемое
износом деталей, не превышает запаса
холодопроизводительности,
назначаемого при проектировании изделия:
Щ)рес<A0-М5)%<г0н.
В этом случае следует найти
оптимальное расположение величины TQ0pec
на общем поле допуска TQ0^ и
соответствующий оптимальный допуск на
колебание холодопроизводительности
нового компрессора TQ™CX. Эту задачу
надо решать, минимизируя суммарную
(стоимость С2 изготовления
компрессора и эксплуатации его в течение
всего срока службы:
С2=СИзг+Сэкс, B)
где Сизг— стоимость изготовления компрессора
(стоимость механической обработки его
деталей);
Сэкс — стоимость эксплуатации компрессора
за время, соответствующее заданному
ресурсу (стоимость электроэнергии,
потребляемой встроенным
электродвигателем).
Для этого, учитывая влияние
увеличения исходных либо эксплуатационных
значений зазора поршень — цилиндр Д
и относительного мертвого объема см
на теплоэнергетические показатели
компрессора [4], необходимо построить
графики зависимости холодильного
коэффициента еэ от эксплуатационного
уменьшения холодопроизводительности
компрессора TQ0 при различном
расположении TQ0pec на общем поле допуска
TQ01 (рис. 1).
На основе таких графиков легко
построить зависимости
эксплуатационного изменения стоимости
электроэнергии, потребляемой электродвигателем
компрессора, в расчете на единицу
холодопроизводительности или на
среднюю холодопроизводительность от
отработанного ресурса компрессора при
различных допусках на колебание его
холодопроизводительности TQ0hcx.
Путем интегрирования этих
зависимостей определяем значение Сэкс при
различных допусках на колебания
холодопроизводительности нового
компрессора TQ0kcx и соответствующих
допусках на изготовление важнейших
деталей компрессора. Пример
зависимости Сэкс от TQ0ilcx приведен на рис. 2.
На нем показан также характер зави-
Рис. 1. Зависимость холодильного коэффициента
еэ от эксплуатационного уменьшения
холодопроизводительности TQ0 в стандартном режиме
работы компрессора ФГ 800~3B) при различном
расположении допуска на его ресурсное
(эксплуатационное) снижение холодопроизводительности
T'Qo'pec на общем поле допуска TQ0 :
' - ^0исх=7 % Q0h; 2-4 %; 3-1 %
симостей Сизг и С2 от Г<20исх. Ввиду
гиперболически убывающей
зависимости Cmr=f(TQ0ilcx) зависимость С2=
=f(TQ0HCX) имеет минимум, абсцисса
которого и является оптимальным
допустимым колебанием
холодопроизводительности нового компрессора TQq™cx.
Определив это значение, которое
является левой частью уравнения A),
можно приступить непосредственно
к оптимизации допусков на
изготовление деталей герметичного компрессора.;
Величина допуска каждого размера
детали влияет на стоимость ее
обработки и на стоимость изготовления
компрессора в целом. При уменьшении
допуска повышается качество детали
с одновременным удорожанием ее
изготовления. В связи с многофакторным
влиянием допусков различных деталей
компрессора на его общую стоимость
эти допуски целесообразно
оптимизировать исходя из результатов стои-
мостно-технологического анализа
механической обработки деталей. В процессе
такого анализа необходимо выявить
зависимость стоимости механической
обработки важнейших деталей
компрессора от допуска на их изготовление
в условиях завода-изготовителя, что
и было сделано применительно к
компрессору ФГ 800—3B) [старая марка
ФГ 0,7—3B)], выпускаемому
харьковским ПО «Торгхолодмаш».
19

За исходные данные стоимостно-тех-
нологического анализа были приняты
допуски на изготовление деталей,
предусмотренные их рабочими
чертежами. На основе изучения
технологических процессов изготовления и
механической обработки всех поверхностей
деталей компрессора, допуски на
которые в той или иной форме входят в
правую часть уравнения A), определили
стоимость механической обработки,
обеспечивающей заданную точность
этих поверхностей. Затем рассмотрели
возможность замены допусков,
предусмотренных чертежами, полями
допусков соседних квалитетов как более
высокой, так и более низкой точности
либо возможность изменения числа
групп селекции детали. Исходя из
принятой в ПО «Торгхолодмаш»
технологии с учетом реально применяемых
оборудования, приспособлений и
инструмента рассчитали стоимость
получения новых различных полей допусков.
При этом имели в виду, что могут
измениться технологические операции
механической обработки, время обработки
и измерения поверхностей деталей,
квалификация рабочего и т. д.
Описанная часть работы выполнена
непосредственно на заводе-изготовителе
указанного компрессора.
Рис. 2. Зависимости стоимости эксплуатации
Сэкс, стоимости изготовления Сизг, а также
суммарной стоимости изготовления и эксплуатации
С2 компрессора ФГ 800~3B) от допуска на
колебание холодопроизводительности нового
компрессора TQQhcx
Стоимость изготовления деталей
с различной точностью рассчитывали
бухгалтерским методом [1].
Изменение стоимости механической
обработки поверхности детали при
замене одного квалитета точности другим
происходит в основном за счет
разницы в заработной плате рабочих
и соответствующих накладных
расходах. При этом заработная плата
рабочих-станочников изменяется в
зависимости от часового тарифа,
определяемого квалитетом точности размера
и соответствующим разрядом рабочего,
и нормы штучного времени,
учитывающей трудоемкость операции.
Составляющие нормы штучного времени (
рассчитывали для каждой
обрабатываемой поверхности детали с учетом
метода ее финишной обработки и
применяемого технологического
оборудования, а также того, что от квалитета
точности зависят выбор режущего
инструмента, число проходов, глубина
резания и другие показатели
технологического процесса обработки детали.
В результате выполненных расчетов
составлена таблица взаимосвязей
допусков на обработку важнейших
деталей компрессора, трудоемкостей и
стоимостей обработки. Целесообразность
отражения этих взаимосвязей в
табличной форме обусловлена тем, что
стоимостный расчет выполняли для
конкретных допусков, предусмотренных
ЕСДП СЭВ. Наличие таблицы делает
возможной оптимизацию допусков и
посадок деталей герметичного
поршневого компрессора исходя из условия
минимизации затрат на его изготовление.
Рассмотрим методику тадсой
оптимизации.
В общем машиностроении задача
оптимизации допусков на изготовление
деталей машины с минимизацией
стоимости их обработки рассмотрена рядом
зарубежных исследователей [5, 6, 8].
Известны метод установления допусков
деталей с применением логической
схемы рекурсивного программирования,
минимизирующей стоимость
изготовления машины [8], метод оптимизации
допусков с применением
неопределенных множителей Лагранжа и
решением системы уравнений [5], метод
решения с помощью ЭВМ задачи
минимизации функции стоимости изделия
с использованием кусочно-линейной
аппроксимации [6]. Однако эти методы
мало пригодны для решения нашей
20

задачи из-за сложной зависимости
допуска на холодопроизводительность
компрессора и допусков на
изготовление его деталей.
В данном случае наиболее
целесообразен расчет на ЭВМ с
использованием комбинаторного метода и
алгоритма Балаша [7] .'¦ Так как в основу
решения задачи оптимизации допусков
деталей холодильного герметичного
компрессора был положен указанный
метод, предложенный для отдельной
размерной цепи [7], он нуждался
в принципиальной доработке с целью
введения уравнения A) в процесс
оптимизации.
f Вначале рассмотрим частную задачу
оптимизации допусков звеньев
размерной цепи В, определяющей линейное
мертвое пространство компрессора, при
известном допуске замыкающего звена
ТВА исходя из принципа минимизации
стоимости механической обработки
деталей. При расчете размерной
цепи теоретико-вероятностным методом
справедливо выражение
тВь=Г\1 2 %цт%у C)
где t — коэффициент риска, выбираемый в
зависимости от процента риска и
распределения действительных размеров в
партии деталей;
п — число звеньев размерной цепи;
|?- — передаточное отношение /-го
составляющего звена размерной цепи;
Ц — коэффициент относительного рассеяния
/-го составляющего звена цепи;
TBt — допуск i-ro составляющего звена цепи.
Возведя обе части выражения C)
в квадрат, получим:
т2ва=& t%72Bt. D)
Допуски составляющих звеньев на-
t ходим путем составления и решения
системы уравнений с переменными
величинами (булевыми
коэффициентами), которые считаем равными нулю
либо единице. Минимизируем стоимость
механической обработки деталей Сизг,
необходимой для получения допусков
составляющих звеньев TBt:
Я—1 Z
С„зг=2 ] 2 | CijXij, E)
где z — число рассматриваемых
технологических процессов, обеспечивающих
точность i-ro составляющего звена цепи;
Сц — стоимость /-го технологического
процесса, обеспечивающего допуск i-ro
составляющего звена размерной цепи;
Хц — булевый коэффициент, который равен
единице, если у'-й технологический
процесс выбирается для получения i-ro
допуска, либо нулю, если у'-й
технологический процесс отвергается.
Накладываем конструктивное
ограничение на сумму квадратов допусков
составляющих звеньев цепи,
перемноженных на соответствующие
коэффициенты:
П—1 z
S 2 &fii*Blt<T*BA, F)
i= l /= l
где ТВц — допуск /-го составляющего звена цепи,
соответствующий стоимости Сц.
Кроме того, считаем:
2
2 хц=\ для 1=1; 2; ...; п—1. G)
В результате решения системы
уравнений G), число которых равно числу
составляющих звеньев размерной цепи,
для каждого t'-ro звена выбираем один
/-й технологический процесс, которому
соответствует значение х~1. Для
остальных технологических процессов
Эту систему уравнений рассчитываем
на ЭВМ с помощью алгоритма
суммирования Балаша [7], который
существенно облегчает выполнение расчета.
В результате для каждого
составляющего звена определяем оптимальный
допуск, соответствующий jc/;=1, причем
обеспечиваются конструктивное
ограничение F) и минимальная стоимость
механической обработки деталей
Сизгпнп- Систему уравнений E) — G)
удобно представлять в табличной
форме.
Общая задача оптимизации допусков
деталей герметичного поршневого
компрессора, кроме рассмотренной частной
задачи по размерной цепи В, включает
также нахождение оптимального
допуска на зазор в сопряжении
поршень — цилиндр. Эти две задачи
объединяются с помощью уравнения A).
Схематически решение общей задачи
на ЭВМ можно представить следующим
образом. Для нескольких реально
применимых вариантов точности обработки
и числа групп селекции поверхностей
сопряжения поршень — цилиндр по
специальной подпрограмме на ЭВМ вы-
21

числяем значение второго слагаемого
правой части уравнения A). Вычитая
полученные значения колебания TQo,
вызываемого допуском на зазор ГА,
из величины TQ^cxf получим несколько
значений первого слагаемого правой
части уравнения A). Они представляют
собой допустимые колебания TQ0t
ограничивающие допуск относительного
мертвого объема компрессора Тсы и
связанный с ним допуск замыкающего
звена размерной цепи В
ГЯд=7см2г, (8)
где г — радиус кривошипа или эксцентриситет
вала компрессора.
С помощью специальной
подпрограммы рассчитываем соответствующие
значения ГВД и для каждого из них по
изложенной выше методике находим
оптимальные допуски составляющих
звеньев цепи В и минимальную
стоимость их обеспечения. Сложив каждое
значение этой стоимости со стоимостью
обеспечения соответствующего допуска
зазора ГА, получим несколько значений
стоимости изготовления деталей
компрессора Сизг, минимальное из которых
определяет оптимальные допуски
деталей компрессора в целом.
В соответствии с изложенной схемой
была составлена программа на
машинном языке ФОРТРАН для решения
на ЭВМ ЕС 1022 общей задачи
оптимизации допусков и посадок
холодильного герметичного поршневого
компрессора исходя из принципа минимизации
стоимости изготовления его деталей.
Графическую зависимость Сизг =
=/(rQ0HCX), приведенную на рис. 2,
необходимую для получения
минимальной суммарной стоимости изготовления
и эксплуатации компрессора C2min
и оптимального допустимого колебания
холодопроизводительности нового
компрессора TQ^cxf строили по
результатам решения задачи оптимизации
допусков деталей компрессора для
нескольких значений rQ0HCX. При
известной аналитической зависимости
^9kc=/(^Qohcx) все эти расчеты
объединяются общей машинной программой,
составленной для определения значения
CSmin и соответствующих оптимальных
допусков и посадок деталей
компрессора.
В соответствии с разработанной
методикой выполнен расчет оптимальных
допусков деталей компрессора
22
ФГ 800~3B), в результате которого
выявилась возможность сокращения
числа групп селекции в отдельных
сопряжениях компрессора при
одновременном ужесточении допуска на
расстояние между осями коренных и
шатунной шеек вала компрессора.
Внедрение результатов расчета в
производство даст значительный экономический
эффект.
Список использованной литературы
1. Маталин А. А., Рысцова В. С. Точность,
производительность и экономичность
механической обработки. М.: Машгиз, 1963. 345 с.
2. Милованов В. И., Воробьев Ю. М.
Диагностика технического состояния герметичных "л
поршневых компрессоров путем измерения'
их производительности. — Холодильная
техника, 1984, № 3, с. 30—40.
3. Милованов В. И. О выборе посадок в
герметичном компрессоре с учетом допустимых
колебаний его производительности. —
Холодильная техника, 1971, № 7, с. 18—21.
4. Милованов В. И. Повышение
долговечности малых холодильных компрессоров. М.:
Пищевая промышленность, 1980. 200 с.
5. Bannet G., Gupta L. — The Internat. J.
of Prod. Research, 1973, Vol. 8, № 1—2,
pp. 112—114.
6. Bjorke D. O. — Tolerance Calculations,
1972, pp. 32—37.
7. Ostwald P. F., Huang T. — J. of Eng. for
Ind., 1977, Vol. 99, № 3, pp. 217—225.
8. Smathers E. W., Ostwald P. F. — ASME
Paper, 1978, № 72-DE-18, pp. 16—24.
УДК 536.24.001.5:621.564.2.012.1
ТЕПЛООБМЕН ПРИ КИПЕНИИ
ХЛАДАГЕНТОВ R11 И R12
НА ПОРИСТЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ
Канд. техн. наук В. А. АНТОНЕНКО,
канд. техн. наук П. А. БАРА БАШ,
А. А. МУЖИ Л КО
Один из наиболее эффективных
способов интенсификации теплоотдачи при
кипении жидкости в области малых
тепловых нагрузок — нанесение на
поверхность нагрева слоя капиллярно-
пористого материала. Большинство
исследований теплоотдачи при кипении
фреонов в этих условиях выполнено
применительно к испарителям
холодильных машин, т. е. на
горизонтальных трубчатых элементах, покрытых
пористым слоем металлических частиц
[3, 4, 5] или очехленных сетками [1].
Для интенсификации охлаждения
ряда устройств (например, горячих спаев
термоэлектрических преобразователей
энергии, полупроводниковых приборов
и т. д.) необходимо изучить закономер-

ности теплоотдачи при кипении
неэлектропроводных жидкостей, в
частности фреонов, на протяженных плоских
поверхностях, залитых большим
объемом жидкости. Подробные
исследования проведены только для пористых
структур, изготовленных методами
порошковой металлургии или
плазменного напыления металлических частиц
[10], т. е. достаточно сложными и
дорогими для широкого применения.
Наиболее простой метод интенсификации
теплоотдачи путем помещения
поверхности нагрева в дисперсный слой
твердых частиц (неспеченных между собой)
[2, 8] применим только при горизон-
ь тальном (или близком к нему)
положении охлаждаемой поверхности.
Авторами экспериментально
исследована теплоотдача при кипении
хладагентов R 11 и R12 на плоской
горизонтальной металлической поверхности
(сталь 1Х18Н10Т) площадью 10-з м\
покрытой капиллярно-пористым слоем
из шарообразных металлических
частиц, плотно прижатых к поверхности
нагрева сеткой. Такой
капиллярно-пористый слой сочетает в себе простоту
изготовления насыпных структур с
универсальностью спеченных.
Подробно установка и схема
измерения температуры описаны в [6].
Опыты проведены при температуре
насыщения 22 °С и плотностях теплового
потока q до 30 кВт/м2.
В целях изучения влияния
теплопроводности материала частиц на
процесс теплоотдачи капиллярно-пористый
слой был образован из шарообразных
частиц диаметром d = 0,18—1,5 мм,
выполненных из железа, магния и меди.
Теплопроводность этих материалов
находится в диапазоне от 45 до
348 Вт/(м- К). Высоту слоя меняли
от 1,5 до 7 мм.
Теплоотдающую поверхность
обогревали электронагревателем. Частицы
предварительно прокаливали в воздухе.
При этом, во-первых, на их
поверхности образовывалась
неэлектропроводная пленка окиси, которая
предохраняла частицы от электрического
контакта с обогреваемой поверхностью, во-
вторых, обеспечивалась возможность
изучения в чистом виде влияния
теплопроводности материала частиц на
теплоотдачу, так как контактный угол
смачивания окисленных металлических
поверхностей для большинства
жидкостей практически близок к нулю [7].
а,кВт/(м*Ю
1 2 * 6 8 10 20^кВт/мг
Рис. I. Зависимость коэффициента теплоотдачи а
от плотности теплового потока q при кипении
Rll на поверхности с пористым покрытием из
железных частиц различным диаметром d и при
толщине слоя 6=7 мм:
/ — d=0,38 мм; 2 — d=0,75 мм; 3 — rf=l,5 мм; 4 —
поверхность без покрытия
На рис. 1 приведена зависимость
коэффициента теплоотдачи а от
плотности теплового потока q при кипении
R11, характерная для поверхностей
с изученным пористым покрытием.
Установлено, что при малых плотностях
теплового потока интенсивность
теплоотдачи при кипении на поверхностях
с пористым покрытием значительно
(в 2,5—3 раза) выше, чем на чистых
поверхностях. Это связано с тем, что
кипение жидкости на поверхностях с
пористым покрытием начинается при
значительно меньших плотностях
теплового потока, чем на чистых
поверхностях [9]. С ростом q количество
образующегося у поверхности нагрева
пара увеличивается, он заполняет
пористое покрытие и блокирует доступ
жидкого хладагента к обогреваемой
поверхности. Вследствие этого
интенсивность теплоотдачи снижается.
Уменьшение толщины пористого
покрытия при прочих равных условиях
интенсифицирует теплотдачу (рис. 2).
Судя по рис. 2, оптимальная, с точки
зрения теплоотдачи, толщина пористого
покрытия, по-видимому, не превышает
одного-двух диаметров частиц, из
которых выполнено это покрытие. В этом
случае эвакуация образующегося на
поверхности нагрева пара и подтекания
жидкости в слой частиц ничем не
затруднены. Этот вывод в принципе
хорошо согласуется с опытными
данными работы [10].
В ряде опытов частицы пористого
слоя не прижимались сеткой к
поверхности нагрева. Сравнение полученных
в этих условиях опытных данных с дан-
23

а,кВт/(м*К)
2 Ч 6 8 10 20<j9K6m/M2
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи
а от плотности теплового потока q и толщины
слоя б при кипении R12 на поверхности с
пористым покрытием из железных частиц:
/ _ d=0,375 мм, 6=7 мм; 2 — d=0,375 мм, 6=1,5 мм;
3 — d=0,75 мм, 6=3,5 мм; 4 — d=0,75 мм, 6=1,5 мм;
5 — поверхность без покрытия
ными по прижатым сетками слоям
показало, что интенсивность
теплоотдачи при кийении R11 и R12 в не-
прижатых слоях в целом выше, чем
в прижатых к поверхности нагрева,
и только в области значений q, меньших
тех, при которых начинается кипение
на гладкой поверхности, наблюдается
обратная картина.
В слоях с частицами, плотно
прижатыми к поверхности нагрева, а также
друг к другу, тепловой пограничный
слой в меньшей степени нарушается
конвективными потоками жидкости, чем
в слоях с неприжатыми частицами.
Этим обусловлено более раннее
вскипание в них жидкости, а,
следовательно, и большая интенсивность
теплоотдачи при малых величинах q. Однако
с ростом теплоподвода в прижатых
слоях эвакуация пара, образующегося у
поверхности нагрева, все более
затрудняется по сравнению с эвакуацией
пара в неприжатых слоях, где
наблюдается движение частиц, способствующее
удалению пара от поверхности нагрева.
Следствием этого и является снижение
коэффициента теплоотдачи при
меньших значениях q> чем в прижатых слоях.
Наличие максимума на кривой
зависимости a=f{q) (см. рис. 1) вызвано,
как уже отмечалось ранее, ухудшением
отвода пара от теплоотдающей
поверхности. В таком случае естественно
ожидать смещения точки перегиба в
*унВт/(мЧО
о I • I
2 4 В 8 W 20у,кВт/м*
Рис. 3. Зависимость коэффициента теплоотдачи а
от плотности теплового потока q и
теплопроводности X материала частиц при кипении R11
(</=0,75 мм, 6=3 мм):
О — медь, Х=348 Вт/(м- К); # — железо, Я=45 Вт/(м- К)
область больших плотностей теплового
потока с увеличением диаметра частиц
в результате улучшения условий
эвакуации пара, что и было подтверждено
экспериментально.
В отличие от данных [2] для
неприжатых слоев дисперсных частиц, авторы
не наблюдали однозначной зависимости
интенсивности теплоотдачи от диаметра
частиц. Существует некоторое
оптимальное значение диаметра частиц,
дающее максимальные коэффициенты
теплоотдачи (см. рис. 1) и зависящее
как от типа кипящей жидкости, так
и от толщины слоя.
Влияние теплопроводности
материала частиц, из которых выполнено
пористое покрытие, на интенсивность
теплоотдачи весьма незначительно
(рис. 3). Это является убедительным
подтверждением того, что теплоотдача
при пузырьковом кипении в пористых
слоях определяется главным образом
процессами, происходящими в тонком
слое перегретой жидкости,
контактирующим с поверхностью нагрева, и
слабо зависит от теплопроводности каркаса
покрытия.
На основании проведенных опытов
можно считать, что использование
капиллярно-пористых покрытий из
плотно прижатых к поверхности
нагрева шарообразных частиц является
одним из возможных способов
интенсификации теплоотдачи при кипении
хладагентов в области малых плотностей
теплового потока. Такие покрытия
особенно эффективны на плоских
поверхностях, охлаждаемых кипящей
жидкостью. Результаты работы
использованы в системах охлаждения
плоских горячих спаев термоэлектрических
батарей.
24

Список использованной литературы
1. Вельский В. К. Исследование теплообмена
при кипении фреона-12 на пучке трубок
и одиночных очехленных трубах.—
Холодильная техника, 1970, № 2, с. 40—44.
2. Берм а н М. И., Гор бис 3. Р. Анализ
процесса и обобщение опытных данных по
теплообмену при кипении на поверхностях
нагрева, помещенных в дисперсный слой
твердых частиц.— ИФЖ, 1980, т. 38, № 1, с. 5—15.
3. Боришанская А. В.. О теплоотдаче при
кипении фреонов на поверхностях с пористыми
металлическими покрытиями.— Холодильная
техника, 1979, № 12, с. 17—20.
4. Дюндин В. А., Данилова Г. Н.,
Боришанская А. В. Теплообмен при
кипении хладагентов на поверхностях с
пористыми покрытиями.— В кн.: Теплообмен
[ и гидродинамика. Л., 1977, с. 15—30.
5. Интенсификация теплообмена во
фреоновых кожухотрубных испарителях путем
применения труб с металлизационным покрытием/
В. А. Гоголин, В. И. Кроткое, В. А. Нечаев
и др.— Холодильная техника, 1979, № 1,
с. 26—31.
6. Интензификация на теплообмена върху
горещия край на термоелектрическо охлаж-
дающо устройство чрез изкуствен пристенен
порест слой/ А. А. Мужилко, П. А. Барабаш,
В. Г. Риферт и др.— Енергетика, 1979,
т. 30, № 2, с. 10—13.
7. Исследование краевых углов смачивания
фитилей низкотемпературных тепловых труб/
М. Г. Семена, А. Г. Косторнов, А. Н. Гбршуни
и др.— ИФЖ, 1975, т. 28, № 2, с. 217—222.
8. Накоряков В. Е., Мухин В. А.,
Морковина О. В. Теплообмен при кипении
на поверхности, помещенной в пористую
среду.— В кн.: Процессы переноса в
электрохимических многофазных системах.
Новосибирск, 1983, с. 100—104.
9. О возникновении пузырькового кипения
в насыщенных капиллярно-пористых
структурах/ Ю. К. Гонтарев, Ю. В. Наврузов,
Н. А. Носач и др.— В кн.: Проблемы
высокотемпературной техники.
Днепропетровск, 1981, с. 76—84.
10. Тех вер Я., Туник А. О кипении на
поверхности с пористым покрытием.— Изв.
АН Эст. ССР, серия «Физика. Математика»,
1979, т. 28, № 1, с. 68—72.
УДК 624.13.037.001.375
ЭКОНОМИКО-МАТЕМАТИЧЕСКОЕ
МОДЕЛИРОВАНИЕ
И ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА
ЗАМОРАЖИВАНИЯ
ВОДОНОСНЫХ ПОРОД
ЖИДКИМ АЗОТОМ
Канд. физ.-мат. наук И. С. ЖИТОМИРСКИЙ,
канд. физ.-мат. наук В. Н. ФЕНЧЕНКО,
канд. техн. наук П. А. ШПАРБЕР,
А. Л. ШРАЙМАН
Накопленный опыт применения
жидкого азота для скоростного
замораживания водоносных пород при
сооружении подземных выработок [2, 3, 5]
показывает ряд существенных преимуществ
этого способа по сравнению с
традиционным (рассольным) способом
замораживания. В частности, значительно
возрастает скорость движения фронта
кристаллизации. Однако в полной мере
преимущества азотного замораживания
не реализуются, так как при
проектировании и в производственной практике
мало внимания уделяют оптимизации
технологического процесса.
Оптимизация предполагает
математическое моделирование и
экономическую оценку процесса
замораживания в увязке со смежными
процессами подготовительного и основного
периодов строительства.
Для подачи хладагента (жидкого и
газообразного азота) в зону
замораживания водоносных пород вдоль
контура образуемого льдопородного
ограждения в пробуренных до контакта
с водоупорными породами скважинах
монтируют замораживающие колонки,
как правило, объединенные в блоки.
Одним из наиболее существенных
аспектов оптимизации технологического
процесса замораживания является
выбор количества замораживающих
колонок и схемы их соединения в блоки,
необходимые для образования
льдопородного ограждения с требуемыми
параметрами, а также выбор режима
подачи жидкого азота в колонки.
Время, необходимое для образования
льдопородного ограждения, при
замораживании водоносных пород жидким
азотом почти на порядок меньше, чем
при рассольном замораживании. Кроме
того, более низкая среднеинтегральная
температура замороженных пород
повышает их прочность в несколько раз,
что позволяет уменьшить требуемую
толщину льдопородного ограждения.
При прекращении подачи жидкого
азота из-за сравнительно большого
коэффициента теплопроводности
мерзлого грунта температура льдопородного
ограждения быстро выравнивается, а
прочность замороженных пород падает.
Поэтому при расчете требуемой
толщины льдопородного ограждения
необходимо учитывать продолжительность
проходки ствола и промежуток времени
между прекращением подачи жидкого
азота и началом проходки.
Быстрое движение фронта
кристаллизации обусловливает существенно
нестационарный характер процесса (по
25

данным модельных экспериментов
значение критерия Фурье близко к
единице), что требует применения
соответствующих методов моделирования.
Запишем уравнение
теплопроводности относительно энтальпии /=
=/(т, х) замораживаемого грунта:
_-== div(a grad /), A)
от
гдеа=а(/)—обобщенный коэффициент
температуропроводности грунта
(учитывает фазовый переход —
замерзание грунтовых вод);
т — временная переменная.
Температура Т=Т(х, х)
замораживаемого грунта связана с его
энтальпией по формуле (х —
пространственная переменная):
т
/ = 5 cdT, B)
гдес=с(Г)—обобщенная объемная
теплоемкость грунта;
Тк — температура кристаллизации.
Уравнение A) в отличие от
уравнения теплопроводности относительно
температуры замораживаемого грунта
имеет дивиргентный вид, что позволяет
при написании разностного аналога
исходить из уравнения баланса, и
получить консервативную разностную схему.
Теплообмен между замораживаемым
грунтом и хладагентом (жидким или
газообразным азотом) имеет
конвективный характер (граничное условие 3-го
рода):
а^=апр(Г-Гх), C)
где апр=апрG\ Гх) — приведенный коэффициент
теплоотдачи (учитывает
термическое
сопротивление на поверхности
теплообмена);
Т=ТA)—температура
замораживаемого грунта на границе
с замораживающей
колонкой;
Гх — температура хладагента.
Производная берется в направлении,
нормальном к поверхности
теплообмена.
Приведенный коэффициент
теплоотдачи апр=апр(Г, Тх) от хладагента
(жидкого или газообразного азота)
к грунту (или встречному потоку
газообразного азота) определяется по
следующей формуле:
а*р=7Ш7^ D)
где R — термическое сопротивление на
поверхности теплообмена (термическое
сопротивление стенки трубы колонки);
а — коэффициент теплоотдачи, зависящий
от параметров хладагента.
Для жидкого азота коэффициент
теплоотдачи определяется режимом
кипения (пленочное или пузырьковое),
т. е. перепадом между
температурами жидкого азота и контактирующей
среды (грунт или газообразный азот);
он может быть выбран в соответствии
с экспериментальными данными. Для
газообразного азота коэффициент
теплоотдачи зависит от критериев Рей-
нольдса и Прандтля и может быть
вычислен по формуле Краусольда.
Изменение объема жидкого азота V в
зоне замораживания описывается
уравнением баланса:
g=*jfa(T-T0)dSf F)
где q — плотность жидкого азота;
G=G(x) — массовый расход жидкого азота
на входе в зону замораживания
(определяется давлением в питающей
магистрали);
8—ё(ъ) — расход паров азота на выходе из
зоны замораживания, обусловленный
кипением жидкого азота;
г — скрытая теплота парообразования;
Т — температура контактирующей среды
(грунта или паров азота);
Го — температура кипения жидкого азота
(при соответствующем давлении).
S — площадь поверхности теплообмена.
Интегрирование распространяется на
всю поверхность теплообмена.
Температуру хладагента
(газообразного азота) можно найти из уравнения
энергий:
^р~^=аР(Г-Гх), G)
где ср — теплоемкость газообразного азота
(усредненная по температуре);
Р — периметр теплообмена;
Г — температура контактирующей среды
(грунта, жидкого или газообразного
азота).
Производная берется вдоль оси
потока паров азота.
Для контроля правильности и
точности вычислений целесообразна
проверка выполнения полного теплового
баланса системы (консервативность
разностной схемы). Уравнение баланса
имеет следующий вид:
$ (IK-IH)dx= (M-QVjr+fypgiTo-TDdT, (8)
где /к=/к(*) — энтальпия замораживаемого
26

грунта в конечный момент
времени;
/н=/н(*) —то же, в начальный момент
времени;
М — полный массовый расход
жидкого азота за время
замораживания;
VK — конечный объем жидкого азота
в зоне замораживания;
Т1=Т1(т) —температура паров азота на
выходе из зоны замораживания.
Интегрирование в левой части
уравнения (8) ведется по всему объему
замораживаемого грунта, а в правой —
по всему временному промежутку
замораживания.
В рассмотренной модели не
учитываются эффекты, связанные с
гидравликой тракта подачи хладагента. В
отличие от традиционного способа
замораживания, где гидравлическое
сопротивление тракта существенно
сказывается на движении рассола, при
замораживании жидким азотом влияние
гидравлики не столь существенно. Это
объясняется низким коэффициентом
динамической вязкости паров азота.
В связи с этим во многих
практических случаях подача азота
лимитируется только объемом его накопителя.
Однако если накопитель имеет большой
объем, расход азота будет определяться
максимально допустимым давлением
в накопителе, при этом гидравлическое
сопротивление тракта может
существенно лимитировать расход азота.
Такой случай требует более подробного
рассмотрения.
Учитывать гидравлику необходимо
также и в начальный период захола-
живания системы с тем, например,
чтобы иметь возможность найти
оптимальный режим захолаживания.
Время, необходимое для образования
льдопородного ограждения, включает
продолжительность не только активного
замораживания пород, но и бурения
скважин и монтажа замораживающих
колонок. Увеличение количества
колонок ведет к сокращению
продолжительности замораживания пород, но требует
дополнительных затрат времени на
бурение скважин и монтаж. При
уменьшении количества колонок более
продолжительным становится процесс
замораживания. При выбранной схеме
соединения колонок в блоки и заданном
режиме подачи жидкого азота время,
необходимое на замораживание грунта,
определяется по достижению
минимально допустимой толщины льдопородного
ограждения, рассчитанной, например,
по методу Л яме-Га долина с учетом
зависимости прочности замороженных
пород от средней температуры
(экспериментально установлено, _что для
песчаных пород асж=С/+СуГ а для
глинистых а=С/+СГср, где С', С —
некоторые постоянные, зависящие от свойств
пород, Т — средняя температу-
ра) [4].
Продолжительность бурения
скважин и монтажа замораживающих
колонок, как показывает практика,
зависит от условий бурения, применяемого
оборудования и пропорциональна
количеству колонок.
Таким образом, разработанная
модель процесса замораживания
позволяет определить время, необходимое
для образования льдопородного
ограждения с заданными параметрами, как
функцию целочисленного параметра
п — количества замораживающих
колонок. В случае соединения их в блоки
параметр п пропорционален
количеству замораживающих колонок в
блоке. Оптимальное количество колонок
устанавливают в результате
минимизации суммарного времени образования
льдопородного ограждения с учетом
соответствующих ограничений. В
простейшем случае, когда колонки не
объединены в блоки, приближенно их
оптимальное количество находят по
формуле
гЛ/ d2 1
"опт= I V 2IPJ ¦ <9>
где D — суммарная длина льдопородного
ограждения,
Я=2л#:
R — радиус ограждения.
Коэффициент А зависит от условий
бурения и применяемого оборудования.
Численно он равен времени бурения
скважины и монтажа колонки с
соответствующим участком сети
циркуляции хладагента. Коэффициент В
определяется свойствами замораживаемых
пород и конструктивными
особенностями колонок:
где X — коэффициент теплопроводности
замороженных пород;
ЛГ — средний перепад между температурами
стенки трубы колонки и
кристаллизации;
27

L — скрытая-объемная теплота
кристаллизации.
Коэффициенты А и В уточняются
по результатам модельных
экспериментов или на основе расчетов согласно
рассмотренной модели процесса
замораживания.
Суммарное время бурения и
замораживания, соответствующее
оптимальному количеству колонок:
? , Л/ 9 D2A2
где Е — толщина льдопородного ограждения.
Подача жидкого азота в зону
замораживания определяется наличием
жидкого (кипящего) азота в колонках
(при соединении колонок в блоки
жидкий азот находится в первой колонке
блока,; остальные колонки охлаждаются
отходящими парами), возможностями
системы циркуляции (предельным
давлением в магистрали и объемом
накопителей) и ограничена в начальный
период, чтобы исключить разрывы труб
колонок в незамороженной зоне, если
применены трубы из углеродистых
сталей.
Оптимальная схема соединения
колонок в блоки может быть выбрана
на основе экономических оценок,
учитывающих сокращение сроков ввода
объекта в эксплуатацию.
В соответствии с утвержденной
методикой [1] гарантированный
экономический эффект, обусловленный
изменением схемы соединения колонок в блоки,
рассчитывают по формуле:
э=эт+эу+эф,
где Эт,Эуу Эф— экономический эффект
соответственно от изменения технологии,
изменения условно-постоянных
расходов строительной
организации, в сфере эксплуатации от
функционирования объекта.
Слагаемые Эт и Эф составляют
до 80—90 % суммарного
экономического эффекта, их можно найти по
формулам:
ЭТ=ЛС+?НД^;
Зф=?нФДт,
где АС — изменение себестоимости строительно-
монтажных работ;
Ен — нормативный коэффициент окупаемости
капитальных вложений, равный 0,15;
28
А/С — изменение капитальных вложений
в производственные фонды;
Ф — стоимость основных фондов, введенных
в действие досрочно;
Ат — сокращение срока строительства,
приведенное к году.
Приведем типичный пример
моделирования и оптимизации процесса
скоростного замораживания водоносных
пород жидким азотом при проходке
вертикального ствола шахты. При
оптимизации рассматривали две схемы:
каждая колонка запитывается жидким
азотом отдельно и колонки попарно
соединены в блоки. Первая схема
обеспечивает минимальное время
замораживания, но отличается несколько
повышенным расходом хладагента,
вторая позволяет использовать энтальпию
(т. е. охлаждающую способность)
паров азота, но требует большего времени
на замораживание (см. таблиду).
Параметры
процесса
Суммарное
время процесса, ч
Время бурения
и монтажа, ч
Время
замораживания, ч
Расход жидкого
азота, т
Количество
колонок
Расстояние
между
колонками, м
Радиусы
замораживания, M 1
Объем
замороженных пород,
м3
Удельный
расход азота, т/м3

Дополнительный экономи
ческий эффект
от
оптимизации, руб.
Промышленный
вариант
(три колонки
в блоке)
600
312
288
343,3
24
1,22
1,4; 1,1; 0,7
685
0,5
—

Одиночные

колонки
397
234
183
398,9
18
1,63
1,0
505
0,79
24100
Две
колонки
в блоке
446
234
212
237,4
18
1,63
1,2; 0,9
530
0,45
26000
Примененная в промышленном
эксперименте [3] схема соединения
замораживающих колонок в блоки (каждый
блок объединял три последовательно
включенные колонки) существенно
уступает рассмотренным схемам, в
частности, из-за низкой эффективности
работы третьей колонки блока.
На рис. 1, 2 показано движение
фронта кристаллизации и характер
изменения во времени температуры
грунта. Для простоты расчетов взаим-

О 24 48 72 96 120 144 166 132 %ч
Рис. 1. Расчетное и фактическое изменение
температуры льдопородного ограждения в функции
времени при эксперименте в промышленных
условиях (расстояния между замораживающими
колонками и контрольными скважинами 0,5 м):
/, 3, 5 — фактические данные соответственно для паро-
жидкостной, паровой и газовой колонок; 2, 4, 6 —
соответствующие фактическим данным расчетные показатели;
2'—2" — зона изменения расчетных показателей на расстоянии
0,1 м (возможные погрешности бурения скважин)
0 24 48 72 36 120 144 168 132 216 2?0 26<*Х,ч
Рис. 2. Движение фронта кристаллизации в льдо-
породном ограждении в функции времени по
расчетным данным и фактически измеренным в
промышленных условиях:
1, 2, 3 — контрольные точки измерения фактических данных;
/Спж, /Сп, Кг — парожидкостная, паровая и газовая
замораживающие колонки; н, в — индексы, обозначающие низ и
верх колонки
ное влияние колонок не учитывали.
На рис. 1 наблюдается
удовлетворительное совпадение расчетных и
экспериментальных данных, учитывающих
погрешности бурения контрольных
скважин, которые располагались на
расстояниях, приблизительно равных
половине расстояния между колонками
в блоке. Движение фронта
кристаллизации от первой колонки блока,
запитываемой жидким азотом,
практически равномерно по глубине, в то время
как от второй и. третьей колонок
блока, запитываемых парами азота,
отличается значительной
неравномерностью, вызванной перепадом
температур потока паров азота на входе
и выходе колонки. Неравномерность
в движении фронта кристаллизации
в значительной мере зависит также
от конструктивных особенностей
колонки. Наблюдаемое в процессе
замораживания изменение в характере движения
фронта кристаллизации обусловлено
проникновением жидкого азота во
вторую колонку блока, вызванным
повышенным среднесуточнымирасходом
хладагента. Это повлекло существенное
снижение температуры потока паров
азота на входе в третью колонку
блока и повысило эффективность ее
работы.
Таким образом, созданная
нестационарная модель процесса скоростного
замораживания водоносных пород
жидким азотом позволяет провести
численные расчеты параметров процесса,
хорошо согласующиеся с
экспериментальными данными.
Применение разработанной на основе
этой модели методики оптимизации
существенно повысит эффективность
технологии замораживания водоносных
пород азотом (до 20 % по
гарантированному экономическому эффекту).
Список использованной литературы
1. Инструкция по определению
экономической эффективности использования в
строительстве новой техники, изобретений и рац.
предложений. СН 509—78. М.: Госстрой СССР,
1979. 64 с.
2. Использование жидкого азота при
сооружении ствола / А. В. Быков, В. Т. Хворостяной,
Д. П. Трофимов и др. — Шахтное
строительство, 1982, № 9, с. 22—24.
3. Применение жидкого азота на
строительстве Ленинградского метрополитена / Н. А. Буч-
ко, Э. И. Гуйго, С. X. Дукаревич и др. —
Транспортное строительство, 1976, № 2, с. 12—
14.
4. Справочник по сооружению шахтных
стволов специальными способами. М.: Недра,
1980, 392 с.
5. Трупак Н. Г., Крастошевский Г. М.
Замораживание грунтов жидким азотом. —
Шахтное строительство, 1974, № 9, с. 23—25.
УДК 661.9.045.5
АППАРАТЫ ПУЛЬСАЦИОННОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ ГАЗА
Д. М. БОБРОВ, канд. техн. наук Ю. А. ЛАУХИН,
В. П. ГОРБЕНКО, В. И. ЕВЧЕНКО
Аппараты пульсационного
охлаждения газа (ПОГ) представляют собой
устройства, в которых охлаждение газа
происходит при его расширении,
сопровождающемся преобразованием кине-
29

тической энергии пульсирующей струи
в тепло, отводимое от аппарата.
Впервые подобного рода устройства,
названные «термический сепаратор» [4], были
разработаны французской фирмой
«Бертен».
В настоящее время
совершенствованием, изготовлением и внедрением
аппаратов ПОГ на самых различных
объектах занимается ряд фирм, в том числе
«HAT» (Франция) и «Мицубиси»
(Япония).
Анализ зарубежных публикаций [2]
показал ряд преимуществ аппаратов
ПОГ, определяющих целесообразность
их промышленного внедрения в
некоторых установках газовой, химической,
нефтеперерабатывающей отраслей
промышленности, а также в холодильной
технике. Основные из этих
преимуществ — эксплуатационная надежность,
сочетающаяся с относительно высоким
КПД, простота изготовления,
технического обслуживания и контроля,
возможность использования недефицитных
конструкционных материалов,
работоспособность в широком диапазоне
параметров: давления на входе,
температуры, степени расширения, расхода и
состава рабочего тела.
Известны два варианта
конструктивного выполнения аппаратов: со
струйной (рис. 1) и механической (рис. 2)
системами газораспределения.
Поскольку аппараты со струйной системой
газораспределения не имеют подвижных
элементов, они получили название
«статические». В аппаратах с механической
системой газораспределения
(«динамических») имеется один подвижный
элемент (газораспределитель), частота
вращения которого в зависимости от
геометрических характеристик
устройства находится в пределах 12—100 с-1.
о
и и ии Lee
Рис. 1. Принципиальная схема аппарата ПОГ со
струйной системой газораспределения:
/ — газораспределительное сопло; 2 — резонатор; 3 —
патрубок для подачи газа; 4 — патрубок для отвода газа; 5 —
газораспределительная камера; 6 — рецепторы
30
Рис. 2. Принципиальная схема аппарата ПОГ
с механической системой газораспределения:
/ — газораспределительная камера; 2 — патрубок для подачи
газа; 3 — патрубок для отвода газа; 4 —
газораспределительное сопло; 5 — рецептор; 6 — концевая полость.
Для вращения распределителя
используется, как правило, охлаждаемый газ
или внешний привод, например,
электрический. Адиабатный КПД аппаратов
статического типа составляет 0,3—0,4,
аппаратов динамического типа —
0,6—0,75.
Основные элементы статических и
динамических аппаратов, как видно из
рис. 1 и 2, одни и те же:
газораспределительная камера с патрубками для
подачи и отвода газа,
газораспределитель с соплами и рецепторы.
Газ подается в газораспределитель,
в соплах которого часть внутренней
энергии сжатого газа преобразуется в
кинетическую. В результате вращения
газораспределителя (в аппаратах
динамического типа) или колебательного
движения струи, истекающей из сопла
под воздействием на нее резонаторов
(в аппаратах статического типа)
осуществляется периодическая подача газа
в рецепторы. Рецепторы представляют
собой трубы, входные отверстия
которых, так же как и выходные отверстия
сопл, имеют прямоугольное сечение.
Концы рецепторов со стороны,
противоположной газораспределителю,
объединены в одну или несколько концевых
полостей или заглушены. Периодически
поступающий в рецепторы газ —
«рабочий газ» (р. г.) — совершает работу по
сжатию газа, находящегося в
рецепторах, — «приемного газа» (п. г.).

При работе аппарата в каждом
цикле п. г. диссипирует кинетическую
энергию р. г. и нагревается до температуры,
определяемой балансом количества
энергии, получаемой от р. г. и отводимой
поверхностью рецепторов в виде тепла.
Отдавший энергию приемному газу
рабочий газ пониженной температуры
после завершения контакта струи с
входными отверстиями рецепторов поступает
в газораспределительную камеру и
далее по газоотводящим патрубкам
выводится из аппарата.
Энергообмен между р. г. и п. г. имеет
ударно-волновой характер. При
истечении р. г. в рецептор образуется ударная
волна, а при его выпуске в
газораспределительную камеру — волна
разрежения. Система волн движется к
концевому участку рецептора и,
отразившись от него, возвращается к входному
отверстию рецептора. При этом
количество тепла, выделяющегося в п. г.,
определяется разностью между
нагревом газа при необратимом сжатии в
ударных волнах и его охлаждением в
волнах разрежения.
Установлено, что ограничение
эффективности охлаждения р. г. в аппаратах
пульсационного типа связано с
несколькими причинами. Во-первых, не весь
газ, поступающий в аппарат,
принимает участие в процессе энергообмена
с п. г. вследствие перетечек р. г. из
камеры высокого давления в камеру
низкого давления и конечного
времени перекрытия струей р. г. входного
отверстия рецептора. Можно считать,
что р. г., поступающий в рецептор, не
участвует в формировании ударной
волны с начала контакта струи с
рецептором до перекрытия по крайней мере
половины ширины его входного
отверстия. Во-вторых, трение, возникающее
при движении р. г. в канале и соплах
газораспределителя, а также его
взаимодействие с кромками смежных
рецепторов и отраженными волнами приводит
к снижению эффективности
преобразования энергии. В-третьих, всегда
существуют перетоки тепла от «горячего»
п. г. к «холодному» р. г. в результате
массообмена между ними в
пограничном слое и на контактной
поверхности, а также продольной
теплопроводности стенок рецепторов.
В аппаратах статического типа
ограничение КПД происходит в основном
вследствие того, что значительная часть
р. г. не принимает участия в процессе
энергообмена. Оптическими
исследованиями, проведенными с помощью
прибора ИАБ-451, было выявлено
интенсивное смешение струи р. г. с
охлажденным газом низкого давления. При
неудачном выборе геометрии
газораспределительной камеры наблюдалось и
попадание струи р. г. непосредственно
в газоотводящие патрубки. Кроме этого,
снижение КПД устройств статического
типа может быть вызвано
неоптимальной частотой подачи р. г. в рецепторы,
что приводит к взаимодействию р. г. с
отраженными волнами в рецепторе.
От этих недостатков в значительной
мере свободны аппараты динамического
типа, при стендовых испытаниях
которых был достигнут КПД до 0,6.
Основные потери КПД этих аппаратов
связаны с ограничением эффективности
преобразования кинетической энергии р. г.
в тепло п. г., а также вызваны
конечным временем перекрытия струей р. г.
входного отверстия рецепторов.
Установлено, что на основные
характеристики аппаратов ПОГ
(эффективность охлаждения, расход газа через
аппарат, холодопроизводительность,
температура п. г. и ее распределение
по длине рецепторов) существенное
влияние оказывает частота подачи р. г.
в рецепторы.
На рис. 3 приведены типичные
зависимости изменения параметров
аппарата динамического типа с рецепторами
длиной 2,26 м и диаметром 14 мм от
частоты подачи р. г. в диапазоне 40—
280 Гц (что соответствовало частоте
вращения газораспределителя от 20 до
140 с).
Характер полученных зависимостей
объясняется влиянием волновых
процессов в рецепторах на истечение р. г.
&,кгА
240 //
Рис. 3. Зависимость адиабатного КПД
охлаждения т|5, расхода газа G через аппарат и хо-
лодопроизводительности Q0 от частоты пульсации
f при подаче воздуха в рецепторы
31

из газораспределительных сопл. Так,
например, периодическое увеличение
расхода р. г. возникает вследствие его
взаимодействия с отраженными
волнами разрежения в начальном участке
рецепторов. Значения частот, на
которых отмечаются максимумы расхода,
удовлетворительно совпадают с
резонансными акустическими частотами.
Максимальные значения
эффективности охлаждения получаются на зарезо-
нансных частотах, характеризующихся
более высоким уровнем интенсивности
ударных волн и меньшим перетоком
тепла от п. г. к р. г. в результате
сокращения глубины проникновения р. г.
в рецепторы.
Обнаруженное влияние частоты
подачи р. г. в рецепторы на характеристики
аппаратов ПОГ свидетельствует о том,
что одним из способов регулирования
эффективности охлаждения и холодо-
производительности указанных
устройств может быть изменение скорости
вращения газораспределителя.
В тех случаях, когда необходимо
стабилизировать характеристики
аппаратов при меняющейся частоте, может
быть рекомендовано использование
рецепторов разной длины. Более
подробные сведения об этом приведены в [1].
Типичная зависимость
эффективности охлаждения воздуха от отношения
давлений, срабатываемых на аппарате
ПОГ, приведена на рис. 4. Эти данные
свидетельствуют, во-первых, о широком
диапазоне изменения е, в пределах
которого величина адиабатного КПД
охлаждения r\s остается постоянной, и,
во-вторых, о рациональности
эксплуатации этих устройств при г>2.
Характерно, что простота пуска всех
исследовавшихся конструкций
аппаратов пульсационного типа, сводящаяся
к открытию клапана или задвижки
подачи газа в аппарат (и включения
электропитания при использовании
электропривода) сочетается с малым
временем их выхода на установившийся
режим, составляющим 5—10 мин.
Стендовые исследования позволили
авторам создать инженерную методику
расчета, которая была апробирована
при разработке опытно-промышленных
аппаратов ПОГ-1 динамического типа.
Они предназначены для установок
извлечения широкой фракции
углеводородов из газов стабилизации
конденсата и крекинг-газов способом
низкотемпературной сепарации. Отвод тепла от
32
o,w\ 1 1 1 1 1——I 1
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 с
Рис. 4. Зависимость температурного перепада
ЛТХ=7'0—Т и адиабатного КПД охлаждения r\s от
отношений давлений е
рецепторов осуществляется
атмосферным воздухом. Газ после расширения
в аппарате ПОГ-1 направляется в
рекуперативный теплообменник для
охлаждения потока газа высокого давления,
поступающего в газожидкостный
сепаратор. Учитывая пожаро- и взрывоопас-
ность обрабатываемой продукции, в
этих аппаратах для вращения
газораспределителя используется не
электрический привод, а реактивная тяга,
создаваемая газом, истекающим из сопел,
установленных с эксцентриситетом. Для
обеспечения надежного пуска
аппаратов в зимний период года и
возможности изменять частоту вращения
газораспределителя предусмотрено
радиальное турбинное колесо, механически
связанное с газораспределителем.
Количество газа, подаваемого на привод,
составляет 5—8 % от общего расхода
газа через аппарат, равного 3600 нм3/ч
при давлении на входе 1,0 МПа.
При проведении
опытно-промышленных испытаний аппарата ПОГ-1 на Ше-
белинском газоперерабатывающем
заводе возникла необходимость
осуществления дополнительной герметизации
подшипникового узла, чтобы
предотвратить контакт смазки с обрабатываемым
газом. Это было связано с наличием в
газе сероводорода @,04 % об.) и
мелкодисперсных примесей кокса. В
конструкцию аппарата были также внесены
изменения, обеспечившие большую
простоту его монтажа и обслуживания
на объекте. Был получен перепад
температур 12—19 К при срабатываемом
отношении давлений е= 1,6-7-1,9.
Количество дополнительно извлекаемого
углеводородного конденсата зависело в ос-

новном от состава и параметров
обрабатываемого газа и колебалось в
пределах 2—6 т/сут.
При эксплуатации ПОГ-1 на Сосно-
горском газоперерабатывающем заводе
было достигнуто охлаждение газа в
аппарате на 30 К при е=3,3-т-3,7 (рвх=
= 1,0-7-1,1 МПа; рвых=0,3 МПа). Это
обеспечило температуру сепарации
263—273 К при давлении 1,6 МПа и
средний выход углеводородного
конденсата на уровне 10—12 т/сут. Годовой
экономический эффект от реализации
дополнительно полученной продукции
составил около 70 тыс. руб. Более
подробные сведения о промышленном
применении аппарата ПОГ-1 приведены в
[3].
За рубежом в промышленном
масштабе используют обе разновидности
аппаратов ПОГ. Однако в последнее
время наметилась тенденция
преимущественного применения аппаратов
динамического типа. Температуры
сепарации в зависимости от назначения
установок и характеристик теплообменного
оборудования составляют 150—260 К.
Проектируются и установки сжижения
газов на температурном уровне до 70 К.
Таким образом, результаты
стендовых и опытно-промышленных
исследований аппаратов ПОГ, а также анализ
зарубежного опыта их эксплуатации
показывают перспективность
использования аппаратов пульсационного типа
для охлаждения газов при наличии
достаточного перепада давлений. Тепло,
выделяющееся при работе этих
устройств, может быть использовано на
технологические нужды.
Описанные пульсирующие
охладители газа могут найти применение и в
холодильной технике. Установление
конкретных областей их эффективного
использования требует дополнительных
исследований и технико-экономического
анализа.
Список использованной литературы
1. А. с. 1020723 (СССР).
2. Бобров Д. М., Лаухин Ю. А.,
Сиротин А. М. Новые аппараты для охлаждения
газа и перспективы их использования в
газонефтяной промышленности. Обзорная
информация. Сер.: Подготовка и переработка газа
и газового конденсата. М., 1980, вып. 4
(ВНИИЭгазпром).
3. Опыт использования пульсационного
охладителя для обработки газов стабилизации
конденсата в условиях ГПЗ / Д. М. Бобров,
Ю. А. Лаухин, А. А. Русаков и др.—
Обзорная информация. Сер.: Подготовка и
переработка газа и газового конденсата. М.,
1983, вып. 6 (ВНИИЭгазпром).
4. Soviche G. Principe et utilisation du separa-
teur thermique. Procede frigorifique ELF-Ber-
tin. Caz d'Aujourd'hui, 1973, XII, Vol. 97,
№ 12, p. 567—576.
УДК 637.5.037.004.162.001.24
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ
ОТ УСУШКИ
В КАМЕРАХ ХРАНЕНИЯ
ЗАМОРОЖЕННОГО МЯСА
Канд. техн. наук Е. А. РОТГОЛЬЦ
Потери мяса от усушки могут быть
сокращены путем оптимизации
параметров режима работы холодильных
камер.
Оптимизационные расчеты можно
проводить, если известны зависимости,
отражающие взаимосвязь между
параметрами, характеризующими не только
режим работы холодильной камеры,
но и некоторые ее конструктивные
особенности.
Основные положения теории усушки
продуктов при их холодильном
хранении были рассмотрены Д. Г. Рютовым
[2, 3]. Дальнейшее развитие она
получила в работах Е. С. Курылева,
Г. Б. Чижова, В. А. Верещагина и др.
Исследования этих авторов показали,
что одной из основных составляющих
затрат при холодильной обработке
и хранении продуктов являются
затраты, связанные с потерями от усушки.
Существующие методики ее
определения базируются, как правило, на
рассмотрении процессов либо у
поверхности хранящихся продуктов, либо у
поверхности приборов охлаждения и при
этом недостаточно увязывают
параметры, характеризующие тепломассообмен
в камере, с параметрами,
характеризующими режим работы элементов
холодильной машины, в частности,
приборов охлаждения.
Автором применительно к камере
хранения мороженого мяса,
оборудованной воздушной системой
охлаждения, предложены формулы для
определения тепловых и влажностных
параметров воздуха, а также величины
усушки, учитывающие конструктивные
особенности камеры (размер, тип и
толщину изоляции^ оснащенность
приборами охлаждения и т. п.) и условия ее
эксплуатации.
Была рассмотрена камера хранения
мороженого мяса с воздушной системой
33

охлаждения и с расположением
воздухоохладителей на техническом этаже.
Учитывая сложность физических
процессов, происходящих в таких камерах,
при выводе формул были приняты
следующие основные допущения:
температура и скорость воздуха во
всем грузовом объеме камеры
одинаковы;
среднеобъемная температура мяса,
поступающего в камеру хранения,
равна температуре хранения;
суточные колебания температуры
наружного воздуха отсутствуют.
Принятые допущения позволяют
считать режим хранения стационарным.
В этом случае равновесные влажность
и температуру воздуха в камере можно
найти на основании балансов тепла
и влаги для различных элементов
камеры хранения.
Усушка продукта ДИРП, вызываемая
разностью влагосодержаний воздуха
у поверхности продукта и в камере,
определяется выражением:
bWn=lnFtt{pZ-pK)/M,
A)
где Рп — коэффициент испарения влаги с
поверхности продукта,
рп= 0,622
рсрВ'
ап — коэффициент теплоотдачи от
поверхности продукта к воздуху камеры;
jx — коэффициент сопротивления
испарению;
С- — теплоемкость воздуха;
В — барометрическое давление воздуха в
камере;
Fn — площадь поверхности продукта;
Рк> Рк — парциальное давление насыщенного
водяного пара в камере надо льдом
и в воздухе;
М — психрометрический фактор,
определяемый по известному выражению
Д. Г. Рютова [2].
При отсутствии искусственного
увлажнения воздуха в камере можно
считать, что вся влага, испарившаяся
с поверхности продукта, осаждается
на приборах охлаждения, т. е. AWn=
=Д№В0. Количество влаги,
выпадающей на поверхности воздухоохладителя,
равно:
Д№ ==0,622Gf
Рвх—Рв
> В
B)
где G
массовая производительность
вентиляторов воздухоохладителей;
рвы— парциальное давление водяных паров
в воздухе на входе и выходе
воздухоохладителя.
Входящие в формулы A) и B)
значения парциальных давлений можно
рассчитать по следующим формулам.
Величину парциального давления
водяного пара в воздухе на выходе
из воздухоохладителя можно получить
из уравнения баланса влаги для
элементарного участка поверхности
тепломассообмена воздухоохладителя dF:
Рвых=ргНРвх-Р/0^> О)
где р'{— парциальное давление насыщенного
водяного пара в воздухоохладителе;
л _ «во^о.
Л о— -р;——-,
ао — коэффициент теплоотдачи от воздуха
к поверхности воздухоохладителя;
F0 — площадь поверхности
воздухоохладителей.
Поскольку в камере с
воздухоохладителями, расположенными на
техническом этаже, часть воздуха,
проходящего через приборы охлаждения, ре-
циркулирует в объеме технического
этажа, значение рк выше значения рвых
на величину 0622gk (^»° — количество
воздуха, поступающего в камеру в
единицу времени), а среднее значение
парциального давления водяных паров
в камере с учетом A) — C)
рассчитывается по уравнению:
_ pffli+pjD,
Рк Dx + D2 '
где Di=Ai— A2e-Ao-\-Aie-Ao;
D)
№рОвоМ
VCpG«BOM '
?>2=1— е~Ао.
Парциальное давление насыщенного
водяного пара надо льдом в воздухе
камеры р" и в воздухоохладителе р"
могут быть найдены в зависимости
от равновесной температуры воздуха
в камере tK и температуры
поверхности охлаждающих цриборов tf по
формуле, рекомендованной Третьей сессией
Международной аэрологической
комиссии Всемирной метеорологической
комиссии [1]:
Температуру в камере tK и
температуру охлаждающих приборов tf
определяли по тепловым балансам:
для грузового объема камеры:
5
^?о(^-'.ых) = .2аЛ^т- 'k)-MQb+Q9; E)
34

для всей камеры с учетом доли
воздуха, циркулирующего в пределах
технического этажа, и теплопритока через
покрытие камеры
сРе.0(<„-'вых)=2, *ЛСг-'«>+Q.+Q,. F)
где к{ — коэффициент теплопередачи от
наружной поверхности /-го ограждения к
воздуху камеры;
F, — площадь поверхности i-ro ограждения;
i — номер ограждения A — пол, 2—5 —
стены, 6 — покрытие технического
этажа);
tH — температура наружной поверхности
/-го ограждения;
п — доля воздуха, обрабатываемая
воздухоохладителем и поступающая в грузовой
объем камеры, t=G*0/GBO;
QB — мощность электродвигателя
вентилятора воздухоохладителя;
Q3 — эксплуатационные теплопритоки.
Температуру воздуха на выходе из
воздухоохладителя рассчитывали по
известному выражению в зависимости
от температуры воздуха на входе в
воздухоохладитель tBX и температуры теп-
лопередающей поверхности tf:
-*f+(tBX-tf)e-
G)
Совместное решение уравнений
E) — G) дает возможность получить
зависимость для равновесной
температуры воздуха в камере:
+n[QB+e-A»(QB+kW)]}/
/[(\-е-А°) (cK+k'F) +nk*tfi-**\, (8)
где Ск — теплоемкость воздуха, поступающего
в камеру,
kr — величина, характеризующая качество
ограждений грузового объема камеры,
5
?Г=2 k:F:\
средняя температура наружных
поверхностей ограждений камеры,
2 k:F:tn
tT = •
?*Л
k* — величина, характеризующая качество
ограждений камеры,
6
/J — средняя температура наружных
поверхностей ограждений грузового объема
камеры,
2 W*
<" = ;
2*Л
Потери от усушки при известных
значениях равновесных параметров
воздуха в камере (рК и tj определили
по уравнению A).
Расчеты, выполненные по
представленным формулам, сравнивали с
опытными данными, полученными в ЛТИХП
В. С. Евреиновой, В. А. Верещагиным
и др. в камерах хранения мороженого
мяса на холодильнике в г. Утена при
определении потерь массы образцов из
чистого льда (см. таблицу).
Месяц
Январь
Февраль
Март
Апрель
Май
Июнь
Средне ме-
темпера-
тура
наружного
воздуха,
°С
—7,8
—8,25
—2,95
—3,6
10,5
11,5
Потери
опытные
2,51
2,23
3,2
—
5,1
5,2
массы, %

вычисленные по

предложенной
методике
2,13
2,03
2,63
2,57
4,8
4,85

Отклонения
расчетных
данных от


ментальных, %
15
9
17,8
—
5,9
6,7
Установлено, что расхождение
расчетных и опытных данных не
превышает 18 %. Более низкие показатели
потери массы от усушки, полученные
расчетным путем, объясняются
сложностью учета некоторых
эксплуатационных факторов — теплопритоков и
поступления влаги в камеру при
открывании дверей, неравномерности загрузки
камеры во времени, некоторую
распределенность параметров воздуха —
температуры и скорости — по объему
камеры.
Список использованной литературы
1. Матвеев Л. Т., Быкова Л. П. Таблицы
значений упругости насыщенного водяного
пара над водой и льдом. — В кн.: Труды ГГО
им. Воейкова, 1967, вып. 202, с. 125—133.
2. Рютов Д. Г. Влагообмен в камерах хранения
замороженных продуктов. — Холодильная
техника, 1954, № 3, с. 38—44.
3. Рютов Д. Г. Закономерности усушки
мороженого мяса при хранении. — Труды ЛТИХП,
1956, т. X, с. 10—21.
35

УДК 637.5.037.056
О ВЛИЯНИИ ИЗМЕНЕНИЯ
ТЕМПЕРАТУРЫ НА КАЧЕСТВО
ЗАМОРОЖЕННОГО МЯСА
ПРИ ХРАНЕНИИ
Канд. техн. наук Р. П. ИВАНОВА,
Е. Л. СЕРГЕЕВА, Е. В. ЖОВНЕР
В настоящее время существуют
некоторые технологические проблемы,
связанные с производством и хранением
замороженного мяса. Одна из них —
влияние изменения температуры в
процессе хранения и транспортировки на
его качество. Известные в этой
области работы [1, 2, 5] проводились для
различного диапазона изменения
температур. Влияние многократных
изменений температуры на качество
замороженного мяса ранее не исследовалось.
Цель данной работы*—
определение влияния различных диапазонов
изменений температуры на некоторые
показатели качества говядины.
Объектом исследования служили
мышцы Semitendinosus крупного
рогатого скота. Образцы парного мяса
замораживали при температуре —28 °С.
Часть образцов хранили при
постоянной температуре —28 °С (контроль).
Остальные — попеременно по 3 сут в хо-
* Работа выполнена под руководством
профессора Н. А. Головкина
лодильных прилавках при одной из
температур. —12, —18, —23 °С, а затем
при —28 °С. Цикл повторяли 3 раза.
О качестве говядины судили по
изменению содержания сульфгидрильных
групп [4], водосвязывающей
способности [6], содержания аскорбиновой
кислоты [3], потерям мясного сока при
размораживании мяса.
Проведенные исследования показали
(табл. 1, 2), что в целом состояние
тиоловых групп белковой природы в
мышечной ткани говядины
характеризуется волнообразными колебаниями с
общей тенденцией к повышению
содержания белковых сульфгидрильных
(SH) групп. В процессе
замораживания мяса при температуре — 28 °С их
содержание уменьшается на 16 %.
При этом снижаются: содержание
активных форм аскорбиновой кислоты на
45,6 %, водосвязывающая способность
на 8 % и увеличиваются потери
мясного сока при размораживании мяса.
В процессе хранения содержание
белковых SH-групп возрастает, причем
к концу хранения в контрольных
образцах их больше, чем в опытных. Чем
больше диапазон изменения
температуры, тем меньше содержание белковых
SH-групп в образцах мяса.
Изменение температуры в пределах
5 °С незначительно отражается на
водосвязывающей способности и на поте-
Температура, '
°с
—28
(замораживание)
—28-г—12-^—28
—28-^—18-^—28
—28 -г— 23-4—28
—28 (контроль)
Срок хранения,
сут |
0 (парное)
3 (после
замораживания)
7
14
21
7
14
21
7
14
i 21
7
14
1 21
Содержание
SH-групп,
MKMSH-rp/lr
мыш. ткани j
9,0±0,08
7,6±0,08
10,4±0,41
12,2 ±0,09
8,6±0,11
11,5±0,15
10,9±0,16
10.1 =±=0,11
10,6=h0,22
10,3+0,11
11,0=1=0,08
П,8±0,11
9,8±0,11
10,6±0,09
Та(

Водосвязывающая
способность, %
18,8±0,31
10,8=h0,40
2,8±0,42
1,7±0,13
о=ьо,оо
2,8±0,29
0± 0,00
0± 0,00
5,7±0,71
1 8,5±0,11
10,8±0,63
5,74-0,57
1,31 ±0,07
8,5-1-0,03
5л иц а 1
Потери
мясного
сока при

размораживании, %
2,8
2,8
3,9
4,6
7,2
3,7
4,2
6,5
3,0
3,1
3,9
' 2,7
2,6
3,4
36

Таблица 2
Температура,
°С
—28
(замораживание)
—28-=—-12-7-
-г—28
—28-Т-—18-5-
—28
—28-=-—23-5-
-г~ 28
—28 (контроль)
Срок хранения,
сут
0 (парное)
3 (после

мораживания)
7
14
21
7
14
21
7
14
21
7
14
21
АК, мг/ %
0,74±0,059
0,79±0,063
1,06±0,084
0,51 ±0,040
0,74±0,059
0,86±0,068
0,54±0,043
0,89±0,071
0,12±0,009
0,35±0,027
0,99±0,079
1,43±0,114
0,84±0,067
1,08±0,086
ДАК, мг/ %
1,06±0,084
0,19±0,015
1,5±0,08
1,16±0,092
1,69±0,135
0,69±0,055
1,68±0,118
1,43±0,114
0,57 ±0,045
1,46±0,110
1,97±0,157
0,42±0,33
1,26±0,100
1,78±0,142
АК+ДАК,
мг/%
1,8
0,98
2,11
1,67
2,43
1,55
2,22
2,32
0,69
1,81
2,96
1,85
2,06
2,36
ДКГК,
мг/%
4,63±0,370
5,25±0,420
0,86±0,068
1,3±0,104
1,9±0,152
2,47±0,197
1,96±0,156
2,23±0,178
1,88±0,150
2,5±0,200
2,47±0,197
2,35±0,188
3,70±0,296
2,41 ±0,192
рях мясного сока при
размораживании. С увеличением диапазона
изменения температуры лиофильные
свойства мяса ухудшаются.
При хранении содержание
аскорбиновой кислоты (АК) снижается и
увеличивается содержание ее окисленной
формы — дегидроаскорбиновой
кислоты (ДАК). Содержание необратимо
окисленной формы АК — дикетогуло-
новой кислоты (ДКГК) — к концу
хранения уменьшается (по отношению
к парному мясу).
Таким образом, по исследованным
показателям качество замороженного
мяса незначительно снижалось при
повышении температуры с —28 до —23 °С
и заметно ухудшалось с увеличением
диапазона изменения температуры (при
повышении ее с —28 до —18 и до
—12 °С).
Список использованной литературы
1. Каминарская А. К., Пискарев А. И.
Естественная убыль веса рыбы и изменение
ее качества при замораживании и
холодильном хранении.— Холодильная техника, 1970,
№ 8, с. 11.
2. Постольски Я., Груда 3.
Замораживание пищевых продуктов. М.: Пищевая
промышленность, 1978, с. 607.
3. Соколовский В. В., Лебедева Л.
О методе определения аскорбиновой кис-
лоты, дегидроаскорбиновой и дикетогулоно-
вой кислот в биологических тканях.—
Лабораторное дело, 1974, № 3, с. 160.
4. Ф о л о м е е в В. Ф. Количественное
определение в тканях тиоловых и дисульфидных
групп.— Лабораторное дело, 1980, № 11, с. 653.
5. Kozima Т. Т.— Refrigeration, 1983, Vol. 58,
№ 663, p. 23.
6. Wierbicki E.— Die Fleischwirtschaft, 1962,
№ 14, S. 948.
neeiPiETEtwf!
A1) 1083042 B1) 3363867/28-13 B2) 16.12.81
3 E1) F 25 D 21/06 E3) 621.57,048:621.565.923
G2) А. С. Андреев, В. Д. Фролов, А. М.
Коваленко, Б. В. Пархоменко, Э. Ф. Бену а, С. И.
Козлов
E4) E7) 1. СПОСОБ ОТТАИВАНИЯ
СНЕГОВОЙ ШУБЫ ИСПАРИТЕЛЯ,
предусматривающий прогрев льда на его поверхности
посредством воздействия на испаритель
электромагнитным полем, отличающийся тем, что, с целью
повышения срока службы испарителя и
снижения энергозатрат, в качестве электромагнитного
поля выбирают поле в диапазоне
сверхвысоких частот, при этом используют испаритель с
предварительно нанесенными на него частицами
с малой глубиной проникновения
сверхвысокочастотного поля и удельным электрическим
сопротивлением, максимально превышающим удельное
электрическое сопротивление материала
испарителя.
2. Способ по п. I, отличающийся тем, что
воздействие электромагнитного поля на
испаритель осуществляют в резонансной камере.
37

В порядке обсуждения
ОТ РЕДАКЦИИ. Журнал продолжает обсуждение проблемы
рационального выбора систем охлаждения для холодильных камер, начатую
в статьях Б. Н. Когана «Рациональный выбор систем охлаждения
и воздухоохладителей для холодильных камер» и А. А. Азаркина,
А. В. Шедько «Применение воздушного охлаждения в камерах
хранения мороженой рыбы» («Холодильная техника», 1983, М 1, с. 32—38).
УДК [621 565.92-637,5.037]-.621.565.945
К ОБОСНОВАНИЮ ПРИМЕНЕНИЯ
ВОЗДУШНОЙ
СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ
В КАМЕРАХ ХРАНЕНИЯ
НЕЗАТАРЕННЫХ
ЗАМОРОЖЕННЫХ ГРУЗОВ
АТЕФ САЙД АМЕР,
д-р техн. наук, проф. И. Г. ЧУМАК
Выбирать системы охлаждения для
камер хранения неупакованных
замороженных грузов всегда сложно,
поскольку они должны обеспечивать
нормативные значения усушки и при этом
быть неэнергоемкими.
В статье [1] высказаны различные
мнения о системах охлаждения, причем
предпочтение отдано батарейной
системе. Действительно, она при однорядном
расположении труб у теплых
ограждений перехватывает до 20—30 %
тепла, поступающего в камеру. Однако
эта система имеет следующие
недостатки:
большая металлоемкость: 150—
180 кг B0—25 м2), отнесенных к
1000 Вт отведенного тепла;
неравномерность температурного
поля по объему камеры в летнее время
(для южных районов страны
наблюдается перепад температур до 1 °С
на 1 м высоты, что приводит к
повышению усушки);
значительное уменьшение теплопере-
дающей поверхности и понижение
коэффициента теплопередачи в 2,0—2,5 раза
в результате осаждения инея на ореб-
ренной поверхности, что, естественно,
приводит либо к повышению
температуры в камере хранения при постоян*
ной температуре кипения t0t либо к
понижению температуры кипения для
поддержания заданных режимов, а это,
в свою очередь, сказывается на
возрастании усушки и расхода
электроэнергии на выработку холода;
сложность эксплуатации, особенно
при оттаивании инея, которому
предшествует освобождение камер от грузов,
38
поэтому оттаивание осуществляется
практически 2 раза в год.
Системы охлаждения следует
оценивать по общим показателям,
основными из которых являются
температура в камере и теплопритоки,
вызывающие усушку продуктов. Для
определения последней автор работы [1]
рекомендует формулу Дальтона.
Однако она не учитывает основных
показателей, определяющих усушку, так как
в нее входят второстепенные, трудно
определяемые величины: коэффициент
испарения влаги с поверхности
продукта р, поверхность продукта F,
парциальное давление пара воздуха р0 в
камере и парциальное давление пара над
поверхностью продукта р".
Кроме того, автор предполагает, что
камера работает в стационарном
режиме, поэтому величину усушки из
уравнения Дальтона получить нельзя,
следовательно, применение этого
уравнения при анализе систем охлаждения
может привести к ложным выводам.
Многие исследователи — В. 3. Жа-
дан, С. Г. Чуклин, а также Б. Н. Коган
[1] и др., указывают на основной
недостаток систем с воздушным
охлаждением, связанный с тем, что
воздухоохладители практически не экранируют
теплые поверхности и все
поступающие наружные теплопритоки вызывают
усушку продуктов.
В настоящее время накоплен
достаточный опыт эксплуатации воздушной
системы охлаждения в камерах
хранения замороженных и охлажденных
грузов. Осуществлен ряд мероприятий,
позволяющих уменьшить влияние
внешних и внутренних теплопритоков на
процессы массопереноса [2, 3].
За рубежом в камерах с воздушной
системой охлаждения рекомендуют
применять низкие температуры воздуха
(до -30 °С).
Режимы работы камер с воздушной
системой охлаждения необходимо
выбирать на основе технико-экономических
расчетов, учитывая при этом не только

наличие общеобменной вентиляции, но
и дополнительных устройств для
перехвата части теплопритоков через
наружные ограждения.
Системы с воздушным охлаждением
для камер хранения замороженных
грузов являются перспективными при
осуществлении дополнительных
мероприятий:
частичного перехвата внешних тепло-
притоков охлажденным воздухом,
поступающим из системы воздухораспре-
деления. Для этого можно использовать
экраны из недефицитных материалов,
с помощью которых распределяют
потоки воздуха по камере. Подобные
устройства внедрены в камерах
хранения Тернопольского мясокомбината;
увлажнения воздуха после
воздухоохладителя [4] путем добавления
наружного воздуха либо повышения
в специальном аппарате влагосодержа-
ния части воздуха (~1 %),
циркулирующего в камере;
установки вентиляторов на входе
в воздухоохладители в целях
частичного гашения тепла, эквивалентного
работе электродвигателей вентиляторов.
Перечисленные мероприятия
являются апробированными и
недорогостоящими. Они позволяют создать условия,
при которых значение усушки не
превышает нормативной величины, а также
усушки, получаемой при батарейном
охлаждении и температуре в камере
'кам 204—24 °С.
Для подтверждения изложенного
положения проведен
технико-экономический анализ батарейной, воздушной
и панельной систем охлаждения при
одинаковых условиях эксплуатации
камер.
Для примерного расчета были
выбраны объекты, расположенные в Москве
(среднегодовая температура 4,7 °С)
и в Дамаске, Сирия (среднегодовая
температура 17,6 °С).
Для расчета усушки использована
формула:
AG= Q0-P.J ,
ld(r—lw)
где Q — общий тепловой поток, поступающий
в камеру,
Q=Qi+Q2+Q4+Q3JI.flB;
Qi — конвективный и радиационный
тепловые потоки через ограждения, кДж;
Q2 — тепло, выделяемое при домораживании
в случае пятикратной загрузки камеры
в год, кДж;
Qi — эксплуатационные теплопритоки в
течение восьмичасового рабочего дня, кДж;
Q3JI дв — тепло, выделяемое электродвигателем
вентилятора, кДж;
ер.э — коэффициент радиационной
эффективности, равный для систем охлаждения:
воздушной — 0, батарейной — 0,214
и для панельной — 0,44 (по данным
В. Г. Погонцева);
%d — отношение общего тепловыделения к
тепловыделению за счет конденсации;
? — коэффициент влаговыпадения;
е, — тепловлажностное отношение
(рассчитывается по данным И. Г. Чумака
и В. П. Онищенко);
г — теплота парообразования;
iw — энтальпия воды.
Результаты расчета (таблица, рис. 1,
2) показывают следующее:
при использовании систем с
воздушным охлаждением среднегодовая
усушка больше, чем при использовании
батарейной или панельной систем
охлаждения;
при установке вентиляторов на входе
в воздухоохладители и полном
перехвате внешних теплопритоков через
перекрытия среднегодовая усушка при
применении системы с воздушным
охлаждением близка к ее значению при
батарейном охлаждении.
Значения усушки, полученные для
условий Москвы, сравнивали с
нормативными данными, рассчитанными для
температуры в камере /кам= —15 °С,
при среднеквартальных температурах:
АЩ
-20 -24 -28 -32 tHaMt*C
Рис. 1. Зависимость среднегодовой усушки AG
от температуры воздуха камеры /кам для условий
Москвы:
/ — система воздушного охлаждения; 2 — система
воздушного охлаждения с гашением 50 % тепла, эквивалентного
работе электродвигателей вентиляторов; 3 — то же, с
перехватом 20 % внешних теплопритоков через перекрытия; 4 —
система воздушного охлаждения с гашением 50 % тепла,
эквивалентного работе электродвигателей вентиляторов, и
полным перехватом внешних теплопритоков через перекрытия;
5 — батарейная система; 6 — панельная система охлаждения
39

—20
—24
—28
—32
—36
Воздушная
система
охлаждения
1
1,139
1,096
1.065
1,044
1,031

Москва
3,17
2,57
2,04
1,58
1,24

Дамаск
4,17
3,27
2.49
1.89
1,45
Усушка, AG, %
Воздушная система охлаждения
с гашением 50 % тепла, эквивалентного
работе электродвигателей вентиляторов
1
1,139
1.096
1,065
1,044
1,031
Нет

дополнительных

мероприятий

Москва
2,74
2,21
1,79
1,32
1,04

Дамаск
3,67
2,89
2,21
1,67
1,28
Перехват
20%
внешних
теп-
лопритоков
через
перекрытия

Москва
2,61
2,13
1,67
1,28
1,01

Дамаск
3,50
2.75
2,11
1,59
1,22
Полный
перехват
внешних
теплопри-
токов
через
перекрытия

Москва
2,25
1,83
1,40
1,10
0,86

Дамаск
2,81
2,22
1,70
1,29
1,003
Батарейная
система
охлаждения
1
1,157
1,108
1,073
1,050
1,035

Москва
2,01
1,66
1,32
1,03
0,81

Дамаск
2,77
2,20
1,70
1,30
1,10
Панельная
система
охлаждения
1
1,17
1,11
1,08
1,05
1,04

Москва
1,30
1,15
1,01
0,80
0,63

Дамаск
2,02
1,58
2,22
1,89
0,70
Рис. 2. Зависимость среднегодовой усушки AG
от температуры воздуха камеры /кам для
условий Дамаска; (обозначения см. на рис. 1)
дама Весна Лето Осень Зима
Рис. 3. Зависимость усушки AG от времени года
при температуре воздуха камеры *кам= —15 °С
/ — система воздушного охлаждения, нормативные данные
2 — то же, расчет; 3 — батарейная система охлаждения, нор
мативные данные; 4 — система воздушного охлаждения с га
шением 50 % тепла, эквивалентного работе электродвига
телей вентиляторов; 5 — батарейная система охлаждения, рас
чет; 6 — панельная система охлаждения, нормативные данные
7 — то же, расчет
40
чр.зим— 9,13 С; *ср.вес—3,63 С; *срлет—
-16,7 "С;*„=4,2 "С
Из рис. Ъ следует, что при
установке вентиляторов на входе в
воздухоохладитель и перехвате внешних тепло-
притоков через перекрытия усушка
близка к нормативной для батарейной
и панельной систем охлаждения.
Усушка осенью больше, чем весной, так как
теплопритоки через ограждения в этот
период года больше (*ср.осен>'ср.вес.
Результаты технико-экономического
анализа приведены на графике (рис. 4).
Из графика следует, что суммарные
приведенные годовые затраты С,
отнесенные к 1000 т емкости, наибольшие
для воздушной системы охлаждения.
Максимум их соответствует
температуре в камере *кам=—36 °С и
составляет 64 тыс. руб/год, а минимум —
*кам = —27 °С и составляет 56,5 тыс.
руб/год.
При установке вентиляторов на входе
в воздухоохладители суммарные
приведенные годовые затраты
уменьшаются до 48 тыс. руб/год при tKaM=s
= 25 °С. При гашении тепла,
эквивалентного работе электродвигателей
вентиляторов, и перехвате внешних тепло-
притоков через перекрытия суммарные
приведенные годовые затраты
D1,8 тыс. руб/год при /кам=— 24 °С)
приблизительно равны приведенным
годовым затратам при батарейной
системе охлаждения.
Таким образом, оптимальная
температура воздуха в камере со
специальным воздухораспределением находится
в пределах от —22 до —25 °С. При этих
температурах усушка будет совпадать
с нормативной.

С,тыс.рц&/год
-20 -24 -28 -J2 tmMi °C
Рис. 4. Зависимость годовых приведенных затрат
С от температуры воздуха камеры tKSLtA для
одноэтажного холодильника:
/ — суммарные приведенные затраты для системы
воздушного охлаждения; 2 — то же, с гашением 50 % тепла,
эквивалентного работе электродвигателей вентиляторов; 3 — то же,
с гашением тепла, эквивалентного работе электродвигателей
вентиляторов, и с перехватом 20 % внешних теплопри-
токов через перекрытие; 4 — то же, с гашением 50 % тепла,
эквивалентного работе электродвигателей вентиляторов, и
с полным перехватом внешних теплопритоков через
перекрытия; 5 — суммарные приведенные затраты для
батарейной системы охлаждения; 6 — годовая стоимость усушки
при использовании системы воздушного
охлаждения; 7 — суммарные приведенные затраты для
панельной системы охлаждения; 8 — годовая стоимость усушки
при использовании системы воздушного охлаждения с
гашением 50 % тепла, эквивалентного работе электродвигателей
вентиляторов; 9 — то же, с гашением 50 % тепла,
эквивалентного работе электродвигателей вентиляторов, и перехватом
20 % внешних теплопритоков через перекрытия; 10 — то же,
с гашением 50 % тепла, эквивалентного работе
электродвигателей вентиляторов, и полным перехватом внешних
теплопритоков через перекрытия; // — годовая стоимость усушки
при использовании батарейной системы охлаждения; 12 —
годовая стоимость усушки при использовании панельной
системы охлаждения; 13 — годовая стоимость холода для
системы воздушного охлаждения; 14 — то же, для батарейной
системы охлаждения; 15 — то же, для панельной системы
охлаждения
При батарейной системе охлаждения
суммарные приведенные годовые
затраты минимальны D0 тыс. руб/год) при
/кам=—23 °С. Для этой системы
наиболее эффективными температурами
необходимо считать —20-г-—24 °С.
При панельной системе охлаждения
усушка и приведенные годовые
затраты являются наименьшими, чем для
любой из рассматриваемых систем,
минимум составляет 29 тыс. руб/год при
tKaM=—20 °С, но при понижении
температуры в камере затраты резко
возрастают.
На основании проведенной работы
можно сделать следующие выводы.
— Применение систем воздушного
охлаждения без локализации внешних
теплопритоков для промышленных
объектов нецелесообразно, так как в этом
случае минимум приведенных затрат
составляет 56,5 тыс. руб/год при ?кам=
=—27 °С, что превышает затраты при
батарейной системе охлаждения
на 17%.
— Для систем воздушного
охлаждения камер замороженных грузов при
температуре воздуха —24 °С установка
вентиляторов на входе в
воздухоохладитель и локализация наружных
теплопритоков позволяют уменьшить усушку
до ее значения, получаемого для камер
с батарейной системой охлаждения.
— Для камер с системами
воздушного охлаждения характерны:
равномерное распределение температуры
воздуха по высоте, хорошие санитарные
условия хранения груза, уменьшение
расхода металла на изготовление
приборов охлаждения примерно в 3—4
раза, увеличение грузовой площади
по сравнению с грузовой площадью
камер, оборудованных батарейной или
панельной системами.
— Воздушная система охлаждения
обеспечивает простоту автоматизации
оттаивания.
— Воздушная система охлаждения
камер с локализацией до 30 % внешних
теплопритоков и дополнительным
увлажнением воздуха является
перспективной и конкурентоспособной
системой охлаждения для камер хранения
распределительных и производственных
холодильников, а также фруктохра-
нилищ.
Список использованной литературы
1. Коган Б. Н. Рациональный выбор систем
охлаждения и воздухоохладителей для
холодильных камер.— Холодильная техника, 1983,
№ 1, с. 32—36.
2. КрасномовецП. Г., Чумак И. Г. Тепло-
и влагообмен в камерах хранения с
увлажнительными устройствами. — В кн.:
Холодильная техника и технология. Киев, 1975, вып. 21,
с. 100—104.
3. Мнацаканов Г. К., Кол яка В. Ф.
Энергетическая эффективность увлажнения
холодильных камер наружным воздухом.— В кн.:
Холодильная техника и технология. Киев, 1977,
вып. 25, с. 96—100.
4. Промышленные испытания камеры
хранения мороженых продуктов, увлажняемой
влагой наружного воздуха / Г. К.
Мнацаканов, И. Г. Чумак, Г. П. Дейнего и др. —
Холодильная техника и технология. Киев,
1982, вып. 35, с. 122—125.
41

Стандарты и качество
УДК 637.5.037.004.162@83.75)
О ПРИМЕНЕНИИ НОВЫХ НОРМ
УСУШКИ
Канд. техн. наук В. Н. КОРЕШКОВ, 3. И. ЖО-
КИНА,
канд. техн. наук В. В. ГУСЛЯННИКОВ
С 1 октября 1983 г. на предприятиях
мясной промышленности действуют нормы
усушки мяса и субпродуктов в блоках,
упакованных в полимерные пленки, при
замораживании в скороморозильных
аппаратах и морозильных камерах
холодильника.
Они разработаны ВНИКТИхолодпромом
и его Северо-Кавказским отделением на
основе экспериментальных исследований
потерь массы (брутто, нетто) мяса и
субпродуктов в блоках в зависимости от вида
продукции, термического состояния перед
замораживанием, вида пленки и способа
упаковки, а также условий
замораживания.
Установлены следующие нормы усушки
при замораживании в скороморозильных
аппаратах при температуре хладоносите-
ля —23 °С и ниже (I) ив морозильных
камерах при температуре воздуха —23 °С и
ниже (II):
Усушка, % к
массе нетто
I II
Говядина, свинина, баранина жило- 0,12 0,25
ванные всех сортов, выработанные
из остывшего и охлажденного мяса,
вырезка после технологической
обработки
Субпродукты мякотные и слизистые 0,16 0,40
всех видов, кроме сердца, вымени и
печени, после технологической
обработки
Сердце, вымя, печень и мясная об- 0,22 0,50
резь после технологической
обработки
Нормы распространяются на блоки мяса
и субпродуктов, выработанные в
соответствии с требованиями действующих
технологических инструкций и ОСТ 49 66—74
«Блоки из жилованного мяса и
субпродуктов замороженные», при замораживании в
скороморозильных аппаратах всех типов и в
морозильных камерах, оборудованных
различными приборами охлаждения
(стеллажные, пристенные или потолочные батареи,
воздухоохладители).
Нормы установлены для блоков,
упакованных в обертки или пакеты из
полиэтиленовой пленки, пленки «повиден» и
комбинированного материала. В случае
замораживания в морозильных камерах блоков,
упакованных в ламинированную бумагу,
применяется норма усушки в размере 0,60 %
к массе нетто.
42
На основании экспериментальных
данных нормы усушки дифференцированы для
мяса, включая вырезку, и субпродуктов
без разделения по видам скота. В свою
очередь, субпродукты по величине усушки
разделены на две группы: первая — сердце,
вымя, печень; вторая — все остальные
субпродукты (мякотные и слизистые).
К первой группе относится также мясная
обрезь.
Нормы дифференцированы также в
зависимости от условий замораживания: в
скороморозильных аппаратах и
морозильных камерах.
Исследованиями не установлено
существенных различий в потерях массы мяса
и субпродуктов в блоках, упакованных в
полимерные пленки, при замораживании
в морозильных камерах в диапазоне
температур от —18 до —30 °С. Однако,
учитывая требования технологической
инструкции (Сборник технологических инструкций
по охлаждению, замораживанию,
размораживанию и хранению мяса и
мясопродуктов на предприятиях мясной
промышленности. М., ВНИКТИхолодпром, 1981),
нормы даны на режим замораживания
—23 °С и ниже.
Исследования показали близость
величин потерь массы субпродуктов при
замораживании после технологической
обработки и после охлаждения. Однако
замораживание субпродуктов в охлажденном виде
(двухфазное) и соответственно применение
норм допускается только с разрешения
минмясомолпромов союзных республик,
поскольку в этом случае общие потери
массы увеличиваются (за счет потерь при
охлаждении) на 1,0—1,2 % при
замораживании как в скороморозильных
аппаратах, так и в морозильных камерах.
В то же время для жилованного
мяса и вырезки всех видов в блоках,
упакованных в полимерные пленки,
выработанных из мяса с температурой
выше 12 °С, при замораживании в
морозильных камерах холодильника норма
усушки увеличивается на 30 % по сравнению
с приведенными выше нормами. При
замораживании в скороморозильных аппаратах
применяют нормы усушки, предусмотренные
для остывшего и охлажденного мяса и
вырезки.
Нормы усушки разработаны в
процентах к массе нетто. Как показали
исследования, усушка мяса и субпродуктов
обусловлена в основном потерями влаги
при замораживании в виде снега и льда,
скапливающихся под упаковкой и на
поверхности продукта. Это так называемые
внутренние потери, величина которых
определяется наличием слабо связанной влаги

в продукте (вода, кровь, молоко и т. д.),
плотностью прилегания пленки к
поверхности продукта, тщательностью заполнения
продуктом углов упаковки и общей под-
прессовкой.
Изменения массы брутто продукта
являются результатом выдавливания влаги
при формовке блока, испарения влаги
при замораживании из-за неплотности
(негерметичности) упаковки и нарушений
целостности пленки, а также выпадания
снега из упаковки при выбивке блоков из
тазиков или обечаек скороморозильных
аппаратов, складировании и транспортировке.
Как показали исследования, в общей
усушке продукта при замораживании в
скороморозильных аппаратах 75 % составляют
внутренние и 25 % наружные потери массы;
при замораживании в морозильных
камерах соотношение потерь примерно
одинаковое.
Настоящие нормы усушки мяса и
субпродуктов в блоках, упакованных в
полимерные пленки, являются контрольными,
предельно допустимыми и применяются для
оценки фактически выявленной усушки
жилованного мяса, вырезки, субпродуктов
(мякотных и слизистых) при
замораживании в скороморозильных аппаратах и
камерах холодильника. Размер фактической
усушки определяют сопоставлением
фактических остатков по данным инвентаризации
с данными бухгалтерского учета.
Усушку мяса и субпродуктов при
замораживании и хранении рассчитывают в
соответствии с «Инструкцией по
применению норм усушки мяса и мясопродуктов
при холодильной обработке и хранении на
холодильниках».
Предельно допустимую усушку Еу, кг,
мяса и субпродуктов в блоках при
замораживании определяют по формуле:
р _ Мн- Ну
у~ юо
где Мн — масса продукта нетто, поступившего на
замораживание, кг;
Ну — норма усушки, %.
Для расчета фактической массы нетто
Мнф, кг, замороженного продукта в
полимерной пленке, при инвентаризации или
отгрузке с предприятия применяют формулу:
М,ф= (М6-Мб • Н„) - (мн1 • K^L ) ,
где Мб — масса продукта брутто с учетом
полимерной пленки и внутренних потерь
в виде снега и льда, кг;
Нп — норма расхода пленки на упаковку
блоков мяса и субпродуктов, кг/т;
Мн1 — масса продукта без полимерной пленки,
но с учетом снега и льда под
упаковкой, кг;
К — коэффициент, равный 0,75 при
замораживании в скороморозильном
аппарате и 0,5 при замораживании в
морозильной камере холодильника,
рассчитанный по соотношению усушки
нетто и брутто;
Ну — норма усушки продукта при
замораживании, %.
Пример.
При проведении инвентаризации на
холодильнике было установлено, что масса брутто
жилованного мяса в блоках, упакованных в
обертки из полиэтиленовой пленки толщиной
60 мкм, замороженных в скороморозильном
аппарате, составляет 100 000 кг. Норма расхода
пленки 4,8 кг/т. В этом случае масса нетто
Мн ф= A00 000— 100 000 - 0,0048) >
_ (99520- ^=?l^^l) =99430,4 к,
Уточненную массу нетто (Мнф)
указывают в материалах инвентаризации и
документах отгрузки.
Применение полимерной пленки при
замораживании мяса и субпродуктов в
морозильных камерах холодильника позволяет
в 2—2,5 раза сократить потери массы
по сравнению с потерями при
замораживании неупакованных продуктов. При
замораживании в скороморозильных
аппаратах потери массы продукции, упакованной
в полимерную пленку, в 5—8 раз меньше,
чем неупакованной, и в 2—2,5 раза
меньше, чем упакованной в полимерную пленку,
но замороженной в морозильных
камерах холодильника.
Применение полимерных пленок для
упаковки блоков мяса и субпродуктов
при замораживании и хранении является
экономически и технологически
целесообразным.
Годовой экономический эффект от
снижения усушки в результате применения
полимерной пленки с учетом фактических
объемов выработки B00 тыс. т/год)
составляет при замораживании в
скороморозильных аппаратах 20 тыс. руб., в
морозильных камерах 270 тыс. руб. и при
последующем хранении 300 тыс. руб.
В целях уменьшения усушки мяса и
субпродуктов рекомендуется:
замораживать субпродукты сразу после
технологической обработки, а жилованное
мясо и вырезку, выработанные из
остывшего сырья или из сырья с температурой
выше 12 °С, предпочтительнее
замораживать в скороморозильных аппаратах;
применять влагонепроницаемые
упаковочные материалы, обеспечивая плотное
прилегание их к поверхности продукта, и
вакуумную упаковку;
производить тщательную укладку и под-
прессовку продукта при формовании
блоков, а также обвязку блоков, формуемых
в тазиках-формах и упаковываемых в
обертки из полимерной пленки;
усилить контроль за окончанием
процесса стекания влаги с мясной обрези и
субпродуктов;
поддерживать температуру хладоноси-
теля в скороморозильных аппаратах и
температуру воздуха в морозильных
камерах холодильника —23 °С и ниже.
43

СМЕН ©ПЫТОНИ
УДК 621.565.93/.94
ВОЗДУШНО-ИСПАРИТЕЛЬНЫЙ
КОНДЕНСАТОР ФК-120
Ю. Я. СЕНЯГИН, В. П. БАЕВ,
В. Н. АЛМАЗОВ
В последнее время на предприятиях
мясной и молочной промышленности все
большее применение в составе
аммиачных холодильных установок получают
испарительные и воздушные
конденсаторы. Это объясняется тем, что
использование испарительных конденсаторов
вместо кожухотрубных с брызгательны-
ми бассейнами либо градирнями
существенно сокращает расход воды и
электроэнергии на работу водяных насосов и
компрессоров, а при эксплуатации
воздушных конденсаторов воды вообще не
требуется, однако эффективность их
работы значительно снижается в летний
период.
С целью создания простого по
устройству, эффективного и удобного в
эксплуатации конденсатора для
холодильных установок, сочетающего в себе
все преимущества испарительных и
воздушных конденсаторов, в
Тамбовском филиале Волгоградского
головного ПКБ разработана техническая
документация, изготовлен и испытан
воздушно-испарительный конденсатор
то
ФК-120 для охлаждения и конденсации
паров аммиака, используемый в составе
оборудования холодильных установок
как самостоятельно, так и в качестве
модуля. Наиболее предпочтительно его
применение в составе холодильных
установок небольшой мощности на
низовых молочных заводах, сепараторных
пунктах.
Техническая характеристика
конденсатора ФК-120
Тепловая нагрузка при
температуре конденсации 35 °С и
температуре охлаждающего воздуха
по смоченному термометру 18 °С,
кВт 70
Общая поверхность охлажде- 120
ния, м2
Поверхность воздушного 100
охлаждения, м2
Шаг между пластинчатыми реб- 11,7
рами, мм
Вентилятор
тип
мощность электродвигателя,
кВт
Водяной насос
тип
мощность электродвигателя,
кВт
Габаритные размеры, мм
длина
ширина
высота
Масса, кг
Осевой № 8-в
0,9
Центробежный
консольный
1,5 КМ-8/19
0,7
1590
1510
2500
1400
Воздушно-испарительный конденсатор ФК-120:
/ — вентилятор; 2 — переходник; 3 — ороситель; 4 — каркас;
5 — батарея испарительного охлаждения; 6 — лоток; 7 —
центробежный насос; 8 — поддон; 9 — батарея воздушного
охлаждения; 10 — перегородка; // — ресивер; 12, 15 —
трубопровод; 13 — экран; 14 — вентиль
I I t
44

Конденсатор (см. рисунок) состоит из
каркаса, батарей воздушного (из труб,
для оребрения которых использованы
пластины от серийно выпускаемых
воздухоохладителей типа ВОП) и
испарительного (из гладких труб)
охлаждения, вентилятора, переходника,
перегородки (направляющей), оросителя,
лотка, экрана, поддона, ресивера,
центробежного насоса, трубопроводов и
вентиля.
Отличительной особенностью
конденсатора ФК-120 является расположение
батарей воздушной и испарительной
секций — не одна под другой, а
рядом, с сохранением последовательности
движения аммиака через секции и
параллельным движением воздушного
потока по секциям. Подобная конструкция
конденсатора позволяет
эксплуатировать его в средней полосе СССР без
орошения водой в осенний, зимний и
весенний периоды и лишь в летнее
время использовать воду.
При работе конденсатора в «летнем»
режиме пары аммиака конденсируются,
последовательно проходя через
воздушную и испарительную секции и отдавая
соответственно 40 и 60 % тепловой
энергии, при работе в «зимнем»
режиме — проходя только через
воздушную секцию. При «зимнем» режиме
возможна также работа на обе секции без
подачи воды на охлаждение.
Воздушно-испарительный
конденсатор ФК-120 имеет высокую степень
заводской готовности, которая
ускоряет выполнение монтажных работ на
месте установки. Внедрение его
обеспечивает годовую экономию около
5 тыс. м3 воды и 20 тыс. кВт- ч
электроэнергии.
Эксплуатация опытного образца
конденсатора на Тамбовском городском
молочном заводе подтвердила его
технические характеристики.
УДК 621.565.92:692.41
СОЛНЦЕЗАЩИТА КРОВЛИ
ХОЛОДИЛЬНИКА
ТБИЛИССКОГО МЯСОКОМБИНАТА
О. Ф. АВДЕЕВ
В свете задач, поставленных
Продовольственной программой СССР,
особую важность приобретает вопрос
максимального снижения потерь сырья и
продукции при холодильном хранении.
На основании исследований и опыта
эксплуатации холодильников
установлено, что потери массы неупакованных
мясных продуктов в результате усушки
зависят от притока тепла в
холодильные камеры и составляют 0,15 г в
расчете на величину теплопритока, равную
4186,8 Дж A ккал), при температуре
воздуха в камере —18 °С*.
Одним из факторов, увеличивающих
приток тепла в холодильные камеры,
является повышение температуры
поверхности ограждающих конструкций в
результате солнечного облучения.
Поэтому проблема уменьшения нагрева
стен и кровли холодильных камер
солнцем весьма актуальна для южных
и горных районов с повышенным
уровнем солнечной радиации. Причем, если
влияние облучения наружных стен
солнцем можно свести к минимуму путем
рациональной планировки
холодильника, то уменьшения притока тепла через
кровлю можно добиться лишь за счет
совершенствования ее конструкции.
С этой целью в мировой и
отечественной практике применяют следующие
средства солнцезащиты кровель:
покрытие различными светоотражающими
красками и эмалями, оклейка
поверхности фольгоизолом, засыпка слоем
земли с растительным покровом,
устройство водоналивных и других
затеняющих экранов. Каждый из этих
видов солнцезащиты не лишен
недостатков. Технико-экономический анализ
показал, что наиболее целесообразным
является устройство затеняющих
экранов с проветриваемым пространством
над кровлей. Такое решение было
применено специалистами Гипромясо при
реконструкции холодильника
Тбилисского мясокомбината.
Солнцезащитный экран (см. рисунок)
состоит из съемных щитов размером
1125X2850 мм и массой около 80 кг.
Их собирают из двух асбоцементных
листов УВ-7,5 (ГОСТ 16233—77),
соединяя с помощью деревянных реек на
шурупах. В коньке щиты соединяют
специальным шарниром, что позволяет
осматривать и ремонтировать кровлю,
не производя полного демонтажа экра-
* Душин И. Ф., Проник А. И.,
Долгова Л. А. Защита покрытий холодильников от
солнечной радиации. Обзорная информация.
Сер.: Холодильная промышленность и транспорт.
М., 1973 (ЦНИИТЭИмясомолпром).
45

Схема солнцезащиты кровли холодильника:
/ — щит из асбестоцементных листов УВ-7,5; 2 —
металлическая ферма; 3 — слой фольгоизола; 4 — железобетонный лоток;
5 — железобетонная плита; 6 — теплоизоляция ПСБ-С
толщиной 250 мм; 7 — водоизоляционный ковер
на. Щиты внахлестку укладывают
вручную на деревянные прогоны и крепят
болтами к нижней части
металлической фермы в виде двухскатного
шпренгеля с пролетом 5,62 и 5,20 м.
Фермы массой 87,9 кг, верхний пояс
которых выполнен из двух уголков,
а нижний пояс и решетка — из
арматурной стали, устанавливают на
сборные железобетонные лотки с шагом
3,0 м и крепят к ним болтами.
Верхний пояс ферм скрепляют
деревянными прогонами.
Железобетонные лотки сечением
420X350 мм служат для отвода
атмосферных осадков с кровли. Лотки
устанавливают вдоль балок покрытия с
шагом 6,0 м. Между стенками лотков
и свесами щитов экрана предусмотрен
зазор, через который пространство
между экраном и кровлей
проветривается. Для рассеивания прямых
солнечных лучей, попадающих на кровлю
в этот зазор, а также чдля усиления
водоизоляционного покрытия полосу
под лотком шириной 1,2 м
проклеивают фольгоизолом.
Конструкция экрана и масса
отдельных элементов позволяют вручную
разобрать его в любом месте для
ремонта кровли. Несущие конструкции
экрана рассчитаны на снеговую
нагрузку ж700 Па и ветровую нагрузку
450 Па,
Расход стали на изготовление
экрана — 468 кг/м2. Для антикоррозионной
защиты металлические конструкции
покрывают дважды масляной краской по
грунтовке железным суриком.
Сметная стоимость
строительно-монтажных работ по сооружению
солнцезащитного экрана — 674 руб/м2, в том
числе стоимость конструкций —
190 руб./м2.
Годовой экономический эффект от
применения затеняющего экрана для
первой очереди строительства
холодильника Тбилисского мясокомбината
при общей площади кровли 2,23 тыс. м2
составил 295,3 тыс. руб. При этом
потери от усушки мяса уменьшаются
на 211 т, а расход холода — на
58818 ГДж.
К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для всех
остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть более
пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв
и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим
карандашом —- латинского.
4. В статьях необходимо использовать Международную систему единиц (СИ).
5. Список использованной литературы (не более десяти наименований)
приводится в конце статьи по алфавиту с соответствующими ссылками на нее в тексте.
В списке использованной литературы указываются фамилия и инициалы автора,
название книги, место издания, название издательства, год издания, общее
количество страниц (или название статьи и журнала, или другого периодического
издания, год, номер, страницы). Ссылки на рукописные работы не допускаются.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с
соблюдением ГОСТов. Представляемые светокопии должны быть новыми. Допустимый
наибольший размер чертежа 300X400 мм.
7. Одновременно со статьей представляется реферат, в котором кратко
излагается содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее результаты.
Объем реферата не должен превышать 1/3 страницы машинописного текста.
8. Статья должна быть подписана всеми авторами.
46

ОХРИМ ТРУДА
Ш ТЕХНКШШ
ШОПАСШОП
УДК 621.565-78
ПРОФЕССИОНАЛЬНОЕ
МАСТЕРСТВО
И ДИСЦИПЛИНА — ЗАЛОГ
БЕЗАВАРИЙНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Ю. К. СОЛОМАХА
Аммиачная холодильная установка
представляет собой сложный комплекс
холодильного оборудования,
неквалифицированная эксплуатация которого
может привести к опасным режимам его
работы и авариям с прорывом
большого количества аммиака. При этом
неизбежен травматизм
обслуживающего персонала, поскольку аммиак
является вредным веществом 4-го класса
опасности [6]. В связи с этим
в действующих «Правилах устройства
и безопасной эксплуатации аммиачных
холодильных установок» [4] особое
внимание уделено вопросам
инструктажа, обучения и проверки знаний
обслуживающего персонала, который
должен иметь свидетельство об окончании
специального учебного заведения или
курсов по эксплуатации аммиачных
холодильных установок.
При большом разнообразии
холодильных установок и потребителей
холода безопасная эксплуатация их
возможна лишь при глубоком знании
персоналом специфики обслуживания
конкретной холодильной системы. Поэтому
даже машинисты высокой
квалификации должны перед допуском к
обслуживанию аммиачной холодильной
установки пройти стажировку сроком не
менее одного месяца с последующей
проверкой знаний. Практика
показывает, что при несоблюдении этих условий
неквалифицированные действия
персонала могут привести к серьезным
последствиям. Так, например,
допущенный к самостоятельному
обслуживанию холодильной установки на
Сухумском мясокомбинате необученный
машинист ввел ее в работу без подачи
воды в конденсатор и охлаждающую
рубашку компрессора, что привело к
прорыву аммиака из системы.
Машинисты аммиачных холодильных
установок должны регулярно проходить
инструктаж, обучение и проверку
знаний по правильному обслуживанию
установки и входящего в нее
холодильного оборудования, технике
безопасности и практическим действиям
по оказанию доврачебной помощи.
Инструктаж обслуживающего
персонала проводится в соответствии с
ГОСТ 12.0.004—79 [1] и правилами
безопасной эксплуатации аммиачных
холодильных установок [4]. Он
подразделяется на вводный, первичный на
рабочем месте, повторный, внеплановый
и текущий. Вводный инструктаж вновь
поступающих рабочих проводится
инженером по охране труда и технике
безопасности предприятия, о чем
делается запись в журнале вводного
инструктажа. Первичный инструктаж вновь
принятых на рабочем месте, а также
повторный, текущий и внеплановый
инструктажи проводит
непосредственный руководитель — начальник
компрессорного цеха. При этом должна
быть освещена специфика безопасного
обслуживания конкретной аммиачной
холодильной установки [2]. Повторный
инструктаж на рабочем* месте
проводится один раз в квартал. Проведение
первичного инструктажа на рабочем
месте, повторного и внепланового
фиксируется в журнале регистрации
инструктажа на рабочем месте, текущего
инструктажа — в наряде-допуске на
производство работ.
Проводящие инструктаж инженерно-
технические работники и лица,
ответственные за безопасную эксплуатацию
холодильной установки, должны не
реже одного раза в 3 года проходить
проверку знаний правил и норм охраны
труда и техники безопасности [3].
Анализ причин аварий на
аммиачных холодильных установках
показывает, что на практике сроки проведения
инструктажа и проверки знаний
персонала нередко нарушаются. Так,
расследованием случаев прорыва аммиака из
холодильной установки на Даугавпилс-
ском и Джезказганском
мясокомбинатах установлено, что машинисты не
проходили проверки знаний
соответственно около 3 и 9 лет, что не
могло не сказаться на их
квалификации.
Из-за отсутствия необходимых
профессиональных навыков некоторые
машинисты при опасных режимах
работы холодильных установок совершают
*7

ошибочные действия, которые
приводят к авариям и усугубляют их
последствия.
Одной из наиболее часто
встречающихся причин прорыва аммиака из
системы является гидравлический удар
в компрессоре [6] из-за работы его
при влажном ходе. В этом случае
необходимо немедленно остановить
компрессор, после чего перекрыть
всасывающий, нагнетательный и
регулирующий вентили и устранить причину
влажного хода. Последующий пуск
компрессора производится только после
освобождения всасывающего
трубопровода от возможного скопления
жидкого аммиака, масла и получения
письменного разрешения механика
холодильной установки.
На практике нередко этот порядок
нарушается. Так, машинист Мценско-
го мясокомбината при влажном ходе
компрессора NF-611 и стуках в
цилиндрах вместо немедленной остановки
компрессора стал перекрывать сначала
регулирующий, а затем —
всасывающий вентили компрессора. В это время
произошел гидравлический удар и
прорыв аммиака из системы.
На Вологодском мясокомбинате при
срабатывании световой и звуковой
сигнализации аварийного уровня
аммиака в отделителе жидкости
машинист вначале немного прикрыл
регулирующий вентиль на подаче жидкого
аммиака в испарительную систему.
Услышав позднее стуки в цилиндрах
компрессора EBZ-100, машинист вмеЬто
того, чтобы нажать на аварийную
кнопку (около которой находился),
побежал в цех закрывать всасывающий
вентиль компрессора. Но предотвратить
гидравлический удар он уже не успел.
На Новоспасском мясокомбинате при
ручном регулировании уровня жидкого
аммиака в промежуточном сосуде
машинист переполнил его, что вызвало
влажный ход в ступени высокого
давления компрессора ДАУ&О. В опасной
ситуации он ошибочно стал закрывать
регулирующий вентиль на трубопроводе
подачи жидкого аммиака в
промежуточный сосуд, затем всасывающий
вентиль компрессора. Такое промедление
привело к гидравлическому удару.
Имеют место случаи, когда,
растерявшись в аварийной ситуации, машинист
при «влажном» ходе компрессора
вместо всасывающего вентиля
закрывал нагнетательный, что при
отсутствии защитной автоматики на
компрессоре приводило к гидроудару.
С целью обучения лиц,
обслуживающих аммиачные холодильные
установки, правильным действиям при
возникновении опасных режимов работы и
аварий, ВНИКТИхолодпромом
разработана специальная программа
тренировок [5], в которой приведен перечень
необходимых действий персонала при
возникновении аварии и прорыве
аммиака из системы.
На каждом предприятии, имеющем
аммиачную холодильную установку,
должен быть составлен план
ликвидации аварий. Проводимые один раз в
квартал в соответствии с этим планом
тренировки обслуживающего персонала
компрессорного цеха целесообразно
совмещать с повторным инструктажем.
Один раз в год для персонала
необходимо также организовывать учебные
тревоги.
Анализ причин прорывов аммиака
из системы показал, что
производственная и трудовая дисциплина на ряде
предприятий все еще невысока.
Обслуживающий холодильные установки
персонал нередко не соблюдает
требований правил техники безопасности. При
ремонте трубопроводов, профилактике
арматуры ремонтируемый участок
нередко не освобождается от аммиака
(Аркалыкский и Комсомольский
мясокомбинаты, Тираспольский городской
молочный завод, Самаркандский
молочный комбинат). Эти операции, а также
спуск масла из системы, зарядка ее
аммиаком часто проводятся без средств
индивидуальной защиты, что запрещено
правилами техники безопасности.
Иногда работающее оборудование
оставляется на длительное время без
присмотра, что при ручном
регулировании уровня жидкого аммиака в
сосудах (аппаратах) чревато опасностью их
переполнения и гидроударом в
компрессоре. Компрессор после длительной
стоянки или вынужденной остановки
пускается в работу без соблюдений
необходимых требований техники
безопасности (дренажа его магистралей,
письменного разрешения и т. д.).
Иногда аварийная работа в
загазованном аммиаком помещении
осуществляется без напарника.
Несогласованные действия
машинистов при пуске или останове
компрессоров также приводят к прорыву
аммиака из системы.
48

Некоторые вышеназванные
нарушения правил техники безопасности,
приводящие к прорыву аммиака из
системы, допущены машинистами в
состоянии алкогольного опьянения. Поэтому
строгое соблюдение дисциплины,
качественное проведение обучения,
инструктажа и проверки знаний
обслуживающего персонала, контроль за
соблюдением им инструкций по
обслуживанию оборудования и охране труда
является гарантией безаварийной
эксплуатации аммиачных холодильных
установок.
Список использованной литературы
|1. ГОСТ 12.0.004—79 «ССБТ. Организация
•- обучения работающих безопасности труда.
Общие положения».
2. Лемешко В. К., Николаев В. И., С о л о -
llOiPfTEMl
(И) 1079921 B1) 3505884/28-13 B2) 28.10.82
3 E1) F 25 D 29/00; F 25 D 31/00 E3)
621.565 G2) В. И. Александров, И. П. Котов,
Г. Л. Сомов G1) Ленинградское
опытно-конструкторское бюро торгового машиностроения и
Производственное объединение «Калининград-
торгмаш»
E4) E7) УСТРОЙСТВО ДЛЯ
АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ОТТАИВАНИЯ
ИСПАРИТЕЛЕЙ ХОЛОДИЛЬНОГО
ОБОРУДОВАНИЯ, содержащее датчики температуры и реле
времени с программным механизмом,
включающим электродвигатель, кинематически связанный
с ним командный вал с размещенным на нем
и сообщенным через контактный элемент с
датчиками температуры переключателем программ,
содержащим основной диск с равномерно
расположенными йо окружности и имеющими
контакт с рычажным механизмом командными
элементами, дополнительным командным элементом,
расположенным симметрично между двумя
смежными элементами, и дополнительный диск для
регулирования периодичности оттаивания,
установленный на валу с возможностью поворота
относительно основного диска, отличающееся
тем, что, с целью расширения функциональных
возможностей и повышения надежности,
переключатель программ снабжен вспомогательным
диском для регулирования длительности
оттаивания, установленным на валу с возможностью
поворота относительно основного и
дополнительного дисков, при этом диски связаны между
собой фиксаторами, вспомогательный диск
выполнен аналогично основному, а число командных
элементов на дополнительном диске на один
меньше, чем на основном, причем длина одного
из командных элементов на дополнительном диске
кратна периодичности оттаивания.
маха Ю. К. Порядок проведения
инструктажа по технике безопасности для машинистов
аммиачных холодильных установок. —
Холодильная техника, 1979, № 5, с. 46—47.
3. Положение о порядке проверки знаний
Правил и норм охраны труда и техники
безопасности руководящими и
инженерно-техническими работниками системы Министерства
мясной и молочной промышленности СССР.—
М.: Минмясомолпром СССР, 1984. 6 с.
4. Правила устройства и безопасной
эксплуатации аммиачных холодильных установок.—
М.: ВНИКТИхолодпром, 1981. 158 с.
5. Программа тренировок обслуживающего
персонала правильным действиям при
возникновении опасных режимов работы и аварий
аммиачных холодильных установок. /
Т. Д. Брюханова, В. К- Лемешко, Ю. К. Соло-
маха и др.— М.: ВНИКТИхолодпром, 1982.
18 с.
6. Соломаха Ю. К. Анализ причин прорыва
и утечек аммиака на холодильных
установках.— Холодильная техника, 1984, № 4,
с. 48—50.
(И) 1079960 B1) 3531679/29-06 B2) 04.01.83
3 E1) F 24 F 1/00 E3) 697.94 G2) А. Г.
Медведев, Л. Н. Сухов
E4) E7) УСТАНОВКА
КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА, содержащая установленные на
валу привода компрессор и детандер,
соединенные между собой воздуховодом, имеющим
теплообменник, смесительную камеру, соединенную
через расположенную под воздухоохладителем
емкость с увлажнителем, который расположен на
входе в компрессор, и делитель потоков, вход
которого соединен с выходом детандера, а выходы
соответственно — со смесительной камерой и
воздухоохладителем, отличающаяся тем, что, с целью
повышения КПД и расширения диапазона
регулирования температуры, установка дополнительно
содержит парокомпрессионную холодильную
машину, испаритель которой выполнен в виде
воздухоохладителя, а конденсатор — в виде
теплообменника, причем по воздушному потоку выход
из воздухоохладителя соединен со смесительной
камерой, а теплообменник снабжен обводным
каналом.
A1) 1079968 B1) 2914003/25-06 B2) 23.04.80
3 E1) F 25 В 1/00 E3) 621.56 G2) В. П.
Латышев G1) Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
E4) E7) 1. ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА,
содержащая замкнутый контур для хладагента,
в который последовательно включены
компрессор с системой охлаждения, форконденсатор,
маслоотделитель, конденсатор, паровой и
жидкостной переохладители, дроссельный вентиль и
испаритель, выход из которого через
охлаждающую полость парового переохладителя
подключен к всасывающей стороне компрессора, а также
автономный дроссельный вентиль, отличающаяся
тем, что, с целью повышения
энергетической эффективности путем использования
для дополнительной выработки холода
хладагента, растворенного в масле, машина
дополнительно содержит масляную
магистраль, в которую последовательно
включены маслоотделитель, маслоохладитель
49

и охлаждающая полость парового
переохладителя, а также дополнительно введенные
после маслоохладителя обратный клапан,
фильтр и отделитель жидкости, включенный
между охлаждающей полостью парового
переохладителя и системой охлаждения
компрессора, выполненной в виде масло-
распределителя, причем параллельно
маслоохладителю и обратному клапану
масляная магистраль имеет байпасную линию
со своими масляным насосом и фильтром,
а отделитель жидкости связан с маслорас-
пределителем через насос, а по пару
подключен к всасывающей стороне
компрессора.
2. Машина по п. 1, отличающаяся тем,
что в контуре для хладагента между
маслоотделителем и конденсатором, а также
перед компрессором установлены
дополнительные обратные клапаны.
A1) 1079972 B1) 3501777/23-06 B2)
20.10.82 3E1 )F 25 В 9/02 E3) 621.575
G2) А. М. Архаров, В. П. Беляков,
В. Л. Бондаренко, Ю. Я. Борисов, Б. И.
Волынский, И. А. Гольман, В. К. Орлов,
А. И. Туманов, В. П. Юшин, Н. В. Филин
E4) E7) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ
ПОЛУЧЕНИЯ ХОЛОДА, содержащее камеру с
выпускными окнами для расширенного газа
и преобразователи, один из которых газо-
струйно-механического типа подключен к
трубопроводу сжатого газа, а .другой
выполнен акустико-теплового типа и имеет
контакт с внешней средой, отличающееся
тем,. что, с целью повышения
экономичности, камера выполнена в виде сферы,
газоструйно-механический преобразователь
размещен в ее центре, а акустико-тепловой
преобразователь закреплен на ее внутренней
поверхности.
2: Устройство по п. 1, отличающееся
тем, что камера выполнена из
теплопроводного материала.
A1) 1079974 B1) 3521237/23-06 B2)
16.12.82 3E1) F 25 В 11/00 E3) 621.575
G2) А. П. Старостин, М. М. Разумов,
К. К. Соколов G1) Специальное
конструкторское бюро по созданию воздушных и
газовых турбохолодильных машин
E4) E7) 1. ВОЗДУШНАЯ ТУРБОХОЛО-
ДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая
последовательно соединенные вентилятор,
регенератор, холодильную камеру,
турбодетандер, второй регенератор и компрессор,
размещенный на одном валу с турбодетан-
дером, отличающаяся тем, что, с целью
расширения диапазона регулирования холо-
допроизводительности, установка
дополнительно содержит второй турбодетандер,
размещенный на одном валу с вентилятором
и включенный между первым регенератором
и холодильной камерой, после которой
дополнительно установлены теплообменник
и вторая холодильная камера.
2. Установка по п. 1, отличающаяся
тем, что первая холодильная камера
соединена со вторым регенератором
посредством байпасной линии.
A1) 1079975 B1) 3533804/23-06 B2)
07.01.83 3E11) F 25 В 15/06 E3) 621.575
G2) В. Я.Журавленко, Э. Р. Гросман,
В. С. Шаврин, Н. К. Суслова G1) Опытное
конструкторско-технологическое бюро по
интенсификации тепломассообменных
процессов Института технической
теплофизики АН УССР
E4) E7) АБСОРБЦИОННАЯ БРОМИ-
СТОЛИТИЕВАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ
УСТАНОВКА, содержащая контур циркуляции
раствора, в котором установлены абсорбер,
насос, одна полость двухполостного тепло-
обменника-регенератора, генератор и дру-1
гая полость теплообменника-регенератора,
а также последовательно соединенные по
хладагенту конденсатор и испаритель,
первый из которых подсоединен к паровому
объему генератора, а второй — к
абсорберу, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности, установка
дополнительно содержит эжектор, включенный в
линию связи генератора с конденсатором,
а испаритель состоит из двух
последовательно соединенных секций, первая из
которых размещена в отдельном отсеке,
причем этот отсек подключен к приемной
камере эжектора.
A1) 1079976 B1) 3457198/23-06 B2)
21.06.82 3E1) F 25 В 43/02 E3) 621.57
G2) А. Д. Чумаченко G1) Новополоцкий
политехнический институт им. Ленинского
комсомола
E4) E7) ВОЗДУХООТДЕЛИТЕЛЬ,
содержащий корпус, в котором расположена
труба с' теплообменником внутри,
соединенным с полостью корпуса посредством
дроссельной трубки, отличающийся тем,
что, с целью интенсификации процесса воз-
духоотделения, в трубе дополнительно
размещена свернутая в спираль вставка с
пазами между витками, а теплообменник
выполнен в виде змеевика переменного
сечения, при этом дроссельная трубка введена
внутрь корпуса и снабжена на этом участке
оросителями, размещенными над дроссель-^
ной трубкой, а в месте соединения с
полостью корпуса — эжектором,
подключенным к трубе.
A1) 1081390 B1) 3452523/23-06 B2)
14.06.82 3E1) F 25 В 29/00; F 25 В 15/06
E3) 621.575 G2) Г. В. Курилов, С. И.
Пыжов, А. Е. Афендиков, А. А. Ворона,
Б. Р. Подгорный G1) Донецкий филиал
Всесоюзного научно-исследовательского и
проектного института по очистке
технологических газов, сточных вод и
использованию вторичных энергоресурсов
предприятий черной металлургии
50

E4) E7) БРОМИСТОЛИТИЕВЫЙ
АБСОРБЦИОННЫЙ АГРЕГАТ ДЛЯ
ПРОИЗВОДСТВА ТЕПЛА И ХОЛОДА,
содержащий контур циркуляции раствора, в
котором установлены перегреватель,
многоступенчатый регенератор тепла с теплообмен-
ной поверхностью, охладитель крепкого
раствора, абсорбер высокого давления,
охладитель слабого раствора, абсорбер
низкого давления, а также автономный
циркуляционный контур горячей воды, в который
включены потребитель тепла, охладитель
слабого раствора, абсорбер высокого
давления и охладитель крепкого раствора,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности при изменяющихся
тепловых и холодильных нагрузках, он
дополнительно содержит двухполостной
теплообменник, одна полость которого включена
в контур циркуляции раствора на входе
в перегреватель, а другая — в контур
горячей воды перед потребителем тепла.
A1) 1081391 B1) 3518036/25-06 B2)
01.12.82 3E1) F 25 В 49/00 E3) 621.574-523
G2) А. Д. Усыскин, Б. М. Лев, Е. С.
Питонов, Н. В. Плаксин
E4) E7) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАЩИТЫ
И СИГНАЛИЗАЦИИ ОБ АВАРИЙНОМ
ОТКЛЮЧЕНИИ КОМПРЕССОРА,
содержащее тиратроны, управляющие электроды
которых через резисторы делителей
напряжения связаны с контактами датчиков
защиты, включенными в цепь питания
аварийного реле, отличающееся тем, что,
с целью повышения эксплуатационной
надежности, оно дополнительно содержит
последовательно соединенные кнопку
контроля сигнализации и промежуточное реле,
контакты которого включены между
резисторами делителей напряжения и
контактами датчиков защиты.
A1) 1083039 B1) 3553118/28-13 B2) 22.12.82
3 E1) F 25 С 3/04 E3) 621.584.1 G2) М. Т. Осо-
доев, А. И. Божедонов, Л. Г. Токарева,
В. В. Бережной, М. Ш. Дачев, Б. И. Тубеле-
вич G1) Институт горного дела Севера
Якутского филиала СО АН СССР
E4) E7) УСТРОЙСТВО ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ
ИСКУССТВЕННОГО СНЕГА, включающее
корпус с патрубками для подвода воды и
воздуха, смесительной камерой и диффузором для
распыления водовоздушной смеси,
расположенным вдоль одной оси с патрубком для подвода
воздуха, отличающееся тем, что, с целью
улучшения качества снега и повышения
надежности при работе устройства, патрубок для
подвода воздуха установлен в корпусе подвижно,
причем часть его расположена в смесительной
камере, при этом канал этого патрубка имеет
форму сопла Лаваля, а смесительная камера
составляет с диффузором для распыления
водовоздушной смеси другое сопло Лаваля.
A1) 1086320 B1) 3540973/23-06 B2) 14.01.83 3
E1) F 25 В 15/06; F 25 В 27/00 E3) 621.575 G2)
В. С. Майсоценко G1) Одесский инженерно-
строительный институт
E4) E7) ГЕЛИОАБСОРБЦИОННАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая контур
циркуляции раствора, в котором установлены
генератор типа «горячий ящик» с влажным и
сухим каналами, снабженными вентилятором, и
подключенный на выходе к сборнику крепкого
раствора, имеющему поплавковый клапан, абсорбер,
размещенный в одном корпусе с испарителем,
и насос слабого раствора, отличающаяся * тем,
что, с целью упрощения конструкции, влажный
канал сообщен с сухим в зоне выхода крепкого
раствора из генератора, а вентилятор установлен
на входе в сухой канал.
A1) 1086322 B1) 2950142/23-06 B2) 04.07.80 3
E1) F 25 В 43/02 E3) 621.57.049.2 G2) А. В.
Гущин, Ю. И. Колотий, Ю. Я. Сенягин, В. П. Пыт-
ченко G1) Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
E4) E7) СПОСОБ ОТДЕЛЕНИЯ МАСЛА ОТ
ХЛАДАГЕНТА В МАСЛООТДЕЛИТЕЛЕ
ХОЛОДИЛЬНОЙ УСТАНОВКИ, имеющей
испаритель, конденсатор и линейный ресивер, путем
пропускания смеси хладагента и масла через
слой жидкого хладагента с раздельным отводом
паров хладагента и масла, отличающийся тем,
что, с целью сокращения энергопотребления
холодильной установки путем снижения ее
замасливания, хладагент из конденсатора направляют
в линейный ресивер через маслоотделитель, в
котором организуют его противоток с парами
хладагента без дросселирования последних.
(И) 1089368 F1) 916920 B1) 3535471/28-13 B2)
06.01.83 3 E1) F 25 D 3/10 E3) 621.565.4
G2) П. А. Саар, А. П. Трещун, Ю. Н. Завго-
родний, А. М. Островский
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ КАМЕРА, по
авт. св. № 916920, отличающаяся тем, что, с целью
обеспечения равномерного распределения
температур по всей массе изделий, она снабжена
дополнительными теплообменными трубами,
каждая из которых соединяет две противоположно
размещенные теплообменные трубы, подведенные
к верхнему и нижнему коллекторам ниже уровня
их заполнения хладоном-22, и горизонтальной
теплоизоляционной перегородкой, расположенной
между дополнительными трубами и верхним
коллектором.
A1) 1089369 B1) 3535025/28-13 B2) 04.01.83
3 E1) F 25 D 13/00, 17/06, 21/04 E3)
621.565.3 G2) В. Я. Журавленко, Э. Р. Гросман,
Н. М. Уланов, - В. С. Шаврин G1) Опытное
конструкторско-технологическое бюро по
интенсификации тепломассообменных процессов
E4) E7) КАМЕРА ДЛЯ ХРАНЕНИЯ
ПРОДУКТОВ, содержащая теплоизоляционные
ограждения, воздухоохладитель с всасывающим и
напорным воздуховодами, отличающаяся тем,
что, с целью сокращения потерь продуктов при
их хранении путем предотвращения оседания
инея на поверхности воздухоохладителя и
обеспечения стабильной температуры и влажности, она
снабжена пленочным оросителем, установленным
во всасывающем воздуховоде, концентратором
раствора абсорбента и устройством для его
охлаждения, размещенными вне камеры и
последовательно связанными с пленочным оросителем.
51

ЛРОН И ИЛ
ВСЕСОЮЗНОЕ СОВЕЩАНИЕ
В ВОРОНЕЖЕ
4—5 мая 1984 г. в Воронеже состоялось
Всесоюзное совещание руководителей
министерств торговли и оптовых организаций
мясомолторгов по совершенствованию
коммерческой работы.
Организатор совещания — Минторг
СССР.
В работе совещания приняли участие
ответственные работники Минторга СССР,
министерств мясной и молочной и
пищевой промышленности СССР, заместители
министров торговли союзных республик,
начальники республиканских, краевых,
областных, городских оптовых организаций,
руководители холодильных предприятий —
всего около 200 человек.
На совещании было заслушано более
10 докладов.
В докладах заместителя министра
торговли СССР С. Д. Алешина «О мерах
по дальнейшему совершенствованию
коммерческой работы оптовых организаций и
предприятий мясомолторгов», заместителя
министра торговли РСФСР А. Н. Сергиен-
ко «О проводимых мероприятиях по
сокращению потерь при хранении
мясо-молочных товаров на холодильниках системы
Минторга РСФСР и принимаемых мерах
по строительству и реконструкции
холодильников», начальника Управления торговли
Воронежского облисполкома «О роли
оптовой торговли в рациональном
использовании продовольственных ресурсов в работе *в
условиях эксперимента по планированию
товарооборота в рознице области», а также в
докладах других участников совещания
отмечалось, что министерствами торговли
союзных республик и оптовыми
организациями постоянно осуществляются меры по
дальнейшему улучшению снабжения
населения продуктами питания, в частности,
мясо-молочными товарами, и
совершенствованию коммерческой деятельности оптовых
организаций. Проводится работа по
укреплению материально-технической базы оптовой
торговли, внедрению прогрессивных форм
доставки мясо-молочных товаров в
таре-оборудовании. Однако достигнутый уровень
снабжения населения продуктами
животноводства и качество торгового обслуживания
пока отстают от растущих запросов
населения.
Некоторые оптовые организации не
осуществляют должного контроля за
ассортиментом и качеством выпускаемых
промышленностью мясных и молочных продуктов,
поставляемых непосредственно в торговую
сеть. Не соблюдаются графики доставки
товаров.
В 1983 г. на распределительных
холодильниках торговли наблюдались случаи
снижения качества продуктов при
хранении.
Медленными темпами развивается
выпуск мясо-молочной продукции в мелкой
расфасовке и упаковке.
На основании докладов и выступлений в
прениях совещанием были приняты
соответствующие рекомендации. Министерствам
торговли союзных республик поручено, в^
частности, осуществить следующие меры:|
значительно улучшить руководство
оптовыми организациями, устранить недостатки
в их коммерческой деятельности, усилить
воздействие на промышленность в целях
увеличения объемов производства,
расширения ассортимента и повышения качества
продовольственных товаров, пользующихся
повышенным спросом населения;
постоянно проводить мероприятия по
снижению потерь мясных и молочных
продуктов на всех этапах их прохождения —
от промышленности до потребителя, при
этом активизировать работу по сокращению
потерь замороженного мяса при хранении
путем оснащения холодильных камер
новыми приборами охлаждения, ледяными
экранами, укрытия штабелей мяса тканью с
нанесением ледяной глазури;
во избежание простоев вагонов на
холодильниках усилить контроль за
равномерностью отгрузок мясо-молочной продукции
по нарядам Министерства торговли СССР;
осуществлять постоянный контроль за
реализацией планов строительства
распределительных холодильников и ввода их в
эксплуатацию, а также за своевременным
выполнением графиков ремонта и
реконструкции холодильных предприятий;
повысить уровень механизации погрузоч-
но-разгрузочных работ на
распределительных холодильниках путем внедрения
новейших средств механизации грузовых
операций, расширения контейнерных и пакетных ^
перевозок грузов, реконструкции
автомобильных и железнодорожных платформ;
расширить торговлю продуктами
детского питания и мороженым» в том числе с
плодово-ягодными наполнителями;
оснастить холодильники оборудованием для
производства быстрозамороженных плодов и
ягод, что позволит сэкономить ресурсы
молока и молочных продуктов при
производстве мороженого.
Для участников совещания были
организованы экскурсии на холодильники и
другие предприятия Воронежа.
52

К 80-ЛЕТИЮ
БОРИСА АДОЛЬФОВИЧА МИНКУСА
Исполнилось 80 лет профессору
кафедры холодильных машин Одесского
технологического института холодильной
промышленности, д-ру техн. наук Борису
Адольфовичу Минкусу, одному из ведущих
ученых в области холодильной техники.
Практически вся творческая
деятельность Бориса Адольфовича после
окончания Одесского политехнического института
связана с развитием отечественной
холодильной промышленности. Работая старшим
научным сотрудником и руководителем
сектора автоматики Украинского филиала
Всесоюзного научно-исследовательского
института холодильной промышленности, он
\ участвует в создании первых систем
автоматизации холодильников, приборов
автоматики, абсорбционных машин и других
объектов холодильной техники.
В период Великой Отечественной
войны Б. А. Минкус успешно выполняет ряд
важных заданий, связанных с
использованием эндокринного сырья для
производства медицинских препаратов, за что
отмечается премией Наркома мясной и
молочной промышленности.
С 1943 г. Борис Адольфович работает
старшим научным сотрудником во
Всесоюзном научно-исследовательском институте
холодильной промышленности в Москве.
После защиты в 1945 г. кандидатской
диссертации он переходит в Одесский
технологический институт холодильной
промышленности, где работает и в
настоящее время.
Б. А. Минкус является пионером
разработки одного из наиболее
перспективных направлений холодильной техники —
комбинированных теплоиспользующих
холодильных машин. При его
непосредственном участии были развиты методы
технико-экономического анализа и оптимизации
холодильных систем, методы расчета и
И30№ЕТЕНШ
(И) 1090991 B1) 3500814/28-13 B2) 11.10.82 3
E1) F 25 D 3/10 E3) 621.785.92 G2) В. А. Уфаев,
И. М. Пашкин, Э. Г. Алехин, А. И. Духов
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ КАМЕРА ДЛЯ
ТЕРМОСТАТИРОВАНИЯ ОБЪЕКТА,
содержащая цилиндрическую емкость с перфорированным
днищем для размещения объекта, установленную
с образованием обводного канала в
теплоизолированном корпусе, имеющем патрубки для
подвода жидкого и отвода газообразного
хладагента, и расположенные в емкости распылитель
проектирования теплоиспользующих
холодильных машин. Работы в этой области
стали темой докторской диссертации,
защищенной им в 1971 г.
Научные труды Б. А. Минкуса
известны специалистам в нашей стране и за
рубежом. Борис Адольфович — автор
более 140 научных работ, в том числе 44
изобретений. Многие из них опубликованы
в ведущих иностранных журналах по
холоду. Он выступал с докладами на
всесоюзных конференциях, симпозиумах
Международного института холода и на
международных конгрессах по холоду.
Плодотворную научную работу Б. А.
Минкус успешно сочетает с педагогической
деятельностью. Им созданы курсы
лекций по автоматизации холодильных
установок, холодильным машинам с
ротационными, винтовыми и центробежными
компрессорами, теплоиспользующим машинам.
Борис Адольфович широко привлекает
студенческую молодежь к научным
исследованиям, руководит аспирантами, многие
из которых успешно защитили
кандидатские диссертации.
Б. А. Минкус активно участвует в
работе научных и общественных
организаций, избирался председателем организации
НТО, депутатом Одесского горсовета,
народным заседателем.
Высокий уровень научных знаний,
широкая эрудиция, активная творческая
деятельность и глубокая внутренняя
культура снискали ему искреннее уважение и
заслуженный авторитет среди
научно-технических работников, преподавателей и
студентов.
Коллектив Одесского технологического
института холодильной промышленности,
редакционная коллегия и редакция
журнала «Холодильная техника» поздравляют
Бориса Адольфовича со славным юбилеем
и желают ему доброго здоровья, долгих
лет жизни и дальнейших творческих
успехов.
и приспособление для предотвращения
попадания жидкого хладагента на объект,
отличающаяся тем, что, с целью снижения расхода
хладагента и повышения надежности, камера
снабжена змеевиковыми трубопроводами,
охватывающими емкость по внешнему контуру и
сообщенными один с другим через приспособление
для предотвращения попадания жидкого
хладагента на объект, при этом один трубопровод
соединен с патрубком для подвода жидкого
хладагента, а конец другого сообщен с
обводным каналом, причем емкость имеет
герметичную крышку, а приспособление для
предотвращения попадания жидкого хладагента на объект
представляет собой двухпозиционный
поплавковый клапан, газовая полость которого
подключена к распылителю, а трубопроводы
взаимосвязаны через жидкостную полость.
53-

в международном
ИНСТИТУТЕ
ХОЛОДА
УДК 664.8/.9@48.8)
ИЗ ДОКЛАДОВ КОМИССИИ С2
НА XVI МЕЖДУНАРОДНОМ
КОНГРЕССЕ ПО ХОЛОДУ
На заседаниях комиссии С2 «Применение
холода в пищевой промыленности» было
заслушано 83 доклада. Более половины докладов — 47 —
посвящено вопросам охлаждения,
замораживания и хранения плодов и овощей.
Основные темы докладов: использование
модифицированной газовой среды при хранении
плодов и овощей; влияние бланшировки и условий
замораживания на качество овощей; влияние
обработки плодов различными химическими
веществами на их лежкость при хранении и на
предотвращение физиологических заболеваний;
применение индивидуальной упаковки при хранении
плодов.
В докладах о хранении продуктов в
регулируемой газовой среде (РГС) освещены
результаты поиска оптимального соотношения Ог и
СОг в целях сокращения потерь плодов и овощей
от заболеваний и удлинения периода
потребления. Объекты исследования весьма разнообразны
в видовом и сортовом отношении — яблоки, дыни,
сливы, персики, земляника, капуста
белокочанная и брюссельская и др.
Перед хранением в РГС рекомендуется
применять дополнительную обработку объектов,
например: гидроохлаждение и обработку фунгицидами
дынь (Ф. С. Перез-Зуниги, Испания);
послеуборочную обработку яблок углекислым газом (С02)
в высоких A0—30 %) концентрациях (Е. М. Зан-
де, Польша); радуризацию земляники (П. Икр,
Франция).
Приводимые в докладах данные по выбору
оптимального соотношения концентраций Ог и
CQ2 весьма различны. Так, для яблок как
оптимальное приводится соотношение 3 % Ог и 5 %
С02. Результаты исследований К. Столла
(Швейцария) показывают, что понижение
концентрации 02 до 1—2 % способствует увеличению
выхода товарной продукции; А. Черги (Румыния)
пришел к выводу, что наименьшие потери,
определяемые сортовыми особенностями,
наблюдались при равном соотношении C:3) Ог и СОг.
Для некоторых видов растительных объектов,
таких как брюссельская капуста, шпинат,
земляника, целесообразнее, как показали 3. Нидзел-
ски (Польша) и М. Беккаунданд (Франция),
использовать концентрации 02 и С02 на уровне
соответственно 7 и 8; 7 и 9; 10 и 10%.
В двух докладах приведены результаты
хранения дынь сорта «Тендралнегро и «Тендрал».
Согласно данным Ф. С. Перез-Зуниги
(Испания) наилучшая их сохранность может быть
получена в случае полного исключения С02 из
атмосферы, а в докладе С. М. Мартинез-Савега
(Испания) рекомендуется при хранении
концентрацию С02 повышать до 12 %. Что касается
02, то оба автора отдают предпочтение
высоким концентрациям его — до 10 %.
Следует отметить, что во всех случаях
применения РГС необходимым элементом успешного
хранения растительных продуктов является
поддержание в камерах пониженных температур, т. е.
РГС рассматривается как дополнительное к
холоду средство.
В исследованиях по сохранению
растительных продуктов в замороженном виде большое
внимание уделяется предварительной обработке
их перед замораживанием.
М. Пала (Турция) показал, что для
сохранения структуры объекта (например, моркови в
виде кубиков 10Х ЮХ 10 мм) перспективно перед
замораживанием проводить поэтапное
(ступенчатое) бланширование: при 70 °С в течение 15 мин,
охлаждение; при 100 °С в течение 2 мин.
Отмечены и негативные стороны этого процесса —
потеря витаминов и некоторых других
химических компонентов.
В ряде докладов — Н. Мифлигла (Турция),
Г. Кривелли (Италия), 3. Космала (Польша) —
приводятся сведения о нежелательных изменение
ях при замораживании в небланшированных ово- (
щах (моркови, зеленом горошке, цветной капусте,
луке репчатом) по сравнению с
бланшированными, в связи с чем срок их хранения
значительно сокращается.
Для снижения энергозатрат Г. Бертоло
(Италия) предложен процесс хранения замороженных
растительных продуктов (на примере моркови)
с постепенным повышением температуры к концу
периода хранения: при низких (до —20 °С)
температурах в течение первых 4 мес и при
температуре —10 °С в течение последующих 4 мес, что
не приводит к нежелательным изменениям
качественных характеристик.
Отмечается интерес к исследованиям прошлых
лет в связи с появлением новых методов
изучения характеристик продукта. Так, специалисты из
США А. Синг, Л. Мобергер обратились вновь
так называемому «дегидрозамораживанию»
растительных объектов, т. е. процессу, сочетающему
в себе частичное обезвоживание продукта и
последующее его замораживание. Было изучено
влияние уровня обезвоживания и скорости
замораживания на структуру ломтиков яблок.
Обезвоживание осуществлялось горячим воздухом с
параметрами /=50 °С и ф=30 % до уменьшения
массы на 25, 35 и 50 %. Исследования с
помощью сканирующего электронного микроскопа
показали, что с увеличением степени
обезвоживания больше изменяется структура яблок. Так,
обезвоживание до 50 % приводит к увеличению
размера пор приблизительно в 2 раза.
Ж. Зброзчик (Польша) исследовал качество
компотов, приготовленных из замороженной и
хранившейся в течение 6 мес вишни, в
зависимости от способов ее замораживания. При
замораживании вишни в скороморозильном аппарате
компоты из нее характеризовались худшим ка- '
чеством по сравнению с компотами из свежих
ягод, при замораживании в жидком азоте
наблюдался противоположный эффект.
С. Рулленд (Франция) разработал
технологию консервирования целых замороженных
персиков в промышленных условиях, которая
позволяет несколько снизить стоимость продукции по
сравнению с классическим способом
приготовления компотов.
В ряде докладов представлены результаты
исследований, направленных на изучение
способов предотвращения различного рода
заболеваний, вызванных действием низких температур,
фитопатогенными микроорганизмами и т. п.
Так, П. Бертолини (Италия), изучая влияние
температур на степень обсемененности репчатого
54

лука в процессе хранения, пришел к выводу,
что в области температур 3—5 °С наблюдалось
сохранение состояния вегетативного покоя и
уменьшался процент поражения его
инфекционными заболеваниями.
М. Мари (Италия) рассмотрено влияние
температур хранения на степень потемнения
картофеля. Температура О °С способствовала развитию
этого заболевания, первые признаки которого
были отмечены после 4 мес хранения картофеля
A8 сортов). Более высокие температуры B и
5 °С) препятствовали распространению
потемнения клубней. Выявлены также внешние и
внутренние признаки заболевания и значения
критических температур: 2—О °С.
Неплохие результаты были получены при
применении послеуборочной обработки яблок,
цитрусовых, грейпфрутов растворами хлористого
кальция, тиобендазола, тиобендазола в сочетании
с парафином, использовании индивидуальных
упаковок в полиэтиленовые пленки (НДРЕ)
высокой плотности, удалении этилена из камер
хранения и т. п.
Вопросам холодильной обработки и хранения
мяса посвящены 8 докладов. В них
рассмотрены следующие направления технологии
холодильной обработки и хранения мяса:
применение электростимуляции при
интенсифицированных способах охлаждения мяса;
применение гипобарического (при пониженном
давлении) способа хранения мяса для
увеличения сроков хранения;
использование мелкодисперсной влаги
(гидроаэрозольное охлаждение) на первом этапе
охлаждения мяса для сокращения потерь массы —
«влажный» способ охлаждения;
использование пониженных (до —30 °С)
температур на первом этапе охлаждения свиных
полутуш в целях интенсификации процесса и
сокращения потерь массы — «сухой» способ
охлаждения.
И. Кунис, X. Спехт, X. Мангер (ГДР)
показали возможность проведения электростимуляции
мяса крупного рогатого скота и овец при
разных режимах охлаждения при пониженном
напряжении D0 В) в отличие от рекомендуемых
в нашей стране 220—650 В. Использование
низковольтной электростимуляции обеспечивает
снижение расхода электроэнергии и улучшает
условия техники безопасности при обслуживании
установок.
Доклад А. И. Джигела (Великобритания)
посвящен некоторым аспектам быстрого
охлаждения свиных полутуш с применением пониженных
температур. Охлаждение предполагается
проводить в две стадии: первая — при температуре
—40°С и скорости движения воздуха 1 м/с в
течение 80 мин; вторая — при температуре 0 °С и
скорости движения воздуха 0,5 м/с в течение
130 мин. Такой режим позволяет
интенсифицировать процесс охлаждения и снизить потери
массы мяса.
Особого внимания заслуживают данные о
возможности применения микропроцессора для
управления технологическим процессом, и работой
холодильной установки.
В настоящее время в СССР метод двухста-
дийного охлаждения не применяется, в
частности, из-за опасности подмораживания тонких
частей полутуш. Применение микропроцессоров
позволит обеспечить соблюдение требуемых
параметров технологического процесса холодильной
обработки и хранения мяса и в конечном
итоге сократить потери массы сырья и снизить
расход электроэнергии. Поэтому целесообразно
продолжить научные разработки двухстадийного
охлаждения с применением микропроцессоров для
последующего внедрения его в промышленность.
В докладе А. К. Шарпа (Австралия)
представлены результаты перевозок охлажденного
мяса (ягнят) в контейнере длиной 12,2 м,
вместимостью 12 т с охлажденными гликолем
стенками. Туши подвешивали в контейнере на двух
уровнях (бедренная часть нижнего ряда чуть
выше лопаточной части верхнего ряда), что
позволяет более рационально использовать
грузовой объем и уменьшить неравномерность
температурного поля. Во время перевозок C0—
40 дней) в камере поддерживалось пониженное
давление—1,01 —10,13 кПа. Разность
температур отдельных туш мяса не превышала 1 °С.
Потери массы при охлаждении туш (перед
загрузкой) составили 2,5 %, общие потери после
30 дней хранения — 4,6 %.
В области холодильной технологии молочных
продуктов представляет интерес доклад И. Джо-
зоне (Франция), в котором описан следующий
способ замораживания полужидких молочных
продуктов (кислое молоко, сливки и др.) в
гранулах. В аппарат одновременно подаются продукт
и криогенная жидкость, в частности СО2.
Продукт контактирует с С02 в виде снега, полученного
при расширении жидкого СОг. При
температуре сублимации снега (около —80 °С) частицы
продукта мгновенно замораживаются и затем
выгружаются из аппарата в виде гранул
диаметром 10—15 мм.
В докладе С. Пеласа (Испания) сообщается
о способе производства сыра «Манчего» из сырной
массы, хранившейся при низких температурах,
которую затем размораживают и подвергают
созреванию, при этом наиболее значительные
изменения происходят с белками. Полученный сыр
значительно отличался по органолептическим
показателям от традиционного. Он имел более
мягкую консистенцию, хорошо выраженный вкус и
аромат. Авторы пришли к выводу, что это
обусловлено действием протеолетических бактерий,
которые расщепляют белок до протеаз, пептона,
пептидов, аминокислот и аминов. Изучалось
влияние тцемпературы замораживания и
различных периодов хранения при —20 °С на казеин
и основные белковые компоненты сырного сгустка
«Манчего», а также и на протеолитические
бактерии. Однако окончательные выводы еще не
сделаны.
В докладе И. Свитки и др. (Польша)
рассматривается технология замораживания творога
воздушным способом. С целью предотвращения
отделения влаги после размораживания
рекомендуется использовать гидроколлоидные
стабилизаторы: модифицированный крахмал и фримуль-
син 0,10.
В докладе Н. Н. Фильчаковой и др. (СССР)
представлены результаты исследования физико-
химических, реологических и структурных свойств
замороженного творога. Установлено, что для
получения высококачественного продукта,
близкого к исходному, процесс замораживания
необходимо проводить на контактной поверхности со
скоростью не менее 1,4- 10~2 м/ч.
Стабилизация структур быстрозамороженных
блюд и десертов — одна из трудных проблем
при создании их технологии. При
размораживании этих продуктов может произойти разделение
фаз, что приведен к снижению товарного
качества. Для обеспечения необходимой структуры
продукта, не изменяющейся после размораживания,
применяют стабилизаторы.
55

М. Бонеч (Польша) в качестве стабилизатора
предлагает использовать смесь
модифицированного крахмала с жиром, которую предварительно
нагревают до 80—100 °С и гомогенизируют.
Для стабилизации замороженных десертов
и фруктовых желе в Дании'(доклад П. Якобсона)
используют каррагенаны и карбоксиметилцеллю-
лозу. Установлено, что стабильность структуры
размороженных продуктов повышается с
увеличением содержания сахара и стабилизатора, а
также с повышением скорости замораживания.
В ряде докладов освещались вопросы микро-
биологии холодильного хранения продуктов
белкового и растительного происхождения.
Так, С. Пелас с соавторами (Испания)
показал, что- при замораживании и
низкотемпературном хранении мяса, прошедшего
механическую обвалку и обработку ледяной водой, его
микробиологическое качество определяют
санитарно-гигиенические условия выработки и
исходная бактериальная обсемененность сырья.
Об использовании молочнокислых бактерий
для ограничения развития психротрофной флоры
на сырой рыбе при холодильном хранении
сделала доклад А. Лечшинска (Польша).
Угнетающее действие молочнокислых бактерии на
замедление порчи продуктов, вызванной патогенными
бактериями, связывают обычно с
ферментативными процессами обмена веществ.
На конгресс было представлено несколько
докладов о влиянии способов обработки плодов
ИЮБРЕТЕШЩ
A1) 1089371 B1) 3543432/28-13 B2) 18.01.83
3 E1) F 25 D 17/08, F 24 F 3/14 E3) 621.57
G2) Б. С. Тихонов G1) Московский институт
народного хозяйства им. Г. В. Плеханова
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ КАМЕРА ДЛЯ
ХРАНЕНИЯ МОРОЖЕНЫХ ПРОДУКТОВ,
содержащая охлаждающую установку и
устройство для увлажнения воздуха, включающее
водяной и воздушный трубопроводы и
распылитель воды, отличающаяся тем, что, с целью
снижения усушки продуктов путем поддержания
в камере переувлажненной низкотемпературной
среды, устройство для увлажнения воздуха
снабжено центробежным нагнетателем-увлажнителем,
теплообменником, водоотделителем, каплеулови-
телем, дроссельным вентилем и расположенным
в камере адиабатным расширителем воздуха,
при этом распылитель воды подсоединен к
проточной части нагнетателя-увлажнителя,
всасывающая полость которого через теплообменник
воздушным трубопроводом сообщена с камерой,
а нагнетательная полость через водоотделитель,
каплеуловитель, дроссель и теплообменник —
с адиабатным расширителем воздуха.
(яблок, груш), цитрусов (лимонов, апельсинов)
и ягод (земляники) на подавление роста разных
видов плесневых грибов, вызывающих порчу
растительных продуктов в процессе холодильного
хранения. Наиболее интересным из них является
сообщение П. Икра (Франция), который для
удлинения сроков хранения земляники
использовал комбинированную обработку —
предварительное охлаждение ягод непосредственно после
сбора, ионизацию воздуха и применение
модифицированной газовой среды, которая позволила
удлинить сроки хранения земляники до 2 недель,
а в дальнейшем и до 20 дней.
Анализ материалов, представленных на
комиссию С2, свидетельствует о том, что внимание
ученых в области использования искусственного
холода сосредоточено на следующих основных
проблемах: предварительная обработка
растительных объектов перед замораживанием; новые
направления в использовании дополнительных
к холоду средств при хранении растительных
продуктов; новые способы охлаждения,
замораживания и хранения пищевых продуктов; выбор
стабилизаторов для получения устойчивых к
замораживанию гелей как основы при
производстве быстрозамороженных готовых блюд;
микробиология замороженных пищевых продуктов.
Материал подготовила канд. техн. наук
Н. Н. Фильчакова
A1) 1089372 B1) 3507350/28-13 B2) 01.11.82
3 E1) F 25 D 23/06; Е 06 В 9/24 E3) 621.565
G2) В. М. Шляховецкий (СССР), Диарра
Синье (Мали) G1) Краснодарский ордена
Трудового Красного Знамени политехнический
институт
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНИК, содержащий
теплоизолированное ограждение, холодильную
установку и систему отвода внешних теплоприто-
ков, включающую размещенный на крыше слой
влагонепроницаемого материала и трубы для
подвода и отвода воды, отличающийся тем, что,
с целью снижения внешних теплопритоков от
действия солнечной радиации и уменьшения
нагрузки на несущие конструкции, система
отвода внешних теплопритоков охватывает также
н стены холодильника со стороны облучения
солнечной радиацией и содержит размещенное
на слое влагонепроницаемого материала
капиллярно.-пористое покрытие, включающее
внутренний слой пористо-волокнистого гигроскопического
материала, поры которого ориентированы
параллельно защищаемой поверхности, и слой
пористого негигроскопического материала, поры
которого ориентированы перпендикулярно к
защищаемой поверхности, при этом трубы для
подвода и отвода воды выполнены
перфорированными и расположены в капиллярно-пористом
покрытии, и трубы для подвода воды размещены
по верхней образующей площади облучения стен
холодильника и на его крыше, а трубы для
отвода воды установлены по нижней
образующей площади облучения стен холодильника.
56

1СОШМИСШЧЕСПШХ
СТРАНАХ
УДК 621.565.945
ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛИ ТИПА CHV
А. ВРАТИЛ, канд. техн. наук Л. КОУДЕЛКА
Показатели работы воздухоохладителей
влияют не только на экономичность
эксплуатации, но и в значительной степени на качество
и потери массы продукции при холодильном
хранении. Поэтому при проектировании
воздухоохладителей CHV основное внимание было
направлено на выбор геометрии теплообменной
поверхности, наружных (габаритных) размеров,
рационального типа вентилятора, снижение
металлоемкости, определение влияния параметров
охладителя на микроклимат охлаждаемого
пространства, удобство оттаивания, снижение
эксплуатационных расходов. Учитывая сложную
зависимость между отдельными параметрами,
влияющими на решение воздухоохладителя, при
проектировании использовали вычислительную технику.
При конструировании исходили из
взаимосвязи между геометрией теплобменной поверхности
и типом вентилятора. Расчет выполняли для
100 различных типов вентиляторов. С помощью
математического моделирования системы
воздухоохладитель — вентилятор были установлены
необходимые для его конструктивного решения
оптимальные величины скорости и расхода
циркулирующего воздуха, потери давления (т. е.
величины, определяющие выбор целесообразного
типа вентилятора) и геометрия теплобменной
поверхности.
При расчете было принято также во
внимание преимущество шахматного расположения
трубок по сравнению с коридорным, зависимость
холодопроизводительности от толщины слоя инея,
от материала трубок и пластин и теплового
контакта в местах их соединения, оптимальный угол
поворота лопаток вентилятора для данной
геометрии теплобменной поверхности, параметры
воздуха на входе (температура, относительная
влажность).
Разработанный с учетом этих аспектов
воздухоохладитель типа CHV представляет собой
компактный аппарат (рис. 1), теплобменная
поверхность которого изготовлена из стальных
трубок с закрепленными на них стальными
пластинами. Шаг ребер — 10 мм. На
теплообменной поверхности, оцинкованной после
сборки, крепятся вентилятор с предохранительной
крышкой, съемный поддон для сбора воды при
оттаивании, оросительная и обогревательная
системы, изготовленные из стальных трубок, и
съемный кожух.
в V6,»Vc
5 V6tM3/c
pt/?a
250
too
Рис. 1. Воздухоохладитель CHV 100
Рис. 2. Зависимость полного давления р
вентилятора и его коэффициента полезного действия г\ от
расхода воздуха VB и угла поворота лопастей а
при частоте вращения, об/мин:
а — 1500; б — 1000; в — 750
57

Осевой вентилятор изготовлен из пластмассы
и сконструирован так, что можно легко
устанавливать лопасти под разными углами. Это
позволяет изменять характеристики вентилятора
(рис. 2).
В серийно выпускаемых охладителях
использован вентилятор с углом поворота лопастей 25°
и частотой вращения 1500 об/мин. Для иных
рабочих условий частоту вращения можно
снизить до 1000 или 750 при соответствующей
настройке лопастей. Угол поворота и частота
вращения определяют выбор электродвигателя.
Дно поддона изолировано слоем полиуретана,
над которым установлен подогревательный
змеевик.
1305
Mm*
1225
7*0
от
У-Ж
2350
ш-
1225
Рис. 3. Габаритный эскиз воздухоохладителя:
a— CHV 100; б — CHV 200
00,Л0/П
50
30
10
**>'?
0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
II
«1
\
а ^^<^
iiJ^fe^—" 1
^^ п ^Z^A
je^^^
ч>
н
1 11
ft]
I IM
В настоящее время завод «Хоцень» (ЧССР)
выпускает воздухоохладители двух
типоразмеров — CHV 100 и CHV 200 с номинальной
площадью теплопередающеи поверхности 100 и
-5
-ГО
45
-20
-25
-30
-35
09,кВт
100
SO
30
1.0
tu °С
О
-5
40
-15
-20
-25
-30
-35
-40
§
Рис. 4. Зависимость холодопроизводительности
Qo воздухоохладителей от температурного напора
6т, температуры t\ и относительной влажности ср
входящего воздуха при работе:
а — на R12, б — на R22, в — на R717:
/ -г- ф=1,0; 2 — <р=0,8; 3 — <р=0,6
58

Рис. 5. Структура воздушного факела в
помещении на выходе на воздухоохладителя SHV 100
200 м2, работающих на хладагентах R12, R22,
R717 (аммиак) и с хладоносителями. Их
габаритные эскизы приведены на рис. 3, рабочие
характеристики при использовании разных
хладагентов (толщина инея — 0,1 мм) — на рис. 4.
Воздухоохладители выпускаются в четырех
исполнениях в зависимости от вида оттаивания:
горячими парами хладагента, орошением водой,
нагретым хладоносителем, окружающим
воздухом.
Эксплуатационные испытания подтвердили,
что холодопроизводительность
воздухоохладителей в значительной степени зависит не только
от толщины слоя инея, но и от его
плотности, а также от относительной влажности
воздуха. Оттаивание даже при низких рабочих
температурах не вызывает затруднений.
Было установлено также, что
воздухоохладители типа CHV могут обеспечить весь диапазон
требуемых температур при работе на
хладагентах R12, R22, R717 и хладоносителях; напор
вентилятора позволяет создавать большую длину
факела и в ряде случаев использовать
воздухоохладители без воздуховодов (рис. 5).
Конструктивное решение теплобменной поверхности
дает возможность составлять воздухоохладители
большей производительности или применять в них
центробежные вентиляторы.
сХОЛОД-84»
06.06:621.56/.5Э
МЕЖДУНАРОДНАЯ ВЫСТАВКА
В ВИЛЬНЮСЕ
«Охладить, чтобы сохранить» — такова
основная идея организуемой В/О
«Экспоцентр» Торгово-промышленной палаты
СССР в столице Советской Литвы — г.
Вильнюсе с 19 по 27 сентября 1984 г.
международной выставки современного
холодильного оборудования «Холод-84».
В выставке примут участие фирмы и
организации 10 стран: ВНР, ГДР, ФРГ,
Дании, Италии, Нидерландов, Финляндии,
Швейцарии, СФРЮ, Японии. К
международному смотру проявили интерес также
Великобритания, Индия, Франция и
Швеция. Особенно широко будут
представлены финские фирмы, которые выступят на
коллективном стенде выставочной
корпорации «Суомен Мессут».
По сравнению с предыдущим
международным смотром холодильной техники,
проходившем в г. Минске в 1978 г.,
тематика выставки «Холод-84» значительно
расширена. В разделе «Новая
холодильная техника» будут экспонироваться
холодильные компрессоры, испарители и
конденсаторы различных типов,
вспомогательное оборудование, прогрессивные схемы
холодильных установок, абсорбционные
холодильные машины, технологическое
холодильное оборудование, в том числе для
производства быстрозамороженных
полуфабрикатов и готовых продуктов питания.
Раздел «Современная холодильная
технология» даст представление о способах
охлаждения и замораживаия
разнообразных пищевых продуктов.
Можно ожидать, что ключевыми
экспонатами выставки станут
автоматизированные системы управления технологическими
процессами в холодильной цепи.
Видное место в экспозиции будет
отведено средствам комплексной механизации
погрузочно-разгрузочных и транспортно-
складских работ на холодильниках.
Советские специалисты проведут
сравнительный анализ представленных на
международной выставке «Холод-84» образцов
холодильного оборудования и дадут
рекомендации по их закупке.
Предстоящий смотр холодильной техники
будет способствовать дальнейшему
укреплению торгово-экономических и
научно-технических связей.
59

СПРАВОЧНЫМ
ОТДЕЛ
Таблица 1
УДК 621.574.041:621.512
ХОЛОДИЛЬНЫЕ ПОРШНЕВЫЕ
БЕССАЛЬНИКОВЫЕ
КОМПРЕССОРЫ 1ПБ14, 1ПБ20,
4ПБ14, 4ПБ20
М. А. МАЛАХОВА, Р. П. ФЕДЮНИНА
Холодильные компрессоры 1ПБ14, 1ПБ20,
4ПБ14, 4ПБ20 — поршневые (П)
бессальниковые (Б) одноступенчатые непрямоточные блок-
картерные — разработаны ВНИИхолодмашем
совместно с ПО «Мелитопольхолодмаш>. В
марках компрессоров первая цифра обозначает
номер модификации, последние две — условную
номинальную холодопроизводительность при
работе на R22 в тыс. ккал/ч. Они предназначены
для замены компрессоров бессальниковых
2ФУБС9 AЦБ14 и 4ПБ14) и 2ФУБС12
AПБ20 и 4ЙБ20), серийно выпускаемых ПО
«Мелитопольхолодмаш».
Новые компрессоры максимально
унифицированы с серийно выпускаемыми. Основные
конструктивные параметры, габаритные и
присоединительные размеры сохранены прежними.
Особенностью этих компрессоров является
новая конструкция газового тракта, позволяющая
улучшить теплотехнические показатели
компрессоров. Кроме того, компрессоры 1ПБ14 и 1ПБ20
имеют новую конструкцию масляного насоса с
внутренним зацеплением (производства НРБ).
Техническая характеристика компрессоров
приведена в табл. 1.
Номинальная хо|
лодопроизводи-
тельность, кВт
(ккал/ч), при
работе на:
R22
R12
Номинальная по
требляемая мощ
ность, кВт, при
работе на:
R22
R12
Температура, °С |
кипения
конденсации
всасывания
жидкости перед
дроссельным
устройством
Частота вращения
(синхронная),
с-1 (об/мин)
Диаметр
цилиндра, мм
Ход поршня, мм
Число цилиндров
Компрессор
1ПБ14, 4ПБ14 1
16,04A3800)
10,17(8750)
6,4
4,1
1ПБ20, 4ПБ20
23,95B0600)
15,12A3000)
— 15
30
20
30
16,67A000)
67,5
50
4
9,6
6,0
25A500)
Количество
заправляемого мае
ла, кг
Масса (сухая), кг
5,5
215*/220*
*— Масса компрессоров типа 1ПБ; **-
типа 4ПБ.
масса компрессоров
Оо,кВт(ккал/ч)
37,21 C2000)\
3*,88C0000)\
30,23B6000^
27t9lBW00)
25>58B2000)\
23,2бB0000)\
20,33A8000)
18,61A6000)
16,28ШОО)\
13,96A2000)
11,63A0000)
9,31(8000)
6,98F000)
A,65(W00)
2,33B000)
-30 -25 -20 -15 -10 -f О
а
5t0, Г
Рис. 1. Зависимость холодопроизводительности
Qo (а) и потребляемой мощности N3JI (б) от
температур кипения t0 и конденсации tK при
/ =20°С, Д/ =0°С и работе компрессоров
на R12:
1ПБ20-1-02, 4ПБ20-1-02; 1ПБ14-1-02,
4ПБ14-1-02 A-02 означает работу компрессора на R12 в
высоко- и среднетемпературном режимах)
60
12
11
/О
9
8
7
6
5
3
у
" '<
А
//
^
,t
ъ
s
I J
.*
\у
'А,
го
'.4
'yi-
'so
Л
п
«и
-30 -25 -20 -15 -10 -5 О 5t0,°C
5

чHR (uunnrh
01,10 irWUUJ
цвьШоо)
щШоооо)
ц/9(зто)
цвбШоо)
39,53C*000)
37,21C2000)
34030000)
32,56B8000)
ОЦ/JlibUuU/
2^91B4000)
25,59B2000)
Щ5B0000)
Щ93A8000)
пни;
X
у
Ф
У
'/\
У'
/ J
'>'
ъУТ^>А,
/
'/
S
А
//
/
/
/
/
/
//
1
i
/
J
'/
/
f
\
/J
/А
А
/\
/А
/
-НО -35 -30 -25 -20 -15 -10
а
-5 ot0;c
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
L»^^
r>
¦ sST*
¦>
.*
•>
&
'С
.-"
т^
d?
t 3<U
^
fi0
J\
01
-40 -35 -30 -25 -20 -15-
б
¦10
Рис. 2. Зависимость холодопроизводительности
Qo (а) и потребляемой мощности N3Jl (б)
от температур кипения t0 и конденсации tK при
*вс=20 °С, А/ =0 °С и работе компрессора на
R 22:
F 1ПБ20-2-024, 4ПБ20-2-024; 1ПБ14-2-024,
ПБ14-2-024 B-024 означает работу компрессора на R 22
в высоко-, средне- и низкотемпературных режимах)
24,42B1000I
23,25B0000)]
20,93A8000)
19,77A7000)
18,61A6000)
17,45A5000)
16,28A*000)
15,12A3000)
13,96A2000)\
12,79(HOOD)
11,63A0000)
10,47(9000)
9,32(8000)
8,14G000)
6}98F000)\
5,28E000)
4,65D000)
3,49C000)
8
10
15 ta,°C
^^^
Lf^
^^
**¦
\4Л
.-!'<
fi--
^jd
ad J
"^ 60 J
^-*1U1
-5
0 5 10 15 t0,°C
Рис. З. Зависимость холодопроизводительности
Qo (а) и потребляемой мощности N ЭЛ (б) от
температур кипения to и конденсации tK при
*ВС=20°С для *0=—5°С; fBC=t0+20°C для
*о=5; 10; 15; 20 °С; Д*пер=0 °С и работе
компрессора на R142:
— 1ПБ20-4-0, 4ПБ20-4-0; 1ПБ14-4-0,
4ПБ14-4-0 D-0 означает работу компрессора на R142 и в
высокотемпературном режиме)
Компрессоры могут работать на различных
хладагентах и маслах.
Температурный диапазон работы
компрессоров приведен в табл. 2.
Таблица 2
R22
R12
R142
Температура, °С
кипения
От 5 до —40
От 10 до —30
От 20 до —5
) конденсации
До 42
До 64
До 85
Отношение давления нагнетания к давлению
всасывания не должно превышать 9, а их
разность не должна быть больше 1,4 МПа
A4 кгс/см2).
Значения холодопроизводительности и
потребляемой мощности при работе компрессоров на
различных хладагентах приведены на рис. 1—3.
Компрессоры автоматизированы, в них
предусмотрена возможность подсоединения приборов
контроля и автоматической защиты, в частности,
встроенная тепловая защита электродвигателя.
Компрессоры предназначены для работы в
составе автоматизированных стационарных и
транспортных холодильных установок и кондиционеров.
61

Рис. 4. Габаритные и присоединительные размеры
бессальниковых компрессоров 1ЙБ14 и 1ПБ20:
/ — заземление; 2 — место подсоединения проводов к
электродвигателю; 3 — штуцер для подсоединения манометра и реле
контроля смазки; 4 — штуцер для подсоединения манометра,
Dy3 (давление нагнетания); 5 — фланец нагнетательного
трубопровода, ?>у25; 6 — штуцер для подсоединения реле
давления и мановакуумметра, ?у3 (давление всасывания); 7 —
фланец всасывающего трубопровода, D 25; 8 — место
подсоединения термореле (тепловая защита электродвигателя);
9 — тройник для подсоединения реле давления, ?>у3 (давление
нагнетания); 10 — слив масла
Рис. 5. Габаритные и присоединительные размеры
бессальниковых компрессоров 4ПБ14 и 4ПБ20
(обозначения см. на рис. 4)
5*0
360 ±0,5
710
360±0,5
Ш
Габаритные и присоединительные размеры
компрессоров 1ПБ14 и 1ПБ20 даны на рис. 4,
а 4ПБ14 и 4ПБ20 — на рис. 5.
Компрессоры прошли междуведомственные
испытания и рекомендованы к серийному
производству.
В 1984 г. ПО «Мелитопольхолодмаш» освоит
первую промышленную партию этих
компрессоров.
Компрессоры типа 1ПБ выпускаются в случае
поставок масляных насосов производства НРБ,
при отсутствии поставок выпускаются
компрессоры типа 4ПБ.
Годовой экономический эффект от внедрения
одного компрессора 1ПБ14 составит 223 руб.;
4ПБ14 — 243 руб., 1ПБ20 — 815 руб., 4ПБ20 —
768 руб.
fi2

РЕФЕРАТЫ
УДК 621.574:621.577
Характеристики парокомпрессионных
холодильных машин в режиме теплонасосных установок.
ВЕЗИРИШВИЛИ О. Ш. «Холодильная техника»,
1984, М 8.
Приведены результаты исследований и опытной
эксплуатации ТНУ для комплексного теплохладо-
снабжения технологической и комфортной СКВ.
Показаны изменения рабочих характеристик
парокомпрессионных агрегатов при работе в
режиме ТНУ.
^Иллюстраций 4. Список литературы — 7
названий.
УДК 621.577
Использование тепловых насосов для
термоподготовки воды в комплексном хозяйстве
марикультуры. КУРГАНСКИЙ Г. Н.
«Холодильная техника», 1984, № 8.
Рассмотрено применение теплонасосных
установок для термоподготовки воды в
экспериментальных хозяйствах марикультуры.
Приведено описание принципиальной технологической
схемы ТНУ и результаты ее испытаний в
производственных условиях.
Таблица 1. Иллюстраций 2. Список
литературы — 5 названий.
УДК 628.84:621.565.94.001.24.001.5
Эффективные аппараты воздушного охлаждения
для малых холодильных машин и
транспортных кондиционеров. ИВАНОВ О. П., НЕМИ-
РОВСКАЯ В. В., ТЕРЕЩЕНКО В. И., ФЕ-
ДЯШОВ А. В. «Холодильная техника», 1984,
J* 8.
Представлены результаты экспериментального
исследования теплотехнических и
аэродинамических характеристик теплообменных цельноалю-
миниевых аппаратов из плоскоовальных трубок
с промежуточным оребрением. Полученные
зависимости использованы при разработке
математической модели ТУКВ. Рассмотрены
результаты расчетов на ЭВМ в целях выбора
рациональных комбинаций поверхностей
конденсатора и воздухоохладителя ТУКВ.
Таблица 1. Иллюстраций 5. Список
литературы — 8 названий.
|УДК 637.5.037.004.162.001.24
' Определение потерь от усушки в камерах
хранения замороженного мяса. РОТГОЛЫД Е. А.
«Холодильная техника», 1984, № 8.
Предложены формулы для определения в
камере хранения мороженого мяса, оборудованной
воздушной системой охлаждения, тепловых и
влажностных параметров воздуха, а также
величины потерь от усушки. При выборе формул
учтены конструктивные особенности камер
(размер, тип и толщина изоляции, оснащенность
приборами охлаждения и т. п.) и условия
их эксплуатации. Предлагаемые зависимости
могут быть использованы при оптимизации
холодильных систем с камерами хранения для
учета затрат, связанных с потерями продуктов
от усушки.
Таблица 1. Список литературы — 3 названия.
УДК [621.565.92:637.5.037] :621.565.945
К обоснованию применения воздушной
системы охлаждения в камерах хранения незатарен-
ных замороженных грузов. АТЕФ САЙД АМЕР,
ЧУМАК И. Г. «Холодильная техника», 1984, № 8.
Проведен технико-экономический анализ систем
охлаждения, применяемых в низкотемпературных
камерах хранения замороженных грузов. Для
систем воздушного охлаждения при наличии
воздухораспределения, обеспечивающего полный
перехват теплопритоков через перекрытия и тепла,
эквивалентного работе электродвигателей
вентиляторов, оптимальная температура воздуха
*кам=—24 °С при суммарных годовых
приведенных затратах 42 тыс. руб/год, что
приблизительно равно суммарным годовым приведенным
затратам при батарейной системе. При этом
усушка неупакованного замороженного мяса
будет равна усушке при использовании
батарейной системы охлаждения.
Таблица 1. Иллюстраций 4. Список
литературы — 4 названия.
УДК 536.24.001.5:621.564.2.012.1
Теплообмен при кипении хладагентов R11 и R12
на пористых поверхностях. АНТОНЕНКО В. А.,
БАРАБАШ П. А., МУЖИЛКО А. А.
«Холодильная техника», 1984, №8.
Представлены результаты экспериментального
исследования теплоотдачи при кипении хладагентов
R11 и R12 на плоской поверхности, покрытой
капилляр но-пористым слоем, выполненным из
шарообразных металлических частиц, плотно
прижатых к поверхности нагрева сеткой. Изучено
влияние на теплоотдачу высоты слоя, диаметра и
материала частиц. Установлено, что на
исследованных поверхностях теплообмен протекает в 2,5—
3 раза более интенсивно, чем на чистых
поверхностях.
Иллюстраций 3. Список литературы — 10
названий.
УДК 637.5.037.056
О влиянии изменения температуры на качество
замороженного мяса при хранении.
ИВАНОВА Р. П., СЕРГЕЕВА Е. Л., ЖОВНЕР Е. В.
«Холодильная техника», 1984, № 8.
Исследовано влияние различных диапазонов
изменения температуры на изменение содержания
сульфгидрильных группе водосвязывающей
способности, содержания аскорбиновой кислоты в
замороженном мясе при хранении и на потери
мясного сока при размораживании. Установлено,
что по этим показателям качество замороженного
мяса незначительно снижалось при повышении
температуры с —28 до —23 °С и заметно
ухудшалось с увеличением диапазона колебаний
температуры (при повышении ее с —28 до —18 и
до — 12 °С).
Таблиц 2. Список литературы — 6 названий.
УДК 621.565.92:692.41
Солнцезащита кровли холодильника
Тбилисского мясокомбината. АВДЕЕВ О. Ф.
«Холодильная техника», 1984, № 8.
Обоснована целесообразность устройства солн-
цезащиты кровли холодильника. Описано
конструктивное решение затеняющего экрана с
-проветриваемым пространством над кровлей.
Показана экономическая эффективность
применения солнцезащитного экрана на
холодильнике Тбилисского мясокомбината.
Иллюстрация 1.
63

УДК 624.13.037.001.375
Экономико-математическое моделирование и
оптимизация процесса замораживания водоносных
пород жидким азотом. ЖИТОМИРСКИЙ И. С,
ФЕНЧЕНКО В. Н., ШПАРБЕР П. А., ШРАЙ-
МАН А. Л. «Холодильная техника», 1984, № 8.
Быстрое движение фронта кристаллизации в
процессе замораживания водоносных пород
жидким азотом приводит к существенно
нестационарному характеру процесса. Предложенная
модель процесса позволяет рассмотреть
различные варианты подачи хладагента в зону за-
мораживаия и рассчитать ход процесса (в
частности, указать необходимый для образования
льдопородного ограждения с заданными
характеристиками режим подачи азота). Результаты
моделирования сопоставлены с
экспериментальными данными, полученными в лабораторных и
промышленных условиях. Предложен способ
выбора оптимальных параметров процесса.
Таблица 1. Иллюстраций 2. Список литературы —
5 названий.
УДК 621.512.041 -2:621.753.1 /.2.001.375
Оптимизация допусков деталей холодильных
герметичных поршневых компрессоров. МИЛО-
ВАНОВ В. И. «Холодильная техника», 1984, № 8.
На основе комплекса теоретических и
экспериментальных исследований холодильных
герметичных поршневых компрессоров разработана
методика оптимизации допусков и посадок их
деталей. В основу методики положено
предложенное автором уравнение связи точности
изготовления деталей и колебания холодопроиз-
водительности однотипных компрессоров в
партии изделий. Критерием оптимизации
является минимизация суммарной стоимости
изготовления и эксплуатации компрессора в течение
всего срока службы. Задача оптимизации
решается на базе стоимостно-технологического
анализа механической обработки деталей по
специально разработанной для ЭВМ программе с
использованием комбинаторного метода и
алгоритма Балаша.
Иллюстраций 2. Список литературы — 8
названий.
УДК 661.9.045.5
Аппараты пульсационного охлаждения газа.
БОБРОВ Д. М., ЛАУХИН Ю. А.,
ГОРБЕНКО В. П., ЕВЧЕНКО В. И. «Холодильная
техника», 1984, № 8.
Приведено описание принципа действия и
конструкций аппаратов пульсационного
охлаждения газа. Представлены результаты
экспериментальных исследований основных факторов,
снижающих эффективность охлаждения газа в
таких устройствах. На основе результатов
опытно-промышленных испытаний аппаратов ПОГ и
анализа зарубежного опыта их эксплуатации
делается вывод о перспективности
использования ПОГ не только для обработки потоков
газов при наличии достаточного перепада
давлений, но и в холодильной технике.
Иллюстраций 4. Список литературы — 4 назва-
УДК 621.565.93/.94
Воздушно-испарительный конденсатор ФК-120.
СЕНЯГИН Ю. Я., БАЕВ В. П., АЛМАЗОВ В. Н.
«Холодильная техника», 1984, № 8.
Описано устройство. и дана техническая
характеристика разработанного Тамбовским
филиалом Волгоградского головного ПКБ воздушно-
испарительного-конденсатора ФК-120, внедрение
которого обеспечивает значительную экономию
воды и электроэнергии.
Иллюстрация 1.
УДК 621.565.945
Воздухоохладители типа CHV. ВРАТИЛ А.,
КОУДЕЛКА Л. «Холодильная техника», 1984,
№ 8.
Описана конструкция и даны рабочие
характеристики воздухоохладителей CHV 100 и
CHV 200 производства завода Хоцень (ЧССР),
работающих на хладагентах R12, R22, R717 и
с хладоносителями.
Иллюстраций 5.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова
(зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук,
проф. В. М. Бродянский, д-р техн. наук А. В. Быков, В. В. Васютович, И. М. Гиндлин,
д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, А. П. Еркин, И. М. Калнинь, д-р техн. наук, проф. Э. И. Ка-
ухчешвили, В. Д. Леонов, А. П. Леонтьев, Г. А. Новиков, д-р техн. наук, проф. В. В. Оносов-
ский, д-р техн. наук, проф. И. И. Орехов, О. В. Петров, М. М. Позин, Н. К. Плотников,
Н. Ф. Ролина, Ю. Я. Сенягин, А. Н. Сергиенко, В. М. Шавра
Технический редактор Н.Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 18.06.84. Подписано в печать 12.07.84. Т-14530 Формат 70X108 1/16.
Фотонабор. Высокая печать. Объем 4,0 печ. л. Усл.-печ. л. 5,6. Усл. кр.-отт. 6,13.
Уч.-изд. л. 7,14. Тираж 10 700 экз. Заказ 1583 Цена 60 коп.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костикова, 12. Телефон 216-77-00
Ордена Трудового Красного Знамени
Чеховский полиграфический комбинат ВО «Союзполиграфпром»
Государственного комитета СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
142300, г. Чехов Московской области

На Дальнем Востоке нашей страны в начале 70-х гг. созданы морские
хозяйства марикультуры по искусственному разведению лососевых,
трепангов, гигантской устрицы, ламинарии японской (морской капусты),
приморского гребешка.
На макете изображено комплексное хозяйство марикультуры в
Южном Приморье:
I — административный корпус; II — насосная станция морского водозабора; III —
цех первичной переработки продукции; IV — склад готовой продукции; V — опытный
цех по выращиванию рассады морской капусты и молоди лососевых; VI — цех
приготовления кормов; VII — холодильник; VIII—лососевый рыборазводный завод; IX —
станция подачи пресной воды; X—прудовое хозяйство; XI — станция очистки
сточных вод; XII — плантация устриц; XIII — морские садки для выращивания рыбы; XIV —
плантация морской капусты; XV — плантация приморского гребешка.
Статья о хозяйстве марикультуры публикуется в этом номере
журнала.

V
Рыбодобывающее обрабатывающее судно (РДОС) типа «Моряна»-
головное судно новой серии для Каспийского моря.