/
Текст
Экспериментальное исследование фреонового турбокомпрессора
со встроенным высокоскоростным электродвигателем
Канд. техн. наук А. Б. БАРЕНБОЙМ, В. Ф. ЗЕЛЕНОВСКИЙ, А. С. МИХАЛЬЧЕНКО
Одесский технологический институт холодильной промышленности
621.57:621.564.2*
Для кондиционирования воздуха на
транспорте перспективно применение
малорасходных центробежных компрессоров с приводом
от встроенных электродвигателей, питаемых
током повышенной частоты C00—400 Гц).
Использование этих электродвигателей устраняет
необходимость в повышающей зубчатой
передаче и сокращает габаритные размеры
машины.
В целях определения основных
характеристик малорасходной ступени компрессора и
высокоскоростного электродвигателя в ОТИХП
разработан и испытан турбоагрегат ТКФ-2
(рис. 1).
V *, ,»** ^ ?<« ~^< . - W, , :
Рис. 1. Фреоновый центробежный
компрессор ТКФ-2.
Чтобы получить малую холодопроизводи-
тельность (Q0=15 кВт), использована бездиф-
фузорная ступень насосного типа. В качестве
рабочего вещества применен фреон-113.
Наружный диаметр колеса 0,135 м, диаметр
колеса на входе 0,060 м, ширина лопаток на
выходе 0,0093 ж, на входе 0,0112 м, угол лопатки
на выходе 15°, на входе 26°, число лопаток 8.
Максимальная частота вращения
компрессора 30000 об/мин. Встроенный асинхронный
электродвигатель мощностью 5 кВт питается
от преобразователя частоты по системе
двигатель — генератор.
Ротор компрессора вращается в радиально-
упорных шарикоподшипниках класса С.
Высокоскоростные опоры смазываются и
охлаждаются масляным туманом, который
генерируется парами фреона, «отбираемыми из
нагнетательной линии компрессора.
Масляный туман получается в маслораспы-
лителе, в котором имеется эжекторное
устройство, выполненное в виде кольцевой щели.
Количество капель масла, подаваемого на
смазку подшипников, определяют визуально. Пары
фреона и масляный конденсат из корпуса
компрессора поступают в маслоотделитель; фреон
возвращается в испаритель. Маслоотделитель
заполнен кольцами Рашига и имеет указатель
уровня.
При малых числах оборотов и низких
давлениях нагнетания фреон подается в маслорас-
пылитель из парового котла. Котел
заполняется жидким фреоном из конденсатора под
действием гидростатического столба жидкости.
При частоте вращения 24000 об/мин
необходимость в паровом котле отпадает.
Компрессор испытывали по циклу обычной
паровой холодильной машины.
Принципиальная схема экспериментального
стенда показана на рис. 2.
Рис. 2. Принципиальная схема экспериментального
стенда:
1 — компрессор; 2 — мерные бачки; 3 —
маслоотделитель; 4 — испаритель; 5 — конденсатор; 6 — паровой
котел; 7 — маслораспылитель.
4
В качестве конденсатора и испарителя
использованы кожухотрубные теплообменные
аппараты. К испарителю приварен сухопарник
со смотровыми стеклами, через которые
контролируют отсутствие капель жидкости на
выходе из аппарата. Тепловая нагрузка
регулируется электрическими грелками, встроенными
в трубки испарителя; мощность электрических
грелок 30 кВт.
Температура фреона и охлаждающей воды
измеряется ртутными термометрами;
температура подшипников, обмоток и
электротехнического железа двигателя — медь-константано-
выми термопарами.
Давления кипения и конденсации фреона
измеряются образцовыми вакуумметрами
класса 0,4. По окружности за колесом компрессора
в четырех точках установлены
малогабаритные трубки полного давления. Статические
давления отбирают через дренажные
отверстия в стенках каналов. Для регистрации
перепада давлений в компрессоре, статических
и полных давлений на выходе рабочего колеса
служит ртутный пьезометрический щит,
выполненный из дифференциальных манометров
ДТ-50.
Весовое количество циркулирующего
холодильного агента определяют по тепловому
балансу испарителя и конденсатора. Расход
охлаждающей воды, подаваемой в конденсатор
и водяную полость электродвигателя,
измеряют тарированными бачками.
Частота вращения ротора компрессора
определяется с помощью встроенной индуктивной
катушки скольжения.
i В 10 ft 18 Ва,иВт
Рис. 3. Характеристики центробежного
компрессора при температуре кипения 278 К и
различной частоте вращения (обIмин):
• — 18000; ? — 21000; О — 24000; А — 27000.
При снятии характеристик компрессора под
держивали постоянными скорость вращения и
температуру кипения. Перегрев паров на
стороне всасывания составлял 3—4 К.
Характеристики центробежного компрессора
при температуре кипения 278 К и различной
частоте вращения приведены на рис. 3. Число
Ми изменялось в пределах от 1,09 до 1,65
(Af«,i = 0,5 ч-0,86).
У
• •
/
—%—*.
^
*V
¦\
Rr-^*^
2S
%
'ЦТ
\2\
S^i.
гЧ
ы
•
к
V
к
11
S-
L
0,06 0,10 0,П 0,18 0,22 0,26 Ф1
Рис. 4. Зависимость политропического к.п.д. г|п
и коэффициента напора г|з ступени от
коэффициента расхода CDi при различных значениях
числа Ми :
• — 1,09; ? — 1,28; О — 1,48; Л — 1,65.
На рис. 4 представлена зависимость поли-
тропического к. п. д. т]п и коэффициента
напора W ступени от коэффициента расхода <E>i =
=С\г/и2 при различных значениях числа Ми.
Крутизна кривых к. п. д. и коэффициента
напора при значении числа Mu = l,65 (Mw\ =0,83)
резко возрастает. Оптимальный коэффициент
расхода с повышением числа Ми
увеличивается от 0,18 до 0,24.
На холодопроизводительность Qo и
удельную мощность Nq/Qo центробежного
компрессора малой производительности сильно влияет
температура кипения 70 (рис. 5). При
изменении Г0 от 268 до 278 К
холодопроизводительность компрессора на режиме максимального
к. п. д. увеличилась в 1,8 раза, а
политропический к. п. д. г|п — на 3%.
Характеристики получены при одной и той
же скорости вращения (Ми=1,48).
Максимумы кривых к. п. д. отвечают практически
одному и тому же значению Фь Поэтому
улучшение к. п. д. в этих опытах можно отнести
только за счет повышения числа Рейнольдса. Кри-
5
Рис. 5. Характеристики компрессора при
различной температуре кипения Го, К:
Л—268; ? —273; О —278.
терий Rett изменялся от 2,2- 106 до 3,5- 106
(Reu,i=0,7 • 105-^ 1,3 • 105). Значительное
влияние числа Рейнольдса на к. п. д.
малорасходной ступени центробежного компрессора
объясняется тем, что рабочее колесо насосного
типа имеет большую длину межлопаточных
каналов и в нем сравнительно велика доля
потерь на вязкое трение.
На рис. 6 приведена зависимость
эффективной мощности Ne от холодопроизводительности
Qo при различных способах регулирования
компрессора. Кривая / получена при
изменении количества охлаждающей воды,
подаваемой в конденсатор; кривая 2 — при
дросселировании паров на стороне нагнетания и
постоянном давлении конденсации; кривая 3 — при
дросселировании паров на стороне всасывания.
Испытания проводили при температуре
кипения 268 К и частоте вращения 24000 об/мин.
Температура охлаждающей воды была
постоянной.
Потребляемая мощность значительно
уменьшается при изменении частоты вращения
(кривая 4), когда поддерживается постоянным
давление кипения и снижается давление
конденсации.
80
60
40
20
Ш
50
60
70
80
90 Q0,°/o
Рис. 6. Зависимость эффективной
мощности Ne от холодопроизводитель-
ности Qo при различных способах
регулирования компрессора.
Эффективность центробежного компрессора
в значительной степени зависит от
показателей встроенного электродвигателя.
На рис. 7 представлены характеристики
встроенного высокоскоростного
электродвигателя, полученные на режимах максимального
к. п. д. компрессора (Г0 = 278 К).
Для лучшего охлаждения двигатель
выполнен с увеличенным зазором между статором и
ротором @,6 мм). Несмотря на это,
максимальный к. п. д. электродвигателя оказался
достаточно высоким @,85).
Cosif
0,8
0,5
J~~—'—
| Cosyt^
Ъ^-
А—
_J^_
0,6
0,2
Ь
0,9
OJ
10
300
350
WO
АД
Рис. 7. Зависимость характеристик
встроенного высокоскоростного
электродвигателя от частоты питающего тока.
Испытания показали, что охлаждение
электродвигателя жидким фреоном излишне.
Поэтому зазор может быть уменьшен до
величины, рекомендуемой для электродвигателей
открытого типа. Это позволит повысить к. п. д.
г]э и существенно улучшить cos ф.
в
Встроенный электродвигатель компрессора
имеет жесткую характеристику.
Величина скольжения 5 при частоте вращения
27000 обIмин на оптимальном режиме
составляет 0,6%. При водяном охлаждении
температура обмоток электродвигателя не превышала
321 К, температура статора 363 К<
Исследования показали высокую
надежность принятой системы смазки высокоскоро-
Применение смесей холодильных агентов
позволяет расширить температурные границы
использования двухступенчатых холодильных
машин без существенного усложнения их
конструкции.
Температуры 173^-203 К можно
получить в специальных циклах*, применяя в
качестве рабочего вещества неазеотропную смесь
взаиморастворимых компонентов, существенно
различающихся температурами кипения. Этим
требованиям соответствуют, например, смеси
низкокипящих фреонов-13, 14, 13В1, 23 с высо-
кокипящими фреонами-12, 22 и 143.
В низкотемпературных циклах на неазео-
тропных смесях реализуется двухступенчатая
конденсация рабочего вещества. В первой
ступени предусматривается отвод только части
тепла, в результате чего в конденсаторе
образуется жидкая фракция (первая), содержащая
значительное количество высококипящего
компонента, и паровая фракция (вторая), богатая
низкокипящим компонентом. Вторая ступень
конденсации осуществляется в испарителе-
конденсаторе за счет отвода тепла от второй
фракции к первой, кипящей при низком
давлении. Конденсат второй фракции
направляется в основной испаритель.
Для определения эксплуатационных
характеристик двухступенчатой холодильной
машины с двухступенчатой конденсацией рабочей
* Чайковский В. Ф., Кузнецов А. П., Чер-
т о к В. Д. Холодильные машины на смесях фреонов для
получения низких температур. Труды Всесоюзной научно-
технической конференции по термодинамике. Л., 1969.
стных подшипников качения. Расход масла
составлял 3—4 г/ч, фреона — 0,6—0,8 мъ/ч.
Температура подшипников не превышала 350 К.
Малорасходный центробежный компрессор
со встроенным электродвигателем отличается
высокими технико-экономическими
показателями.
621.572.001.5
смеси, а также сопоставления их с расчетными
данными проведены экспериментальные
исследования этой машины на смеси фреонов-12
и 13.
Схема экспериментального стенда показана
на рис. 1.
У компрессора первой ступени сжатия 1
частота вращения 850 об/мин, объем,
описываемый поршнями, V\ =18 м3/ч.
Рис. 1. Схема экспериментального стенда.
У компрессора второй ступени
сжатия 2 частота вращения 1000 об/мин,
объем, описываемый поршнями, У" =
= 6,85 м3/ч. Конденсатор 3 с водяным
охлаждением, вертикальный, кожухотруб-
ный, поверхность теплообмена 3,115 м2.
Испаритель-конденсатор 4 кожухозмеевико-
Исследование холодильной машины с двухступенчатой конденсацией смеси фреонов
Доктор техн. наук В. Ф. ЧАЙКОВСКИЙ
Одесский технологический институт пищевой промышленности
им. Ломоносова
Канд. техн. наук А. П. КУЗНЕЦОВ, В. Д. ЧЕРТОК
Одесский технологический институт холодильной промышленности
7
вый, вертикальный, поверхность теплообмена
0,160 м2. Калориметр 5 со вторичным
холодильным агентом (фреоном-12) состоит из
стального кохужа, испарительного змеевика и
электрических нагревателей общей
мощностью 3,2 кВт.
Регенеративные парожидкостные
теплообменники 6, 7 кожухозмеевиковые,
предназначены соответственно для первой и второй
фракций; ресиверы 8, 9 — для первой и второй
фракций.
С помощью объемных расходомеров 10, 11
определяют расходы фракций рабочей смеси.
Фильтр-осушитель 12 силикагелевый.
Для составления рабочей смеси в вакууми-
рованный баллон вводили через капиллярную
трубку сначала высокотемпературный
компонент (фреон-12), а затем низкотемпературный
(фреон-13). После тщательного
перемешивания в баллоне смесь в количестве 18—20 кг
вводили в систему стенда. Предварительно
стенд вакуумировали до остаточного
давления 6,7 Н/м2.
0,6
йпМт\
0,5
0,3
0,1
3
3/
'/
У 7
г/
i/
V
5Щ
№^
258
8В
173 183
193 203 zi3 ггз т"к
Рис. 2. Зависимость давления после
регулирующего вентиля, холодопроизводительности и
холодильного коэффициента от низшей
температуры кипения второй фракции:
/ — смесь фреонов-12 и 13 с концентрацией
30%; 2 — то же, с концентрацией 40%; 3 — то
же, с концентрацией 50%; 4 — фреон-13; 5 —
фреон-22; 6 — фреон-12; 7 — двухступенчатый
агрегат ФДС-1,2-70 на фреоне-22; 8 — то же,
ФДС-2,5-70; 9 — каскадная машина на фрео-
нах-12 и 13; теоретические данные.
Мощность грелок калориметра плавно
изменялась в широком диапазоне.
Расход первой и второй фракций смеси
определяли по времени заполнения объемных
расходомеров.
Измерения выполняли с интервалами 2—
3 мин после выхода машины на установив-
шийся тепловой режим.
Испытания проводили на смеси фреонов-12
и 13 с весовым содержанием фреона-13 в
рабочей смеси 30, 40 и 50% при режимах,
соответствующих давлениям кипения второй
фракции 1,00; 0,90; 0,85; 0,75; 0,65; 0,50; 0,40;
0,30 • 105#/ж2.
Температура конденсации первой фракции
при концентрации смеси 30% была 303 К, а
при концентрации 40 и 50% — 298 К.
Пар выходил из калориметра с
температурой на 10—15 К выше температуры,
измеренной после регулирующего вентиля, т. е.
оставался еще насыщенным, так как неизотермич-
ность процесса кипения второй фракции
составляет 18—20 К-
Холодопроизводительность испарителя Q0
подсчитывали по количеству электроэнергии,
подведенной к грелкам калориметра с учетом
теплопритока из окружающей среды через
изоляционное ограждение калориметра.
Значения эффективного холодильного
коэффициента ге находили делением Qo на
разность между мощностью, потребляемой
электродвигателем во время опыта, и мощностью
при холостом ходе.
Максимальная относительная погрешность
полученных характеристик не превышала
±5%.
Экспериментальные исследования
двухступенчатой холодильной машины с
двухступенчатой конденсацией неазеотропной смеси
фреонов-12 и 13 подтвердили ее работоспособность.
Опыт эксплуатации показал, что
компрессоры не нуждаются в конструктивных
изменениях. Машина нормально работала при
использовании для смазки масла ХФ-12, так как
основной контур его циркуляции в системе
совпадал с контуром циркуляции высококипящей
фракции.
На всех режимах температура нагнетания
не превышала допустимых значений для
фреоновых машин.
Из схемы экспериментального стенда
видно, что компрессор первой ступени сжимает
только пары второй фракции, а компрессор
второй ступени — всю рабочую смесь.
Благодаря такому смешению разнотемпературных
фракций рабочей смеси происходит
промежуточное охлаждение пара, идущего на
всасывание во вторую ступень. Отпадает необходи-
8
мость использования промежуточного
водяного холодильника между ступенями сжатия.
Основные экспериментальные данные в
сопоставлении с расчетными представлены на
рис. 2 и 3.
При сравнении смеси фреонов-12 и 13 с
холодильными агентами, применяемыми в низ-
Рк/Ро
40
30
20
2
^5о
/'
^
2' Н
-
»
р!1/рб\
Рн/Рбс
I —^т^7"
\2 \
It
l//7v<
Шг\
173 183 193 203 213
гн /г
'о> п
Рис. 3. Зависимость отношения и
разности давлений от низшей температуры
кипения второй фракции:
/ — смесь фреонов-12 и 13 с
концентрацией 50%; 2 — то же, с концентрацией
40% (кривые Г и 2' обозначают
разность давлений); теоретические
данные.
котемпературных машинах, очевидны
преимущества первой. Смесь фреонов-12 и 13 с
необходимой рабочей концентрацией при низких
температурах кипения имеет меньший вакуум
(см. рис. 2). Так, при давлении в испарителе
0,3 «105 Я/ж2 низшая температура кипения
177 К. Повышение давления кипения
благодаря применению смеси в области низких
температур существенно улучшает коэффициент
подачи компрессора первой ступени, так как
депрессия во всасывающем клапане становится
незначительной по сравнению с давлением р0.
Из рис. 2 видно, что при работе на смеси
любой концентрации холодопроизводитель-
ность значительно больше, чем при работе
двухступенчатым сжатием на фреонах-12 или
22. Как и следовало ожидать, холодопроизво-
дительность возрастает с увеличением
концентрации смеси по фреону-13. Однако она
оказалась ниже теоретической, что объясняется
потерями, не учтенными в расчете.
Эффективный холодильный коэффициент
Ее двухступенчатой машины (см. рис. 2) на
смеси фреонов-12 и 13 при концентрации 40%
не ниже того же коэффициента для обычной
машины двухступенчатого сжатия на фреоне-
22, а при концентрации 50% превосходит его.
Применение смеси фреонов-12 и 13 в цикле
с двухступенчатой конденсацией по сравнению
с известными одноагентными циклами при
равных температурных условиях приводит к
меньшему отношению давлений нагнетания и
всасывания (см. рис. 3). Разность этих
давлений /?н — рве по ступеням сжатия приемлема
для фреоновых компрессоров. Смесь, кроме
того, имеет допустимые давления в конденсаторе
при располагаемых температурах
охлаждающей среды.
Исследования показали, что смеси фреонов
обладают рядом ценных качеств, благодаря
которым они могут найти применение в
низкотемпературных циклах с двухступенчатой
конденсацией рабочего вещества.
„ллллллллллллллллллл/vi
НОВАЯ КНИГА
В 1971 г. выйдет в свет и поступит в продажу книга Ротенберга А. Г., Маршо-
ва В. М., Кобулашвили Ш. Н. Новые приборы автоматики и контроля холодильной
промышленности. «Пищевая промышленность», 10 л., 15 000 экз., 50 коп.
Новые приборы, описанные в данной книге, разработаны Всесоюзным научно-
исследовательским институтом холодильной промышленности.
Это соленоидные вентили, поплавковые двухпозиционные регуляторы уровня
жидкости, несколько видов реле и др.
Часть из них нашла широкое применение в промышленности, другая — пока еще
в опытных образцах.
В книге дано систематизированное описание этих приборов, приведены расчеты
и результаты испытаний, технические характеристики и основные сведения по
монтажу и эксплуатации.
Книга предназначена для инженерно-технических работников холодильной
промышленности.
9
Расчет характеристик
двухступенчатой холодильной установки с помощью ЭВМ
Е. А. ДЖЕНЕЕВ, П. В. ПЕРСТНЕВ, Т. М. СУТЫРИНА
621.565:681.14.b01.24
При разработке конструкции холодильной
машины, а также ее эксплуатации возникает
необходимость определения оптимального
режима работы.
В настоящей статье излагается методика
многовариантного расчета характеристик
двухступенчатой холодильной установки с помощью
электронной вычислительной машины (ЭВМ).
Схема установки с центробежным
компрессором представлена на рис. 1, а,
термодинамический цикл холодильной машины в i, lg р-диа-
грамме для фреона-12 дан на рис. 1, б.
Воздух охлаждается сперва в трубчатом
воздухоохладителе ВТ, затем в скруббер-
ном ВС.
Расчет характеристик всей холодильной
установки представляет собой согласование
характеристик отдельных ее элементов.
Объемная производительность обеих ступеней
компрессора VBc должна быть равна объем-
т
'н.д
№
И,
W
\ \jb ПС
ккм>
Ъд
tyPk
Рк'Лк
Р.ов.д'^о б.д
* Рнагн.н.д
Рон.д' to н.д
Z_ Рнагн.б.д
Рбсн.д
ю
Рис. 1. Принципиальная схема
фреоновой холодильной установки для
охлаждения воздуха (а) и расчетный
цикл холодильной машины в i, lgp-ди-
аграмме (б):
ВТ — воздухоохладитель трубчатый;
ВС — воздухоохладитель скруббер-
ный; Ян.д, Яв.д — испарители низкого
и высокого давления; КМН.Д, КМВт71 —
секции компрессора низкого и
высокого давления; КД — конденсатор;
ПС — промежуточный сосуд; РВ —
регулирующий вентиль; Н — насос;
фреон; рассол;
охлаждающая вода; ¦
охлаждаемый воздух.
ному расходу фреона V*c, соответствующему
тепловой нагрузке на испарители и
воздухоохладители. С другой стороны,
производительность компрессора должна отвечать тому
давлению нагнетания, которое соответствует
тепловой нагрузке на конденсатор и параметрам
охлаждающей воды. Кроме того, поскольку
компрессор является двухсекционным, должна
быть увязана также работа обеих секций
компрессора между собой с учетом
промежуточного подсасывания фреона во вторую секцию
из испарителя высокого давления и
промежуточного сосуда.
Для определения характеристик всей
установки необходимо располагать расчетными или
экспериментальными характеристиками
отдельных элементов оборудования в виде
аналитических зависимостей. В частности, для
центробежного компрессора были
использованы полученные ранее экспериментальные
характеристики [1].
Аналитическую зависимость между
степенью сжатия л и объемной
производительностью компрессора VBC каждой секции
определяли путем аппроксимации огибающей кривой
характеристик при различных углах установки
лопаток диффузора (рис. 2), соответствующих
максимальной производительности для любой
достижимой степени сжатия:
Увс.и.д= 14000-
2000
1,2 G— Я,
:н. д. пр)
Уве в. д = 7850-
1600
4,5C,75-Лв.д.пр)
м*/ч; A)
¦м3/ч. B)
Эти оптимальные характеристики
компрессора приведены к определенным температурам
Влияние изменения
всасывания
*и
вс- пр-
3,5
Ю
2,5
2,0
1,5
я
¦TbtfWK
fycnp'ttt К
\
6,0 6,5 10 7,5 8,0 11,5 2 12,5 13 13,5 14
а 5
Рис. 2. Оптимальные характеристики компрессора:
а — для двухступенчатой секции высокого давления;
б—для двухступенчатой секции низкого давления.
Твс учитывали путем пересчета степени
сжатия, исходя из условия равенства
адиабатических работ [2]
1пяПр =
In
1
вс пр
1
C)
где л;пр и Гвс. пр — приведенные значения
степени сжатия и температуры
всасывания.
Потери давления Ар во всасывающих и
нагнетательных линиях компрессора также
определяли по экспериментально полученным
графическим зависимостям для гидравлических
потерь (пропорциональных квадрату
объемного расхода), преобразованных в
аналитические выражения.
Методика расчета аппаратов на стороне
всасывания сводится к нахождению
зависимости между температурой кипения фреона t0 и
тепловой нагрузкой на испарители QH,
соответствующей определенным исходным
параметрам воздуха и учитывающей теплопередаю-
щую способность аппаратов (рис. 3, а).
Исходные параметры воздуха дают
возможность рассчитать тепловую нагрузку на
воздухоохладители QB3 и испарители (с учетом
теплопритоков AQ)
Qh = Qbs+AQ, D)
а конструкция аппаратов — коэффициенты
теплопередачи &вз и &и.
Далее для каждой ступени решаются две
системы из трех основных уравнений
теплопередачи:
для воздухоохладителей
<?вз = <
вз вз-1 вз>
Эвз^
(^ВЗ 1 ^Р. В2) (^В
Р- ы)
V- В2
h
*В32 *Р- В1
Увз ~ ^р^р (*р.в2 ^P.Blb
для испарителей
Эи
P- hi -
р. И-2
In
*р. Их
— fn
fp. И2
Уи — ^р^р (*р.и1 *р.и2)-
E)
F)
G)
(8)
(9)
A0)
Для аппаратов с известными теплопереда-
ющими поверхностями .Рвз и Fu и принятым
весовым расходом рассола Gp в каждой системе
уравнений неизвестными являются три
величины:
взэ ^Р. в1»
^р. в2 И ^и» 'р. И2> tc
11
Температура рассола на выходе из
воздухоохладителя /р.в2 и входе в испаритель
/р#и принимаются равными.
1онд?С
50
W
30
20
10
V6d 100м3/ч /
""^^-^^SS
.„-.--
.--"'
~~~г
.-.-"
-""
^
200
tei30°C
^
//7
^^-*-"
^.^^'
^^^"
300
500
'^700^
^1000
I
^
^"^
.—' '
i
I
.-I
I
!
!
/Ш? /3W
Ж7/7
/Ш7 7Ш7
1 QK'10 ,птл/ч
Рис. 3. Характеристики теплообменных аппаратов:
я — скрубберного воздухоохладителя и испарителя низкого давления при промежуточной
температуре воздуха ^Вз.пр = 5°С; б — фреонового кожухотрубного конденсатора с
гладкими латунными трубками (dHSLpldBH = 0,023/0,019 м, число трубок 4200)
поверхностью 7К = 1480 м\ /Вд = 30°С; Увд = 500 м3/ч.
Увязку характеристик аппаратов с работой
компрессора производят путем графического
совмещения их характеристик. Выбирают
совпадающие значения объемного расхода
фреона Уве, соответствующего характеристике
компрессора, и объемного расхода, отвечающего
характеристике аппаратов, приведенной к
условиям всасывания
V* = GR
м3/ч.
A1)
При составлении алгоритма эту выборку
производят путем использования условного
логического выражения.
Термодинамические параметры фреона-12,
в том числе удельного объема v BC, могут быть
определены с помощью уравнения состояния и
кривой упругости пара, приведенных в работе
[3]. В данной работе использованы более
простые выражения [4, 5], которые дают
возможность непосредственно определить все
необходимые параметры насыщенных и перегретых
паров фреона:
1п/70 = 72,868 -4-^- 10,859 In T0 +
4 0,01652Г0,
0,35087
A2)
+
/
У
0,35087 \2
244,9—
304,08-103
-дм3/кг, A3)
12
189,2 + 0,14129-7 + 1,0434-Ю-Г2 -
89,4-Ю3
- 6,041 -Ю-7- Т3 +
48
V \ ' Т
+ 67,77 ккал/кг.
1-0,239 +
A4)
Величину энтальпии насыщенного жидкого
фреона рассчитывают по формуле
0,2232+ 0,0^°35 t)t ккал/кг. A5)
100
Для расчета характеристик конденсатора
надо определить коэффициент теплопередачи
kK при различных тепловых нагрузках QK, a
также среднюю разность температур
конденсирующегося фреона и охлаждающей воды
Uk ~ FKkK •
Используя следующее уравнение, находят
для заданной тепловой нагрузки:
е.
*ВД2
In
^К *ВД2
Увд1п-
*к-
°С. A6)
*К"
<Эк
*ВД1 '
Из графика на рис. 3, б видно, что
зависимость tK = f(Ql{) линейна и может быть
выражена уравнением
tK = a QK+b,
где
а = tgS, Ь = t
ВД1*
Угол наклона прямых зависит только от
расхода охлаждающей воды Увд.
Для диапазона Увд = 100-М000 м3/ч значе-
1
ние а~ 10901/вд —0,48 К^д '
Таким образом, характеристика
конденсатора выражается следующим эмпирическим
уравнением:
U
1090Увд-0,48 1/2д
t~ ^вд1
сс.
A7)
При расчете характеристик всей установки
тепловая нагрузка QK может быть найдена
только, если известны энтальпии ^агн.в.д и *к:
Qk = бф. в. д (*нагн. в. д - «к) ккал/ч. A8)
Весовой расход фреона через секцию
высокого давления компрессора Сф.в.д с учетом
подсасывания паров из промежуточного
сосуда также зависит от величин /наГн.в.д и i'K '•
G
Ф. в. д :
Qu. н. д
Qn. н. ;
<3и.
В» Д
10 н. д 10 в. д 0в. д
/**нагн. н. д — i0 в- Д \
Ци. н. д Мнагн. н.д—10 в-Д кг/ч
*0 н. д ~~ *0 в. д V *0 в. д ~~ *к /
+
A9)
В то же время величины /нагн.в.д и *к M0"
гут быть найдены, если известна температура
конденсации. Поэтому увязку характеристики
конденсатора с другим оборудованием
производят методом последовательных
приближений с использованием при составлении
алгоритма условных операторов. В качестве
первого приближения для нахождения QK можно
использовать выражение
+ Си.в.д+ Си.н.д Л1апл1^ ккал/ч. B0)
Полученное значение QK меньше истинного
примерно на величину теплового эквивалента
работы компрессора ступени высокого
давления. Вычисление tK с точностью 0,5° С
является достаточным для такого рода расчетов и в
то же время приемлемым с точки зрения
затраты машинного времени на расчет.
Для определения адиабатической работы и
энтальпии в конце действительного процесса
сжатия /нагН использованы формулы:
AU = ART
Чы = ^
*ад —• **вс -4'ад
*нагн — *вс
k —1)ккал/кг, B1)
B2)
ченным аппроксимацией экспериментальных
зависимостей г)ад = f (VBC) [l],
'нагн — *вс
Адиабатический к. п. д. для каждого
режима работы рассчитывают по формулам, полу-
Лад, н. д = 0>69 + 0,18 X
X Ю-4A/вс. н. д— 12000) In}
Л 4000—V,
ВС Н. Д
2000
B3)
X Ю-4(^
Лад. в. д = 0,74 + 0,25 X
7850 — V,
¦6250)In-
ВС В. Д
1600
. B4)
Затрату мощности определяют по формуле
м = Шп\°* н д ('ад~'вс)н-д +
860 [ ф- н- д Лад. н. д
+ Оф.в.д ('ад~''вс)вд~1кДт. B5)
Чад. в. Д J
Выше приведены лишь основные уравнения
алгоритма. Вся методика с учетом
определения тепловых нагрузок, коэффициентов
теплопередачи, параметров воздуха, рассола и
фреона для обеих ступеней содержит около
100 формул, не считая операций
последовательного приближения при нахождении /к и
согласования объемного расхода по
характеристикам компрессора и аппаратов.
Характеристики установки рассчитывали на
электронной вычислительной машине М-20.
Программа была составлена на языке
АЛГОЛ-60. Значения начального влагосодер-
жания воздуха, плотности орошения рассола в
скрубберных воздухоохладителях,
температуры и расхода охлаждающей воды, а также теп-
лопередающих поверхностей
воздухоохладителей и испарителей были включены в исходный
числовой материал.
Расход охлаждаемого воздуха GB3, его
начальная температура /вз>н и температура после
первого воздухоохладителя (промежуточная)
^вз.пр и после второго (конечная) /вз к были
заданы в виде четырех последовательных
операторов цикла с шагом 15 кг/сек для GB3, 10° С —
для гвз>н и ГС — для *вз>пр и ^вз.к. Диапазон
изменения ^вз.Пр был принят от 0°С (из условия
отсутствия намерзания влаги в трубчатом
воздухоохладителе) до (гвз.н — 5°С), а гвз.к — от
(^вз.пр—5°С) до—50 °С (из условия отсутствия
замерзания раствора СаС12).
Расчет до конца программы с выдачей на
печать основных параметров проводили при
условии соблюдения равенств V*c =VBC для
обеих секций компрессора.
Выбор точности, с которой соблюдается это
равенство, зависит от принятого интервала
исходных температур /Вз.пр и *Вз-к. Для
интервала в ГС можно допустить расхождение в
в 5%, что для расчета
величинах У*си VBC
13
характеристик установки вполне
удовлетворительно.
Характеристики холодильной установки в
целом в виде зависимостей основных
параметров от расхода воздуха и расхода
охлаждающей воды представлены на рис. 4, а и б. Они
дают возможность оценить влияние внешних
условий на эффективность работы установки.
30 W Б0 75 fyJt кг7сек
а
Характеристики соответствуют
оптимальным условиям работы установки, а именно,
максимальной загрузке обеих ступеней
компрессора без антипомпажного перепуска.
Начальные влагосодержания воздуха (^вз.н = 9; 4 и
2 г/кг) приняты в соответствии со средними
значениями влагосодержания атмосферного
воздуха в летнее, осеннее, весеннее и зимнее
время.
Интересно отметить, что в отличие от
начальных параметров воздуха температура
охлаждающей воды мало влияет на конечную
температуру охлаждаемого воздуха. Это
объясняется тем, что основным фактором,
определяющим конечные параметры воздуха,
является производительность компрессора.
Характеристика компрессора в рабочем диапазоне
степеней сжатия (см. рис. 2) протекает очень
круто. Поэтому увеличение степени сжатия,
связанное с повышением давления
конденсации, приводит к небольшому уменьшению
производительности компрессора, а
следовательно, мало влияет на конечные параметры
воздуха. В то же время, как видно из рис. 4, б, на
величину потребляемой мощности параметры
воды влияют весьма значительно.
Для рассматриваемой холодильной
установки было проанализировано также влияние
плотности орошения рассола в скрубберных
воздухоохладителях на конечную температуру
воздуха. Необходимость такого анализа воз-
^^_
к-^._
rSS^
ц9,°с
30
го
-.
, г_
W
^'~ \
300 500 700 УВд,мз/ч
б
никла в связи с опасностью «захлебывания»
скрубберных аппаратов при больших расходах
воздуха. Если при расходах GB3 до 60 кг/сек
рабочая плотность орошения #р=19 мг/(ч-м2),
то при GB3 до 90 кг/сек допустимое значение
Н^=8м*/(ч-м2).
Результаты анализа показали, что,
несмотря на значительное уменьшение коэффициента
теплопередачи kB3 (на ~30%), уменьшение
плотности орошения Яр с 19 до 8 м3/(ч-м2)
приводит к повышению конечной температуры
воздуха всего на ГС. Поэтому как при
эксплуатации подобных установок, так и при их
проектировании не следует стремиться к
увеличению плотности орошения рассола выше
8 м3/(ч-м2).
Рис. 4. Характеристики холодильной установки:
а —при 1/вд=500 м3/ч, /Вд.1=20°С; б —при GB3 = 45 кг/сек, *Вз.н=30°С и dB3.H=9 г/кг.
14
С помощью ЭВМ проведены также расчеты
характеристик холодильной установки при
различных вариантах форсирования ее
работы.
Влияние на конечную температуру воздуха
увеличения теплопередающей поверхности
испарителей и воздухоохладителей в 2 раза,
использования двух параллельно работающих
компрессоров вместо одного для
рассматриваемой установки показано на рис. 5. Там же
показана приближенная оценка влияния на
внешние характеристики установки замены
ЛО
45 60 75 G63 , кг/сек
Рис. 5. Влияние различных методов
форсирования холодильной установки на ее
характеристики:
для действующей установки при/вз.н =
= 30° С; ^вз.н=9 г/кг; *Вд.1 = 10°С; Увд =
= 500 м3/ч; увеличение числа
компрессоров в 2 раза; увеличение
поверхности аппаратов в 2 раза;
замена фреона-12 на фреон-22.
фреона-12 на фреон-22. Температура
охлаждаемого воздуха снижается при увеличении
поверхности аппаратов в 2 раза на 3—4° С,
при использовании двух компрессоров —на
14° С, при замене фреона-12 на фреон-22 — на
9—11° С. Снижение конечных параметров
охлаждаемой среды путем использования фрео-
на-22 вместо фреона-12 возможно, если
центробежный компрессор имеет некоторый запас
по степени сжатия и холодильная машина
допускает работу при более высоких давлениях
конденсации.
Характеристики холодильной установки,
полученные расчетным путем с помощью ЭВМ,
хорошо согласуются с экспериментальными
данными, полученными при увеличении
расхода охлаждаемого воздуха с 45 до 75 кг/сек.
Предлагаемый вариант программы
расчета характеристик холодильной установки с
помощью ЭВМ разработан применительно к
определенной холодильной установке. Однако
основные принципы, положенные в его основу,
а также последовательность расчета могут
быть использованы и для других случаев.
Основные ограничения применения
методики связаны с выбранным видом характеристик
центробежного компрессора я, г)ад = /(УВс).
Для достоверных расчетов они могут быть
использованы при строго неизменной окружной
скорости рабочих колес для того же
холодильного агента, а также для сравнительно
небольших изменений начального давления и
температуры всасывания по сравнению с теми, при
которых эти характеристики были получены из
эксперимента.
ЛИТЕРАТУРА
1. Чистяков Ф. М., Перстнев П. В., Сутыри-
н а Т. М. Экспериментальные характеристики
центробежного фреонового компрессора. «Холодильная
техника», 1960, № 4.
2. Рис В. Ф. Центробежные компрессорные машины. М..
Машгиз, 1951.
3. Р о з е н ф е л ь д Л. М., Воробьев И. Д. Расчет
холодильных циклов фреона-12 на быстродействующей
электронной вычислительной машине. «Холодильная
техника», 1969, №11.
4. Бадылькес И. С. Рабочие вещества и процессы
холодильных машин. М., Госторгиздат, 1962.
5. Baehr H. D., Hicken E., "Kaltetechnik — Klimati-
sierung", 1965, Nr. 5.
¦
Теоретический анализ абсорбционной бромистолитиевой
холодильной установки с двухступенчатым генератором
И. П. УСЮКИН, Я. И. ГРИНБЕРГ
При наличии на предприятии сбросного
высокопотенциального тепла целесообразно
производить холод в абсорбционных установках с
двухступенчатым генератором. В этом случае
первая ступень генератора питается от
источника высокопотенциального тепла, а вторая —
паром, образующимся при кипении раствора в
первой ступени.
В статье представлены результаты
расчетов абсорбционной бромистолитиевой
холодильной установки с двухступенчатым
генератором. Расчеты выполнены на ЭВМ «Минск-
22».
Схема АХУ с двухступенчатым генератором
приведена на рис. 1, а рабочие процессы в I, |-
диаграмме — на рис. 2.
Установка работает следующим образом.
Слабый раствор в количестве f кг с
концентрацией I a (точка 5) подается насосом при
промежуточном давлении /?* из абсорбера IV
через теплообменник VII в генератор II,
подогреваемый паром, образовавшимся в
генераторе /. Процесс подогрева раствора в
теплообменнике VII изображен линией 5—1. В
генераторе // из раствора выделяется водяной пар,
температура раствора повышается с t\ до t6,
а его концентрация изменяется от ga до ?*•
Укрепленный частично раствор из генератора
// насосом IX подается через теплообменник
VIII в генератор /. В теплообменнике раствор
подогревается от состояния 6 до состояния 7
при давлении /?к. В генераторе I,
обогреваемом первичным теплоносителем при расходе
тепла qTu концентрация раствора повышается
до величины ?г, определяемой его конечной
температурой t2 и давлением рк, зависящим от
режима, который устанавливают в генераторе
//. Процесс в генераторе / в i, ^-диаграмме
представлен линией 7—2. Крепкий раствор из
генератора / проходит последовательно
теплообменники VIII и VII, охлаждается по линии
2—3 и 3—4, дросселируется до давления в
абсорбере VI и поглощает холодильный агент
(водяной пар), образуя слабый раствор ?а в
количестве f кг на 1 кг холодильного агента.
Процесс в абсорбере на рис. 2 изображен
линией 4—5.
Рис. 1. Схема АХУ с двухступенчатым
генератором.
1, к кал/не
7'
/'
//'
8 -
10*
.
У^\^
^^~~--0\^_ J i г
_. г
W/
'ЪЛ
Li Br
ta tf.tr
70
Рис. 2. Рабочие процессы АХУ с
двухступенчатым генератором в ?, ^-диаграмме.
16
Перегретый пар из генератора /
направляется в межтрубное пространство греющего
элемента генератора 77 и конденсируется за счет
выпаривания слабого раствора. При этом
выделяется пар в количестве а кг, который в
состоянии Г поступает в конденсатор IV.
Жидкость из конденсатора IV в количестве а кг в
состоянии 10 проходит дроссельный вентиль
PBI и соединяется с конденсатом, выходящим
из греющего элемента генератора // в
количестве 1 — а кг, охлаждаемом в теплообменнике
/// и дросселируемом в вентиле РВ2. При этом
образуется 1 кг холодильного агента, который
подается в испаритель V для производства
холода до. Образующиеся пары поглощаются в
абсорбере крепким раствором, выходящим из
теплообменника VII через регулирующий
вентиль РВЗ.
Ниже приводятся расчетные уравнения:
кратность циркуляции раствора f
определяется из уравнения материального баланса
абсорбера VI и равна
/-
¦ кг/кг,
A)
тепло, отводимое в абсорбере VI,
?а = /('4 —»'e) + ('ir-«4) ккал/кг, B)
количество пара, полученного в
генераторе //,
а = ?^r !iL кг/кг,
C)
тепло, подводимое в генераторе //,
<7г2 = /(*в —'i) + aft' — 'в) ккал/кг, D)
тепло, подводимое в генераторе I,
Яп = / (h — Ч) — а ilr — h) + (h' — k) ккал/кг, E)
тепло, отведенное в водяном
холодильнике ///,
Ят = 0 — a) Os — 'кг) ккал/кг, F)
холодопроизводительность испарителя
д0 = i\ 1' — i\o ккал/кг, G)
тепловой баланс теплообменника VIII
(/-1HW8) = (/-«)(/,-«¦„), (8)
тепловой баланс теплообменника VII
(/-1)(«8-'4) = /('1-«5). (9)
проверочное уравнение теплового баланса в
генераторе //
(l-a)(ir-i8) = qT2. A0)
С учетом приведенных соотношений расчет
проводят следующим образом.
Принимают начальные значения
независимых переменных t0, tK и gr.
При принятых значениях независимых
переменных определяют р0 при t0 и | = 0, р* при Г и
1 = 0, /5 при tK и ?а, /4 при /4 и 1Г.
Задают начальное значение ?* = 0,5 (?r-f |а).
Величины tQ и /в определяют при р* и ?*,
t8 и 78 — при /?*, ^ и /а при/?ки?г, а/3 —при *3
и 1Г, где ^з = ^в + 5°С.
По уравнению (8) вычисляют /7, а по
уравнению (9) — ix.
Реализуя формулы от C) до F), определяют
Ятъ 9г2> ?к, 9о и значение расчетного теплового
коэффициента
Ст =
Яо
</и
(i:
Результаты и точность расчета проверяют
уравнением общего теплового баланса
установки
Яо + Ят1 = Як + 9а- (I2)
Полученные результаты расчета печатают
на одном из выводных устройств машины.
Снова изменяют значения независимых
переменных пункта 1 и, возвращаясь к пункту 2,
проводят новый расчет.
По результатам расчетов построена
диаграмма (рис. 3).
Как видно из рис. 3 а, при tK =30° С и
значениях t0 от 2 до 12° С и ir =50—54%
установка не обеспечивает устойчивой работы и
получения высокого теплового коэффициента. Оп-
60 30 100 110 120 130 W 150 160 /70 t2,"C
а
Рис. 3. Зависимость
теоретического теплового
коэффициента ?т от
температуры генерации t2.
2 Холодильная техника № 7
17
тимальные концентрации lr находятся в
пределах 0,56—0,62, которым соответствует
температура ^2= 100—120° С и величина теплового
коэффициента 1,5—1,65. При t0==2—8° С
оптимальные величины теплового коэффициента
сдвигаются в сторону повышения t2 до 120—
130° С и концентрации ?г до 58—62%.
за too но но ijo- m uotzrc
Рис. 4. Зависимость кратности циркуляции /
раствора от t0, t2 и ?г-
Научно обоснованное назначение допусков
на важнейшие размеры деталей машины
исходя из пределов колебаний ее
эксплуатационных показателей — одна из основных задач
функциональной взаимозаменяемости [1, 2].
Решение ее для герметичного поршневого
компрессора возможно только в результате
обобщения ряда исследований влияния точности
изготовления деталей компрессора на его
энергетические, акустические показатели,
надежность и долговечность [3, 4].
На рис. 3, а представлены также кривые
для /К = 40°С, т. е. для условий тропического
климата и летних условий работы установки в
южных широтах страны. В этом случае
устойчивая работа установки при всех значениях
t0 обеспечивается при t2=\50—180° С и ^ =
= 62—70%.
На рис. 3, б указаны значения величин
тепловых коэффициентов в зависимости от t2 и t0
для одноступенчатой АХУ при /к = 30 и 40° С.
Как видно, тепловой коэффициент для
одноступенчатой установки при ^К = 30°С
сокращается в 1,5—1,8 раза, при этом конечная
температура нагрева раствора снижается на 20—
30° С по сравнению с описываемой установкой.
На рис. 3, б приведены также тепловые
коэффициенты одноступенчатой АХУ для tK =
= 40° С. Закономерности, установленные для
?К=30°С, справедливы и для /К=40°С.
На рис. 4 даны величины кратности
циркуляции раствора в зависимости от t0, t2 и gr.
Выводы
При наличии на предприятиях сбросного
тепла с температурой, которая на 20—30° С
выше необходимой для работы
одноступенчатой АХУ, следует применять абсорбционные
установки с двухступенчатым генератором,
что сокращает расход тепла на получение
холода в 1,5—1,8 раза и уменьшает потребность
в охлаждающей воде.
Для зоны устойчивой работы при tK = 30—
40° С удельная циркуляция раствора f
находится в пределах от 4 до 8.
621.57.041-213.3
з Автором сделана попытка решить частную
задачу обоснованного назначения допусков и
посадок деталей герметичного компрессора ти-
i па ФГП исходя из пределов колебаний
производительности.
Холодопроизводительность Q0
герметичного компрессора прямо пропорциональна весо-
\ вой производительности Ga. Поэтому выявля-
э ли влияние на последнюю важнейших разме-
- ров деталей (геометрических функциональных
параметров).
О выборе посадок в герметичном компрессоре
с учетом допустимых колебаний его производительности
Канд. техн. наук В. И. МИДОВАНОВ
ВНИИторгмаш
18
Известно [5], что
(V
где GaT — теоретическая весовая
производительность идеального компрессора;
X — коэффициент подачи компрессора.
Выразим в уравнении A) коэффициент
подачи к через произведение четырех
коэффициентов [5] и заменим коэффициент Яс,
учитывающий потери от расширения газов,
оставшихся в мертвом объеме, и коэффициент
плотности Япл их значениями, взятыми
соответственно из работ [6] и [7].
Тогда
1
GsltKcKv
1 ~с
1
Ga.v — Gn.
GaT
B)
где Xw — коэффициент подогрева всасываемого
в цилиндры газа;
А,др — коэффициент потерь от
дросселирования во всасывающих клапанах;
с — относительно мертвый объем
компрессора;
Ръ Pi ~~ давления всасывания и нагнетания;
т1 — показатель политропы расширения
газа, оставшегося в мертвом объеме;
Gn. к— весовое количество протечек газа через
зазоры в сопряжениях поршень —
цилиндр компрессора за единицу
времени.
После подстановки в полученное равенство
значения Gn. K U\ и некоторых
преобразований получим
°а = ^дР \Х-С
- 1
X
0,5/[я-ФA-т)]Х
, C)
где I — число цилиндров компрессора;
Ф — угол поворота кривошипа,
соответствующий длительности процесса сжатия;
т—расчетный коэффициент, зависящий от
режима работы компрессора;
D, А — соответственно средний диаметр
кольцевого зазора и средний радиальный
зазор в сопряжении поршень —цилиндр;
2*
т — произведение показателя адиабаты К
на эмпирический коэффициент г|);
g~ ускорение силы тяжести;
Ух, у2 — удельный вес газа в полости
всасывания и полости нагнетания;
ак — поправка Кориолиса;
^ — коэффициент сопротивления трения по
длине зазора в поршневом сопряжении;
L—длина образующей поршня.
В полученное выражение входят
геометрические функциональные параметры деталей и
узлов компрессора с, Д А и L.
Коэффициент подогрева Xw и коэффициент
потерь от дросселирования во всасывающих
клапанах Ядр можно принять независимыми от
допусков на геометрические параметры
деталей компрессора. Относительный мертвый
объем с зависит от конструктивных особенностей
компрессора и звеньев размерной цепи,
определяющей линейное мертвое пространство, в
том числе и зазоров в сопряжениях
эксцентрикового вала. Следовательно, формула C)
достаточно полно отражает зависимость
важнейшего эксплуатационного показателя
компрессора от его основных функциональных
параметров.
Чтобы обосновать допуски на
геометрические параметры с, Д А и L, необходимо
выявить влияние приращений этих аргументов на
приращение функции Ga = /(c, D, A, L), для
чего найдем полный дифференциал этой
функции
dG*= до
dG'd dc+ dGa -*n ¦ dGa
3D
dD
dL
dL +
dA
-dt±.
D)
Определим значения частных производных,
дифференцируя уравнение C). Для упрощения
обозначим
0,5ШД[я-фA-т)] = М;
1
Щтх __!
Т\
j/ ^ mZ\m (V?+1 " Y7+1)" = Е;
(m+l)Yi
E
hrL \1.5
Yi ! 4A
R\
= K\
i
к3
F.
E)
F)
G)
(8)
(9)
A0)
19
Тогда с учетом выражения для ас [5]
запишем
^ба^иЛдр
(GaT-MR) Tdc-K-^§~dD +
FE
л МктЕ А1 . М I D
К
dA
A1)
Уравнение A1) можно использовать для
непосредственного выявления степени влияния
конструктивных и эксплуатационных
отклонений геометрических параметров деталей и
узлов компрессора на его эксплуатационные
показатели Ga или Qo. Для этого вычислим
коэффициенты по формулам E)— A0) и другие
постоянные величины, входящие в выражение
A1), для определенного (обычно
номинального) режима работы компрессора,
номинальных значений D и L и средних значений с и А
из возможного интервала их колебания.
Коэффициенты Kw и Ядр можно определять
расчетным и экспериментальным способом.
Подставляя в указанное выражение вместо
дифференциалов аргументов их приращения
(отклонения геометрических параметров от
номинала), вычислим значения колебаний
весовой производительности компрессора,
вызываемых этими отклонениями. Ввиду малых
значений допусков на геометрические параметры
с достаточной для практических расчетов
точностью можно считать приращение функции
G8L = f(cf Z), L, А) равным ее дифференциалу.
Тогда при заданных отклонениях от номинала
с, D, L и А можно определить абсолютную и
относительную величины соответствующих
колебаний Ga.
Расчет по предложенным формулам провели
для компрессора ФГП-4,5, работающего в
номинальном режиме (t0 = 5° С, tK=40°C)
Геометрические параметры компрессора: с =
-0,0353 ±0,01, D = 41,990 ±0,005 мм; 1 =
= 30-ofi7 mm; A = 0,0125±0,0025 мм.
Расчет показал, что заданные допуски на
детали и узлы вызывают следующие
колебания весовой производительности и холодопро-
изводительности: возможное колебание
мертвого объема — колебание производительности
3,43%, диаметра D в пределах одной
селективной группы — 0,001 %, длины поршня —
0,013%, радиального зазора А между поршнем
и цилиндром в пределах одной селективной
группы — 2,77%.
Таким образом, при назначенных допусках
на детали компрессора суммарное колебание
его холодопроизводительности равно 6,2%.
Если даже предположить дополнительное по
сравнению с расчетным изменение
холодопроизводительности компрессора @,5%) под
влиянием неучтенных факторов (нестабильность
электрических характеристик
электродвигателя, колебания температуры поступающего в
цилиндр фреона и пр.), то и в этом случае
колебание Qo в два раза меньше величины,
допустимой по ГОСТ 9666—61, при этом
обеспечиваются допуски по ГОСТ 6492—68.
Проведенные автором расчеты показали,
что отказ от селективной сборки при
изготовлении компрессоров типа ФГП невозможен,
так как при имеющей место точности
(примерно второго класса) изготовления их деталей
допуски функциональных параметров с, D, L и
А вызвали бы колебание производительности
компрессора на 15—16% от номинальной.
Однако поскольку влияние зазоров в
сопряжениях эксцентрикового вала и в сопряжении
поршень — поршневой палец на колебание
значения с нового компрессора невелико, можно
увеличить групповые допуски на указанные
зазоры путем соответствующего уменьшения
числа групп селекции примерно в 2 раза.
Предприятию-изготовителю рекомендовано
увеличить групповые допуски на зазоры: в
подшипниковом сопряжении с 10 до 13—19 мкм, в
эксцентриковом сопряжении с 14 до 20—22 мкм,
в сопряжении поршень — поршневой палец с
12 до 15—16 мкм. При этом компрессоры
будут удовлетворять требованиям ГОСТов,
которыми предусмотрены колебания
производительности компрессоров таких размеров в
пределах ±7% от номинальной.
Формулы E) — (И) позволяют определить
расчетным путем наибольшие
функциональные величины относительного мертвого
объема и зазора в поршневом сопряжении
компрессора исходя из допустимого уменьшения
холодопроизводительности компрессора в
период эксплуатации.
Проведем такой расчет для компрессора
ФГП-4,5. При выборе автономного
кондиционера необходимую холодопроизводительность
обычно определяют по тепловому и влажност-
ному балансам помещения (по эмпирическим
формулам), несколько завышая (на 10—15%)
действительную холодопроизводительность.
Поэтому для компрессоров типа ФГП следует
считать допустимым падение весовой
производительности вследствие износа деталей в
период эксплуатации на 10% от номинальной.
Для компрессора ФГП-4,5 эта величина
составляет 2,62-10 кг/сек для номинального
режима. Ее и подставляем в левую часть
равенства A1).
По формулам E) — A0) вычисляем
значения коэффициентов для номинального режима
работы компрессора при средних величинах
20
с = 0,044 и Л== 1,75 • 10 м за период эксплуа-
гации.
Колебание величин D и L в пределах
допуска вызывает изменение Ga на два — три
порядка меньшее, чем колебания с и А, поэтому при
расчете учитываем только первое и четвертое
слагаемые правой части равенства A1).
В результате получаем уравнение с двумя
неизвестными dm с и dmA, представляющими
собой допустимые увеличения с и А в период
эксплуатации компрессора
^эк<За = — ^iAp (еат—MR) TdQUc—XwXKVXc—(R+
+ -^-)<*вкД. A2)
Для решения этого уравнения
устанавливаем соотношение между эксплуатационным
ростом величины относительного мертвого
объема и зазора в сопряжении поршень —
цилиндр и составляем второе уравнение связи
dSK с и d3KA. Это соотношение можно
определить по результатам экспериментальных
исследований износоустойчивости деталей
компрессоров.
Для рассматриваемого в данном примере
компрессора [8] среднее увеличение
радиального зазора в поршневом сопряжении за одну
тысячу часов работы driooojA оказалось равным
0,5 мкм, а увеличение радиальных зазоров
dfiooo ] АвР которые входят в размерную цепь,
определяющую величину линейного мертвого
пространства, вызывает увеличение
относительного мертвого объема за тот же период
d'юоо]^ = 3,62 • 10~4. При отсутствии
прогрессирующего роста зазоров в сопряжениях
компрессора за период эксплуатации можно
записать
^экА _ ^[100 0] А /J3)
^экс ^[1000]с
Решая систему уравнений A2) и A3),
получаем значения максимально допустимых
приращений d3K А и dSKc. Складывая их с
наибольшими допустимыми начальными зазором
В СОПрЯЖеНИИ ПОрШеНЬ — ЦИЛИНДр Анб. нач И
относительным мертвым объемом сНб .нач»
находим наибольшие функциональные значения
указанных величин.
Для компрессора ФГП-4,5 при чертежных
допусках и посадках получаем Анб.ф =0,027 мм
и с нб.ф = 0,0528.
Выполненный по предложенным автором
формулам точностный расчет герметичного
компрессора ФГП-4,5 показал
целесообразность изменения некоторых допусков и
посадок деталей. В частности, уменьшен начальный
зазор в сопряжении поршень — цилиндр, в
результате чего следует ожидать увеличения
долговечности компрессора.
ЛИТЕРАТУРА
1. Я к у ш е в А. И. и д р. Взаимозаменяемость и
качество машин и приборов. М., Издательство комитета
стандартов, 1967.
2. Якушев А. И. Функциональная
взаимозаменяемость и ее связь с надежностью и долговечностью
изделий. Тезисы докладов всесоюзного семинара по
преподаванию в ВУЗах вопросов надежности и
долговечности машин. М., 1968.
3. Якобсон В. Б. Основные показатели надежности
малых холодильных компрессоров и агрегатов.
«Холодильная техника», 1968, № 7.
4. Тихомиров В. А., Якобсон В. Б. О выборе
оптимального зазора между поршнем и цилиндром
герметичного компрессора. «Холодильная техника»,
1969, № 9.
5. Холодильная техника. Энциклопедический справочник.
Кн. 1. М., Госторгиздат, 1960.
6. Розенфельд Л. М., Ткачев А. Г. Холодильные
машины и аппараты. М., Госторгиздат, 1960.
7. Милованов В. И. Влияние зазора поршень —
цилиндр герметичного компрессора на его показатели.
«Холодильная техника», 1969, № 7.
8. Милованов В. И., Блин дер С. Н., К о л о м и-
е ц Ю. К- Износоустойчивость поверхностей трения
герметичных поршневых компрессоров.
«Холодильная техника», 1968, № 9.
¦
Полупроводниковый низкотемпературный гигрометр
Б. Ф. ДИКИЙ, Б. П. ИВАЩЕНКО, С. А. РОЖЕНЦЕВА
Одесский технологический институт холодильной промышленности
681.2.002.56:661.92
В Одесском технологическом институте
холодильной промышленности по заданию
Одесского завода холодильных машин разработан
автоматический термоэлектрический гигрометр
ГТА-70, позволяющий определять точку росы
до —70° С при температуре окружающей
среды 30° С.
Блок-схема гигрометра приведена на рис. 1.
1
1
•
>¦
\-пов
\50Гц
2Щ
¦ч^
зн
1 1
j Ш
ч
L
»-
s 1
Ш~
v\
Рис. 1. Блок-схема
гигрометра.
Полупроводниковая система охлаждения
состоит из двухкаскадных термобатарей
1—основной и вспомогательной с электропитанием
от блоков выпрямления 2 и 3. На холодном
спае термобатареи помещено зеркало 4,
которое в процессе измерения обдувается струей
контролируемого воздуха. При появлении
конденсата на поверхности зеркала
фотоэлектронный индикатор росы 5 включает сигнальное
устройство и отключает электрическое питание
основной термобатареи. Температура зеркала
начинает повышаться. При испарении росы
сигнал снимается, питание основной
термобатареи восстанавливается и, если нужно, то
цикл измерения влажности повторяется.
Температура зеркала фиксируется микротер-
мистором, сигнал которого поступает на
электронный автоматический мост 6 с позиционной
регулирующей приставкой. При достижении
точкой росы заданной температуры
включается звуковой сигнал.
На рис. 2 показана конструкция
полупроводниковой термобатареи гигрометра ГТА-70.
Основная термобатарея расположена на
промежуточной емкости U заполненной водно-
спиртовым раствором с температурой
замерзания— 35° С, а вспомогательная — на
радиаторе 2. Теплоотвод от горячих спаев
вспомогательной термобатареи воздушный.
Термоэлементы 3 и 4 первого и второго каскадов
вспомогательной термобатареи соединены парал-
Рис. 2. Конструкция полупроводниковой термобатареи
гигрометра.
лельно, термоэлементы 5 и 6 первого и второго
каскадов основной термобатареи —
последовательно. Теплопереходы из окиси бериллия
изолируют каскады термобатарей,
промежуточную емкость и радиатор. Коммутационные
пластины выполнены из меди. На радиаторе
установлена колодка 7 из текстолита,
на которой закреплены клеммы
электропитания 8.
Чтобы уменьшить тепловую нагрузку на
основную термобатарею при проведении
низкотемпературных измерений (—50-;—70°С),
поступающий на зеркало воздух предварительно
охлаждают, для чего его пропускают через
змеевик 9. При измерениях до — 50° С воздух
направляется непосредственно на
охлаждаемое зеркало.
На рис. 3 приведены результаты испытаний
опытного образца гигрометра, проведенные
при температуре окружающего воздуха 30° С.
Пунктирной линией показано изменение во
времени температуры верхней плоскости
промежуточной емкости, на которой установлена
основная термобатарея. Сплошной линией
обозначено изменение температуры холодного
22
спая основной термобатареи. Этот спай не был
изолирован и находился в спокойном воздухе.
Во время опытов основная термобатарея
отключалась при достижении температуры
холодного спая—70° С. Эта температура
наступала через минуту после включения основной
батареи. При испытаниях время остановки
принималось равным 5 мин, так что время
всего цикла составляло 6 мин. После получасовой
работы температура на верхней плоскости
промежуточной емкости поднялась на 2,5° С, что
привело к удлинению периода выхода
холодного спая основной термобатареи на
температуру— 70° С с 1 мин до 1 мин 10 сек, что
вполне допустимо.
Гигрометр позволяет снизить температуру
спая до-—80°С. Во время заводских
испытаний зеркало очищалось от росы через 40 —
50 сек после отключения основной
термобатареи (температура зеркала поднималась
приблизительно на 10°С), поэтому при
эксплуатации прибора время цикла сокращалось до 2—
3 мин.
I 1 i i i ! i i
1ч00мин0 5 10 15 20 25 30г,мин
Рис. 3. Результаты испытаний опытного
образца гигрометра.
Оптическая схема гигрометра ГТА-70
представлена на рис. 4.
Пучок света от лампы накаливания У,
собираемый линзой 2 и ограниченный
диафрагмой 3, падает на зеркало 4 под углом 459. При
выпадении на зеркале росы происходит
рассеивание света, в результате чего свет
попадает через собирательную линзу 5 на
фотосопротивление 6.
Учитывая, что некоторое количество света
может попасть на фотосопротивление 6 и
вызвать ложный сигнал, в качестве
компенсирующего элемента используется второе
фотосопротивление 7, освещаемое отраженным от
зеркала 4 светом через фильтр 8. Применение
фотосопротивления 7 исключает также
возникновение ложных сигналов при изменении светово-
Рис. 4. Оптическая схема гигрометра.
го потока источника света из-за колебаний
напряжения сети.
Использование в схеме двух
фотосопротивлений повышает чувствительность индикатора
росы, поскольку появление росы на зеркале
вызывает не только падение рассеянного света
на фотосопротивление 6, но и уменьшение
освещенности фотосопротивления 7, что
приводит к увеличению сигнала на входе
электронного усилителя.
Для измерения температуры в зеркало
вмонтировано полупроводниковое
микросопротивление МТ-54, соединенное с мостом
МПР4-04. Шкала моста рассчитана на
диапазон температур—40-;—70° С, что
обеспечивает точность измерения.
В результате эксплуатации прибора в
лабораторных и производственных условиях было
установлено следующее.
Перед началом измерений требуется
подготовительный период A,5—2 ч), в течение
которого холод аккумулируется в промежуточной
емкости с водно-спиртовым раствором.
Подготовительный период не требуется, если
не выключать вспомогательную термобатарею,
сохраняя холод для выполнения последующих
измерений. Так как прибор потребляет не
более 100 В-А, то он может оставаться с
включенной вспомогательной термобатареей в
течение нескольких суток.
Воспроизводимость измерений — в пределах
одного градуса.
При точке росы —70° С прибор позволяет
получить 20—30 измерений в час, при точке
росы — 40° С — 50—60 измерений в час.
ЛИТЕРАТУРА
1. Коленко Е. А. Термоэлектрические охлаждающие
приборы. М., «Наука», 1967.
2. Б ер линер М. А. Электрические измерения,
автоматический контроль и регулирование влажности. М.,
«Энергия», 1965.
23
Оптимальная компоновка труб в трубчато-пластинчатых теплообменниках
Канд. техн. наук В. И. САСИН
НИИсантехники
621.565.93.94
Из работ [1—3] следует, что коридорная
компоновка труб в трубчато-пластинчатых
теплообменниках не является оптимальной. Однако
эти работы не дают определенного ответа на
вопрос, какая из известных компоновок ореб-
ренных труб в пластинчатых
воздухоохладителях, теплообменниках холодильных машин и
кондиционеров предпочтительна.
В НИИсантехники [4] были испытаны шесть
образцов пластинчатых теплообменников с
разной компоновкой оребренных труб (рис. 1).
/
\ • 1
yM\fU пУ11<Фп
\
ру-||Ф ф-|
^\W§\
п
/
/
Планни
Z
'',
*
1
П1
щ
р
6,8 ,
z?lH
^р
?4?
W
\щ
М
*-
н
жгжз
ф ф|
; *
< 1
/
Рис. 1. Компоновки труб опытных пластинчатых
воздухонагревателей:
/—коридорная; 2 — смещенная (без планок в просвете
между крайними колонками и боковыми щитками
образца); 3 — шахматная с планками, перекрывающими
просвет между поперечными потоку воздуха рядами
колонок и боковыми щитками; 4 — шахматная без планок;
5 — зигзагообразная с двумя трубками в каждом колене;
6 — зигзагообразная с тремя трубками в каждом колене.
Теплопередающие поверхности всех
образцов были собраны из одних и тех же
двенадцати стальных оцинкованных двухтрубных
колонок (секций) с круглыми трубками
размером 12x1,5 мм. Расстояние между осями труб
в секции 28,5 мм. Шаг ребер 2,74 мм, размер
55,6x28,2x0,51 мм (с учетом слоя цинка).
Длина оребренной части колонок 500 мм.
Наружный диаметр воротничков пластин с
цинковым покрытием 13,6 мм. Отношение наружной
поверхности секции, омываемой воздухом, к
внутренней поверхности оребренной части
труб равнялось 23,2. Секции были
изготовлены на Костромском калориферном заводе.
Экспериментальные исследования проводили
в НИИсантехники. В качестве теплоносителя
использовался пар с избыточным давлением
до 30 кН/м2. Фронтальное сечение
теплообменников и их трубы были расположены почти
горизонтально, с небольшим уклоном для
улучшения стока конденсата в целях уменьшения
неравномерности и несимметричности полей
температур и скоростей воздуха за опытным
образцом. Воздух двигался снизу вверх.
Результатаы испытаний обрабатывали по
общепринятой методике [5, 6] для построения
зависимостей
? = /1>р)ф]; а = цОр)ф]
и
ДЯс.у.= ф [(*ф)ф],
где k — коэффициент теплопередачи,
отнесенный к наружной теплоотдаю-
щей поверхности F, м2, омываемой
воздухом, Вт/(м2*град)'1
а —коэффициент конвективной
теплоотдачи, отнесенный к F,
Вт/(м2-град);
ДРС. у — аэродинамическое сопротивление
теплообменника в условиях
квазиизотермического и
квазиадиабатического потока воздуха, #/ж2,
пересчитанное к стандартным
условиям [7]; tc.y. = 293, К; Яс.у.=
= 101,325 кН/м2]
(vp)<i> — массовая скорость набегающего
потока воздуха (во фронтальном
сечении), кг/(сек-м2).
Результаты испытаний представлены на
рис. 2.
Технико-экономические показатели
теплообменников были сопоставлены по методике
оценки их теплоэнергетического совершенства [8].
24
ЩМм-
60
(ур)ф,кг/(мгт)
Рис. 2. Зависимость аэродинамического
сопротивления АРс-у (а), коэффициентов теплоотдачи а и
теплопередачи к (б) от массовой скорости воздуха (up)ф во
фронтальном сечении опытных трубчато-пластинчатых
теплообменников (номера кривых соответствуют номерам
компоновки опытных теплообменников, приведенным
в таблице).
Согласно методике теплообменники
сравнивают по величинам удельной поверхности
нагрева FyjSt = -г-м2-град/Вт, необходимой для
передачи единицы тепла за единицу времени
при среднеинтегральной разности температур
теплоносителей 1К и удельной площади
фронтального сечения /уд= ,—г- сек-м*/кг, через
которую в единицу времени проходит 1 кг
воздуха, при оптимальном для теплообменников
значении коэффициента использования энергии
рс. у^в?тн
Ч/,0пт= —п—т-р ' Воздухонагреватели реко-
мендуется [8] сравнивать при Ч^опт = 23.
В принятых обозначениях:
Мш — масса материалов стального листа,
труб, цинка и т. д. с учетом коэффициента их
использования (отходов), затраченных на
изготовление 1 м2 поверхности теплообмена,
кг/м2;
su — полная стоимость изготовления 1 м2
поверхности теплообмена (сравнение можно
вести также по стоимости материалов), руб/м2;
рс.у — плотность воздуха при стандартных
условиях (рс.у = 1,2), кг/мъ;
9ин — стандартная среднеинтегральная
(среднелогарифмическая) разность
температур теплоносителя и воздуха (для удобства
можно принять 8"н= 1 К*);
Мвз—массовый расход воздуха через
теплообменник, кг/сек.
При замене абсолютных значений Fyjx, /уд
и т. д. соответствующими относительными
величинами
*УД —
~УД
УД. КОР
г. /
/
УД
уд
/уд.
-и т. д.
кор
выбор тех или иных условий сравнения
теплообменников практически не сказывается на
оценке их тепло-аэродинамического
совершенства. Поэтому в работе приведены лишь
относительные удельные характеристики, причем
за основу для сравнения приняты показатели
КОрИДОрНОГО Пучка ^уд.кор И /уд-кор.
Поскольку все шесть образцов собирались
из одних и тех же элементов, величины Fyjlf
в каждом образце совпадают как со
значениями относительной удельной стоимости syn-=
5УД
так и со значением относительной
М
УД
М
уд. кор
-(Sy^-руб град/Вт;
SYH- кор
удельной массы МУд
МУд кг • град/Вт).
В таблице приведены полученные на основе
результатов испытаний величины F и /уд,
а также абсолютные значения площади
фронтального сечения образцов /ф, площади
живого сечения fm для образцов 1—4 (с учетом
площади просвета между колонками и боковыми
* Согласно работам [2, 3], выбор того или иного
численного значения О^н практически не отражается на
показателях тепло-аэродинамического и
технико-экономического совершенства теплообменника.
25
Номер
образца
Компоновка оребренных труб
7ф» м2
L, мм
УД
'уд
Коридорная
Смещенная на 6,8 мм
Шахматная с планками у боковых щитков
Шахматная без планок
Зигзагообразная с двумя трубками в каждом элементе
зигзага
Зигзагообразная с тремя трубками в каждом элементе
зигзага
0,164
0,168
0,164
0,171
0,125
0,125
0,0706
0,0746
0,0706
0,0776
56,7
56,7
56,7
56,7
100,5
120,6
1
0,846
0,846
0,872
0,874
0,9
1
0,924
0,97
0,885
0,815
0,786
щитками у образцов 2 и 4) и глубины теплопе-
редающей поверхности в направлении
движения воздуха (см. рис. 1).
Лучшие тепло-аэродинамические,
массовые и стоимостные показатели у образцов 2, 3;
у образцов 4, 5, 6 эти показатели ниже на 3—
6%. Наименьшая площадь фронтального
сечения и соответственно наивысшая массовая
скорость набегающего потока воздуха у образца 6
с зигзагообразной компоновкой труб.
Таким образом, вопреки распространенному
мнению оптимальная массовая скорость
потока воздуха во фронтальном сечении трубчато-
пластинчатого теплообменника с коридорной
компоновкой труб не больше, чем в
теплообменнике с любой иной компоновкой, в том
числе и с шахматной.
Несколько меньшая площадь фронтального
сечения образца со смещенным
расположением труб по сравнению с образцом, имеющим
шахматную компоновку труб, в значительной
мере объясняется отсутствием поджимающих
поток воздуха планок между крайними
колонками и боковыми щитками образцов.
Поскольку конструкции теплообменников со
сплошными на несколько рядов труб по ходу
воздуха пластинами при смещенной
компоновке проще в изготовлении, чем при шахматном
расположении труб [4], [9], смещенная
компоновка для трубчато-пластинчатых
теплообменников представляется в настоящее время
предпочтительной.
Оценивая результаты испытаний образцов с
зигзагообразной компоновкой труб,
необходимо учитывать, что характерное для этих
теплообменников расположение трубок и пластин
привело к образованию скрытых байпасов
(практически не заполненного ребрами
пространства) между крайними колонками и
боковыми щитками, что ухудшило их показатели.
Наличие таких байпасов, согласно нашим
данным [10], а также результатам испытаний
образца 4, приводит к увеличению удельной
поверхности нагрева.
Эти байпасы не влияли на сравнительную
оценку образцов 5 и 6, свидетельствующую о
преимуществе по F'yj[i зигзагообразной
компоновки с двумя трубками в колене (образец 5)
перед зигзагообразной с тремя трубками
(образец 6) при практической равноценности
обеих компоновок по площади фронтального
сечения.
У применяемых в промышленности и в
строительстве трубчато-пластинчатых
теплообменников площадь фронтального сечения
обычно существенно больше, чем у
испытанных нами опытных образцов, поэтому влияние
байпасов при зигзагообразной компоновке
труб на технико-экономические показатели
промышленных теплообменников будет
незначительным.
Обращает на себя внимание тот факт, что,
несмотря на преимущества смещенного и
зигзагообразного (с двумя трубками в элементе
зигзага) расположения труб в испытанных
пластинчатых теплообменниках перед другими
компоновками, разница оптимальных
значений Р'уд и /7УД, а также значений k при
(ар) Ф = idem в характерных для этих
теплообменников пределах (ир)ф= 1,2 +4кг/(м2-сек) не
очень значительна и не превышает 20—23%
(см. таблицу и рис. 2). Подобные испытания
спирально-навивных теплообменников
показали более заметное (разница до 70%) влияние
компоновки труб на их теплоаэродинамические
и технико-экономические показатели.
Причина столь различного влияния
компоновки труб на показатели
трубчато-пластинчатых и спирально-ребристых теплообменников
рассмотрена в работе [9].
Таким образом, анализ экспериментальных
данных показывает, что замена коридорной
компоновки оребренных труб смещенной или
зигзагообразной приводит к улучшению тепло-
аэродинамических и технико-экономических
показателей трубчато-пластинчатых
теплообменников. Выбор оптимальной компоновки
26
труб необходимо сочетать с другими
способами повышения эффективности таких
теплообменников. Одним из них является применение
поперечных потоку воздуха гофрированных
пластин зубчатого профиля [11]. При
конструировании ребристых теплообменников
необходимо избегать образования скрытых
байпасов для прохода воздуха между ребрами и
трубными решетками или боковыми щитками.
ЛИТЕРАТУРА
1. Г о го лин А. А. Осушение воздуха холодильными
машинами. Докторская диссертация. М., 1964.
2. Vampola J. „Chem. Techn.", 1967, 17. Jg., Nr. 1.
3. Сасин В. И. Новые работы по теплообмену в
ребристых воздухоохладителях. «Холодильная техника»,
1966, № 12.
4. С а с и н В. И. Совершенствование пластинчатых
калориферов с круглыми трубками. Отчет НИИсантех-
ники. М., 1968.
5. Сасин В. И. Уточнение методов
тепло-аэродинамического расчета ребристых калориферов и воздухо-
К основным достоинствам распределения
кипящего холодильного агента в виде пленки в
испарителях холодильных установок относятся
интенсификация процесса теплообмена в 3—5
раз по сравнению с кипением жидкости на
затопленной поверхности теплообмена [1—3], а
также отсутствие влияния гидростатического
столба на процессы теплообмена, что особенно
важно для аппаратов, работающих при низких
температурах кипения. При этом уменьшается
замасливание испарительной системы,
сокращается ее емкость по холодильному агенту и
предотвращается выброс жидкости из
испарителей в компрессор при резких изменениях
тепловой нагрузки.
Отсутствие данных по теплообмену при
названных условиях значительно затрудняет
расчет аппаратов.
В данной работе исследована теплоотдача
при стекании в виде пленки жидкого кипящего
аммиака по внутренней поверхности стальной
вертикальной трубки диаметром 17X1 мм,
длиной 1796 мм.
охладителей. В сб. «Кондиционирование воздуха»,
№ 27, М., Стройиздат, 1969.
6. Сасин В. И. Приближенные методы вычисления
коэффициента теплоотдачи оребренных поверхностей.
«Холодильная техника», 1969, № 8.
7. Сасин В. И. Определение тепло-аэродинамических
характеристик калориферов и воздухоохладителей.
«Водоснабжение и санитарная техника», 1970, № 5.
8. Грудзинский М. М., Нейбургер А. Э.,
Поз М. Я. Технико-экономическая оценка
калориферов и оптимальное их конструирование на основе
тепло-аэродинамического метода сравнения. В сб.:
«Отопление и вентиляция жилых, общественных,
промышленных и производственных
сельскохозяйственных зданий», № 23, М., Стройиздат, 1967.
9. С а с и н В. И. Перспективы развития калориферострое-
ния. М., ЦНИИТЭстроймаш, 1970.
10. Сасин В. И. Интенсификация наружного
теплообмена в трубчато-пластинчатых теплообменниках и их
конструктивное совершенствование. Кандидатская
диссертация. М., 1967.
11. Грудзинский М. М., Сасин В. И. Создание
высокоэффективных пластинчатых калориферов с
овальными трубками. «Водоснабжение и санитарная
техника», 1969, № 7.
536.24:621.564
Опытная трубка не отличалась от обычных
трубок, применяемых для изготовления тепло-
обменных аппаратов холодильных установок.
Схема экспериментальной установки
представлена на рис. 1. Жидкий холодильный агент
из конденсатора через регулирующий вентиль
поступает в уровнедержатель, а затем в
верхний бачок. Расход холодильного агента,
орошающего опытную трубку, регулируется двумя
вентилями. Распределение жидкого
холодильного агента в виде пленки осуществляется с
помощью изготовленного из фторопласта
специального клапана с двумя спиральными
канавками сечением 2,5x2,5 мм. Клапан
закреплен на штоке, который плавно перемещается
в вертикальном направлении. Сквозное
продольное сечение (диаметром 6 мм) штока
служит для измерения давления в верхней части
опытной трубки.
Неиспарившаяся в опытной трубке жидкость
и пары, образовавшиеся при кипении
холодильного агента, поступают во внутренний
корпус нижнего бачка с гидравлическим затво-
Исследование теплоотдачи
при пленочном стекании кипящего холодильного агента
О. В. ПАРИЖСКИЙ, канд. техн. наук В. П. ЧЕПУРНЕНКО, Л. Ф. ЛАГОТА, Л. Ф. ТАРАНЕЦ
Одесский технологический институт холодильной промышленности
27
Отсос пар о5
Подача жидкого
холодильного агент
—х-Подача горячих
пароб
—о- Удаление жидпого
холодильного агенте^
'Слив миддости
Рис. 1. Схема экспериментальной установки:
/ — уровнедержатель; 2 — верхний бачок; 3 — дифмано-
метр; 4 — опытная трубка; 5 — амперметр; 6 —
вольтметр; 7 — генератор постоянного тока; 8 —
микроманометр; 9 — нижний бачок; 10 — электронагреватели; 11 —
емкости для сливающейся жидкости.
ром. Пары холодильного агента отводятся из
бачка по специальной линии, на которой
смонтированы два электронагревателя для
измерения их расхода.
Тепловая нагрузка создается генератором
постоянного тока с регулируемой мощностью
от 0 до 1,5 кВт, в цепь которого включена
опытная трубка. Последняя присоединена к
бачкам с помощью сальников с
фторопластовыми муфтами для предотвращения
электроконтакта трубки с системой.
Неиспарившийся жидкий холодильный агент
из уровнедержателя и нижнего бачка сливается
в одну из емкостей, расположенных в нижней
части установки.
Исследования проводились при удельных
тепловых нагрузках q? = 290 ^-4650 Вт/м2 и
температурах кипения 70 = 223-*-243 К. Расход
подаваемой жидкости изменялся от 3 до 20 л/ч.
При проведении опытов измерялись
давление кипения аммиака р0, падение давления в
трубке, температура ее внешней поверхности,
тепловая нагрузка на труоку и расход
сливающейся из нее неиспарившейся жидкости.
Температура внешней поверхности трубки
измерялась десятью медь-константановыми че-
тырехспайными гипертермопарами,
расположенными в различных по высоте сечениях
трубки.
Тепловая нагрузка определялась по силе
тока в рабочей цепи генератора и падению
напряжения на ее рабочем участке и, кроме
того, периодически измерялась
электронагревателями. Полученные значения
корректировались с учетом внешних теплопритоков,
определяемых на основе данных по теплопроходимо-
сти изоляции установки, найденных при ее
предварительной тарировке.
Расход неиспарившейся жидкости
определялся по скорости изменения ее уровня в
нижнем бачке при закрытых вентилях слива и
перелива жидкости из бачка.
Коэффициент теплоотдачи рассчитывали по
выражению
qF
а =
*W *0
Вш/{м2-К),
A)
где tw — температура внутренней поверхности
трубки, определяемая как средняя по
ее длине, К-
Зависимость коэффициента теплоотдачи а
от удельной тепловой нагрузки q?
представлена на рис. 2. Пунктирная линия на рис. 2
относится к случаю развитого кипения аммиака в
неограниченном объеме [4].
4 5 6 8
t}F,Bm/' м2
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи а от
удельной тепловой нагрузки qF при ^0~243К
(W в м*/(м-ч):
1 — № = 0,068; 2—№=0,И5; 3 — №=0,198; 4 — №=0,318
(приведенные на диаграмме значения q? следует
увеличить в 10 раз).
Обобщение опытных данных выполнено с
учетом следующих представлений о процессе
теплообмена в движущейся кипящей пленке.
28
При малых значениях числа Рейнольдса
перенос тепла через стекающий слой жидкости
осуществляется путем теплопроводности, что
хорошо объясняет характер зависимостей,
представленных на рис. 2, а также согласуется
с данными [2].
На интенсивность переноса тепла оказывает
влияние процесс парообразования и структура
парожидкостной смеси в пленке [5],
определяемая удельной тепловой нагрузкой, силами
инерции и вязкости в потоке, силами
поверхностного натяжения на границе раздела фаз
жидкость — пар и жидкость — твердая стенка
и плотностью пара. При этом паровые пузыри,
двигаясь в жидкой пленке, вызывают в ней
турбулентные возмущения, стимулирующие
теплообмен. В то же время при достаточно
высокой интенсивности парообразования перенос
тепла ухудшается в связи с частичным
экранированием паром поверхности теплообмена [6].
На интенсивность теплоотдачи влияют
перегрев жидкости в пленке, определяющий
критический диаметр и темп роста паровых пузырей.
В связи с этим принято [5], что степень
перегрева пара в паровом пузыре диаметром,
равным толщине пленки, определяется
избыточным давлением в нем
Ар =
4а
где а —поверхностное натяжение на
границе раздела фаз жидкость —пар, Н/м\
б — толщина пленки, м.
Методом анализа размерностей была
получена критериальная зависимость
Nu=/(Bo; Kp; Рг),
C)
где Nu:
а4о
Во =
сои
в>кип
О)
гр"
критерий Нуссельта для
жидкой пленки;
К — коэффициент
теплопроводности ЖИДКОСТИ, Вт/(М'К))
— число кипения;
скорость кипения, м/ч [7];
г — скрытая теплота
парообразования, Вт'Ч/кг;
р"— плотность пара, кг/м3;
со — скорость течения жидкой
пленки, м/ч;
Кр = -с безразмерный комплекс,
характеризующий степень перегрева
жидкости в пленке;
B) Рг =
— критерий Прандтля;
w
9
д
7
6
5
к
з
*/лГ
-25°/\
Г
Г
"х
у*
е
А^
^
V
?
т
«к
i
^
L^e?q>
1 А*&
г
л^
-A^w
^
Г
^^'
А
J&
s -
г±*
Й
-^
^
$к
г*
<т1
г
СУ
V\*
щ*
п'
Ц^ГФ *
-W %^
тЬ^
1г\
к
^^
__, —..
о -/ а -7 9-13 \
Л- -2 и -д v-M I
х - J • - # н -/5 I
е -4 а -//7 © -#
v -? Ф -// ¦ -17 \
а -5 © -?
I I
I I
I I
7
!
I
.
5 6 7 8 910°
5 6 7 8 9 Ю1
3 Во 7/7J
Рис. 3. Результаты обработки опытных данных, соответственно W в мг/(м-ч); t0 в К:
/—0,068; 243,15-247; 2 — 0,115; 244,6-^-243,8; 5—0,424; 240„4-239,8; 4—0,331;
240,6-239,4; 5 — 0,141; 241,6-^241,1; 5 — 0,318; 242-5-241,1; 7 — 0,127; 239,55-239,05;
5 — 0,238; 240,35-239,8; 9 — 0,198; 240,4-240,3; /0 — 0,106; 235,05-^235,9; //—0,187;
235,05-235,9; /2 — 0,216; 235,8-235,6; 13 — 0,064; 231-230,6; /4—0,194; 232,15-231,55;
/5 — 0,129; 231,7-231,25; /5 — 0,106; 226,3-225,7; /7 — 0,113;; 224,2-223,25.
29
v — кинематическая вязкость
жидкости, м2\ч\
а — коэффициент
температуропроводности жидкости, м2/ч.
Все физические величины, входящие в
критерии подобия, определяли при температуре
кипения /о-
Так как в процессе экспериментов даже при
самых высоких значениях удельной тепловой
нагрузки скорость пара в трубке не
превышала 1,5—2 м/сек, а изменение давления по ее
длине было не более 3—4 Н/м2, то толщину
пленки жидкого холодильного агента
рассчитывали по формуле
e_JM?ir/. D)
где g — ускорение силы тяжести, м/ч2\
W — интенсивность орошения опытной
трубки, мг/(м-ч).
Критериальная зависимость, полученная при
обработке опытных данных, имеет вид
Nu= 0,068Во°'44Кр-°'83Рг1/з (о)
Все опытные точки аппроксимировались на
кривую уравнения E) с отклонением ±25%,
как это видно из рис. 3.
При расчете технической оснащенности
грузовых фронтов распределительных
холодильников важно установить оптимальную
величину грузового фронта подачи и число
погрузочно-разгрузочных механизмов.
На основе анализа операций по погрузке и
разгрузке вагонов на десяти
распределительных холодильниках, расположенных в
различных зонах Советского Союза [1], были
изучены особенности этих операций. В
результате выяснено, что применяемая в настоящее
время методика ЦНИИ МПС [2] при выборе
технического оснащения грузовых фронтов
холодильников несовершенна, она
недостаточно учитывает специфику современного
рефрижераторного подвижного состава и
влияние неравномерности поступления вагонов на
холодильник.
В ЛИИЖТе проведены специальные работы
с использованием разработанных в последнее
Выводы
Распределение кипящего жидкого
холодильного агента в виде пленки по поверхности
теплообмена обеспечивает более высокие
значения коэффициента теплоотдачи, чем при
кипении на затопленной поверхности.
Коэффициент теплоотдачи при пленочном
кипении тем выше, чем меньше толщина пленки.
Полученную зависимость можно
рекомендовать для расчета аммиачных испарителей с
пленочным распределением холодильного
агента.
ЛИТЕРАТУРА
1. Каретников Ю. П. ЖТФ, т. XXIV, вып. 2, 1954.
2. L i п k e W. „Dechema Monogr", 1955, vol. 25.
3. Р ы ч к о в А. И., Поспелов В. К. Исследование
теплоотдачи при кипении растворов едкого натра в
тонком слое. «Химическая промышленность», 1959,
№ 5.
4. Кружи лин Г. Н. Известия ОТН АН СССР, 1949,
№ 5, 1955, № 10.
5. Si nek I., I о u n g E. "Chem. Engng. Progr.", 1962,
vol. 58, No. 12.
6. Struve H. "Chem.-Ingr.-Techn.", 1969, No. 7.
7. T о н г Л. Теплоотдача при кипении и двухфазное
течение. М., «Мир», 1969.
621.565:629.1-444.001.24:681.142.2
время методов теории исследования операций.
Полученные рекомендации позволяют более
объективно определять необходимую
оснащенность грузового фронта холодильника в целях
лучшей организации погрузочно-разгрузочных
работ.
В предлагаемой методике техническое
оснащение грузовых фронтов распределительных
холодильников выбирается на основе технико-
экономических расчетов по наименьшим
приведенным расходам с учетом капитальных
затрат на укладку железнодорожного пути,
сооружение грузовой платформы, приобретение
необходимых механизмов, устройство зарядной
станции, а также эксплуатационных
расходов.
Наличие группового подвижного состава в
общем парке изотермических вагонов
усложняет работу станций и грузовых
фронтов.
Методика определения технической оснащенности
грузовых фронтов распределительных холодильников
Канд. техн. наук Е. М. ЖУКОВСКИЙ
Ленинградский ордена Ленина институт инженеров железнодорожного транспорта
30
Приведенные расходы Э определяются по
формуле
^пл) * пл +
+ (д/св + св) пв + (Д^м + см) лм +
+ (Д/Сз. с + С8. с) Яа. с + ^r S 5Г +
+ вп2Вп + в2М^ руб., A)
где Л — нормативный
коэффициент эффективности;
Кп — стоимость укладки
1 пог. м
железнодорожного пути, руб.;
Сп, Спл, Св, См, С3.с — стоимость содержания
1 пог. м
железнодорожного пути, 1 м2
грузовой платформы,
одних весов,
механизма, зарядной станции,
руб.;
/ф — длина грузового
фронта, м\
Кил — стоимость сооружения
1 м2 высокой грузовой
платформы, руб.;
F пл — площадь грузовой
платформы, м2;
/Св, /См, /Сзс — стоимость одних весов,
механизма, зарядной
станции, руб.;
пв, /гм, п3.с — число весов,
механизмов и зарядных
станций на грузовом
фронте;
?г, ?п — стоимость вагоно-часа
простоя
изотермического вагона в
груженом и порожнем
состояниях, руб.;
ЕБГ, 2?п — годовые затраты ваго-
но-часов, связанные с
простоем
изотермического подвижного
состава на станции и
грузовом фронте
холодильника,
соответственно в груженом и
порожнем состояниях;
е — стоимость локомотиво-
часа, руб.;
ЕМ/— годовые затраты ло-
комотиво-часов по
подаче (уборке)
изотермических вагонов на
грузовой фронт
холодильника.
Элементы, входящие в формулу A), за
исключением затрат вагоно- и локомотиво-часов,
могут быть рассчитаны по известным
формулам или установлены согласно нормативам.
Вагоно-часы простоя изотермических вагонов
в груженом и порожнем состояниях, а также
локомотиво-часы маневровой работы в
зависимости от технической оснащенности
фронтов определить аналитическим путем
невозможно, поскольку поток изотермических
вагонов характеризуется значительными
колебаниями по величине и времени [2] и не
является простейшим и регулярным.
Математическая модель обработки
изотермического подвижного состава на станции и
грузовом фронте холодильника
представляется в виде временных задержек.
Время нахождения изотермического
подвижного состава на станции и грузовом
фронте холодильника можно представить в
следующем виде:
Г = Тп.п+^Ф+Трф + тПж+Тп + Тр+ТВж +ТГ +
+ xSL + тсц + тот + тФж + тф + т0 + т*ож, B)
где Тп.п, тРф, Тф, to — время обработки
поезда на станции по
прибытии,
расформировании,
формировании и
отправлении, ч\
тож' тож> тСж' тож' тож> тож —время ожидания
расформирования,
формирования поезда
на станции, подачи
групп
изотермических вагонов на
грузовой фронт и их
уборки, выполнения
грузовых операций,
отправления по
ближайшей графиковой
нитке со станции, ч\
тп, тр, тг, тСц, Тот — время на подачу
изотермических вагонов
под грузовые
операции, их расстановку,
выполнение
грузовых операций,
сцепку вагонов и их
уборку, ч.
При расчете технической оснащенности
грузового фронта холодильника достаточно
учесть элементы простоя изотермического
подвижного состава, зависящие от
вместимости грузового фронта холодильника, типа и
числа механизмов, работающих на нем. К ним
относятся прежде всего время выполнения
31
грузовых операций и время ожидания
освобождения грузового фронта.
Остальные элементы, входящие в формулу
B), не зависят от оснащенности грузового
фронта и могут быть определены по нормам
технологического процесса работы станции [4],
а также на основе «Руководства по
техническому нормированию маневровой работы» [5].
Время выполнения грузовых операций
находим по формуле
где Тпз — время на
подготовительно-заключительные операции по погрузке
(выгрузке) группы вагонов
(устанавливается на основе хронометраж-
ных наблюдений), ч\
тп — число вагонов в группе, подаваемой
под погрузку (выгрузку);
Им —число пакетов или мест груза в
вагоне;
Гц — продолжительность рабочего цикла
механизма, сек;
3600 —время, сек/ч;
пм — число механизмов, выполняющих
погрузочно-разгрузочные операции.
Величина Тц зависит от рода груза, способа
его перевозки (пакетный, непакетный) и
технологической схемы обработки груза.
Обработка груза на многоэтажном
холодильнике происходит по схеме: вагон — лифт
и лифт — камера. Так как работы на втором
участке осуществляются механизмами,
находящимися внутри холодильника, то при
расчете требуемой технической оснащенности
грузового фронта можно ограничиться
рассмотрением технологической схемы
переработки груза на участке вагон — лифт. При
этом предполагается, что на холодильнике
имеется аккумулирующая емкость, которая
позволяет избежать простоев механизмов,
работающих на платформе.
Для расчета вагоно-часов простоя
изотермического подвижного состава, а также локо-
мотиво-часов маневровой работы в
зависимости от технической оснащенности грузового
фронта использован метод статистических
испытаний [3]. При использовании метода
статистических испытаний при моделировании
работы станции и грузового фронта
холодильника необходимо прежде всего определить
число реализаций модели Np с заданной
вероятностью р для обеспечения относительной
точности d. Значение Nv можно вычислить по
формуле [3]
При этом период моделирования tyi равен
^м = ~~oj— сушки, E)
где т — средний интервал прибытия группы
изотермических вагонов на станцию
в адрес холодильника, ч\
24 — время, 4Jсутки.
Математически процесс обработки
изотермического подвижного состава на станции и
грузовом фронте холодильника
представляется моделирующим алгоритмом, принцип
работы которого состоит в следующем.
По заданному суточному вагонопотоку
находят время между прибытиями
изотермических вагонов на станцию и величину
прибывающей группы вагонов [1], на основе
которых формируются случайные значения
интервалов и величин групп вагонов в пределах
моделируемого периода [3]. Затем вычисляют
моменты поступления изотермических вагонов
на станцию и моменты готовности их к
подаче под выгрузку (погрузку).
Все величины, смоделированные Nv раз,
записываются в памяти машины и по мере
надобности передаются в рабочие ячейки.
Цикл работы начинается с выбора первой
группы изотермических вагонов и
соответствующих значений моментов поступления
изотермических вагонов на станцию и моментов
готовности их к подаче под выгрузку
(погрузку). Далее моделируется время ожидания
маневрового локомотива, вычисляются вагоно-
часы простоя в ожидании локомотива и
определяется момент начала подачи вагонов на
грузовой фронт холодильника. Затем
величина группы вагонов сравнивается с величиной
вместимости грузового фронта Шф и, если
значение группы вагонов больше или равно
последней, определяется число неподанных
вагонов, а к подаче на грузовой фронт
принимается число вагонов, равное вместимости
грузового фронта.
Если значение группы вагонов меньше
величины вместимости грузового фронта, то
проверяется, было ли поступление вагонов за
время ожидания локомотива, и если было, то
подсчитывается общее число подготовленных
к подаче вагонов и вагоно-часы их простоя.
Величина всей группы готовых к подаче
вагонов сравнивается с вместимостью фронта и
определяются моменты подачи вагонов и
начала грузовых операций с ними.
Соотношением — проверяется число меха-
пш
низмов, обслуживающих один вагон.
Далее определяются вагоно-часы простоя
32
под выгрузкой, в ожидании отправки и
момент начала отправки вагонов с грузового
фронта.
После рассмотрения записанных в памяти
машины Afp-величин групп вагонов, что в
алгоритме проверяется логическим
оператором N^NP, обрабатывают результаты
моделирования. При этом подсчитываются
суммарные вагоно-часы простоя вагонов в
груженом и порожнем состояниях, локомотиво-
часы по подаче и уборке вагонов с грузового
фронта и средний простой вагонов на
станции и грузовом фронте холодильника.
Наличие в общем вагонопотоке,
поступающем на распределительные холодильники,
как одиночного, так и группового
изотермического подвижного состава при недостаточной
вместимости грузового фронта вызывает
дополнительные простои вагонов,
обусловленные необходимостью деления группового
подвижного состава на части и ожиданием
вывоза с грузового фронта последней группы
рефрижераторной единицы.
Дополнительные годовые вагоно-часы
простоя вагонов группового подвижного состава
в груженом состоянии Вг, связанные с
расцепкой вагонов и разъединением рассолопро-
водов, составляют
Вг= 365*
Р5
/Иф"
o+fc
¦ !М——
"*" 18 \тф
1) + *
20
23_
Шф
12
тф
- 1
-D +
tp>
F)
¦ где х— среднесуточное поступление
вагонов на холодильник, ваг/сут-
ки;
Ps, 12,21,23 — удельный вес
соответствующего группового подвижного
состава в общем потоке
поступающих на холодильник
изотермических вагонов 5- и
Г2-вагонных секций, 21- и 23-
вагонных поездов;
4, 10, 18, 20 — соответственно количество
грузовых вагонов в 5- и 12-ва-
гонных секциях и 21- и 23-ва-
гонных поездах;
Шф — вместимость грузового фронта,
физические вагоны;
тр — время на расцепку вагонов и
разъединение рассолопрово-
дов, ч.
Дополнительные годовые вагоно-часы
простоя группового подвижного состава в
порожнем состоянии Ви можно рассчитать по
формуле
Вп = 365л:
"т 18 [тф
4 [тф ! ~ 10 [тф
Л Р2з/23__ j
1 |+ 20 [тф
*Т.м>
G)
где тг. м — время на выполнение грузовых
операций с вагонами на грузовом
фронте с учетом времени на
маневровые передвижения (тг. м = тп +
+Тр+Тг + ТСц + Тот), Ч.
Моделирующий алгоритм позволяет в
результате реализации его на ЭЦВМ получить
вагоно-часы простоя изотермических вагонов
на станции и грузовом фронте холодильника,
а также локомотиво-часы, связанные с
подачей и уборкой вагонов, для различных
значений суточного вагонопотока, вместимости
грузового фронта и количества работающих
механизмов.
По данному алгоритму на ЭЦВМ «Урал-14»
в ЛИИЖТе были в достаточно широком
диапазоне исследованы вагоно-часы простоя
изотермических вагонов на станции и грузовом
фронте холодильника, а также локомотиво-
30 Х7баг /сутки
2
/
А
/ 1
/Л
I
^ 8
§ о
5 10 15 Х,6ад /сутки
Зависимость вместимости грузового
фронта распределительного холодильника
от суточного вагонопотока при
поступлении скоропортящихся грузов в
пакетах (а) и в непакетированном виде (б):
1 — с учетом группового подвижного
состава; 2 — без учета группового
подвижного состава; 3 — по существующей
методике ЦНИИ МПС.
часы, связанные с подачей и уборкой вагонов.
Исследования проводились для суточного ва-
гонопотока 3—40 ваг/сутки, вместимости
фронта 2—12 физических вагонов и
различного числа механизмов и бригад рабочих в
случае пакетного и непакетного способов
перевозки скоропортящихся грузов.
Найденная зависимость потребной
вместимости грузового фронта распределительного
холодильника от суточного вагонопотока при
поступлении скоропортящихся грузов в
пакетах и в непакетированном виде приведена на
рисунке.
Результаты расчета по новой методике
отличаются от полученных по существующей.
Особенно это заметно для холодильников с
вагонопотоками до 10—15 ваг/сутки.
В этом случае для получения оптимального
соотношения между пропускной способностью
грузового фронта холодильника и
интенсивностью поступления грузов по железной дороге
Работы по выгрузке, погрузке,
передвижению и укладке в штабеля грузов в камерах
холодильников выполняются
электротележками и электропогрузчиками, электрический
привод которых работает от аккумуляторов,
используемых в качестве источника энергии.
Аккумуляторы должны периодически
заряжаться постоянным током от специальных
зарядных агрегатов.
Зарядные агрегаты устанавливают в
отдельных помещениях, смежных с
помещениями, где заряжают аккумуляторные механизмы.
Полы зарядного помещения, электролитной
и аккумуляторной мастерской — на бетонном
основании с щелочеупорным
(кислотоупорным) покрытием, из метлахских плиток; швы
заполняются щелочеупорным
(кислотоупорным) составом. У стен зарядного помещения
устроен плинтус из такого же материала.
Высота зарядного помещения не менее 3 м.
Аккумуляторы, не снятые или снятые с
механизмов (последние только в случае, если
есть второй комплект аккумуляторов для
каждого механизма), заряжают внутри и снаружи
помещений.
В зависимости от типа механизмов
применяются железо-никелевые аккумуляторы с ще-
(см. рисунок) длину платформы и число
механизмов необходимо увеличить таким
образом, чтобы иметь возможность размещать на
фронте разгрузки пять физических вагонов,
что на один вагон больше, чем по
существующим нормативам. Это должно учитываться
проектировщиками и эксплуатационниками в
целях оптимизации обслуживания грузового
потока на холодильниках.
ЛИТЕРАТУРА
1. Жуковский Е. М. Анализ поступления
изотермических вагонов на холодильники. «Холодильная
техника», 1970, № 8.
2. Методика расчета потребной технической
оснащенности фронтов погрузки-выгрузки грузов. М., Транс-
желдориздат, 1960.
3. Б у с л е н к о Н. П. Математическое моделирование
производственных процессов на цифровых
вычислительных машинах. М., «Наука», 1964.
4. Типовой технологический процесс работы грузовой
станции. М., «Транспорт», 1965.
5. Руководство по техническому нормированию
маневровой работы. М., «Транспорт», 1967.
621.565.2
лочным электролитом или свинцовые с
кислотным электролитом. Их профилактику,
ремонт и зарядку осуществляют в разных
помещениях.
Число зарядных мест станции определяют
по формуле
A = JL KnK?K3, A)
где А — расчетное число зарядных мест;
N — суммарное число расчетных машино-
смен за сутки;
Ъ — число смен работы зарядной
станции;
/Сп — коэффициент продолжительности
зарядки батарей (определяется по
табл. 1);
/Ст — коэффициент, учитывающий число
зарядных мест для тренировки батарей
(/Ст= 1,03 +1,05);
/Сз — коэффициент запаса (Кз= 1,1 -*-1,3);
при меньшем значении N
принимается большее значение К3-
Значения коэффициентов /Сп, приведенные
в табл. 1, найдены из выражения [1]
Зарядные станции ря аккумуляторов погрузочных механизмов
на холодильниках
А. В. КАРПОВ, В. А. ТИХОМИРОВ
Гипрохолод
34
где Ку — коэффициент увеличения времени на
периодические усиленные (через
каждые 10 циклов) заряды; принят
равным 1,1;
?зар — полное время зарядки батарей;
^всп — время на вспомогательные операции
при зарядке батарей (принято
равным 1 ч);
^раб — полное время работы машины, ч;
^зап — время проезда машины до места
зарядки (принято равным 0,5 ч).
где /зар — зарядный ток, Л;
*зар — время зарядки, ч\
Q — номинальная емкость
аккумулятора, А -ч\
а — удельное количество
выделяющегося из аккумулятора водорода (а =
= 0,0376 г/(А-ч);
0,34 — коэффициент расхода емкости на
газовыделение;
у— плотность водорода (у = 8,98-10~5,
г/смъ).
Таблица 1
1 *- .
2 аз
a- s
Я ЙЙ
Коэфф
загруз
шины
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
Полное время работы
машины (ч) при
различном времени разрядки
батареи (ч)
5
16,70
12,15
10,00
8,35
7,15
6,25
5,55
4
13,34
10,00
8,00
6,67
5,72
5,00
4,44
3,5
11,66
8,75
7,00
5,83
5,00
4,38
3,89
Значения Кп
при пол-
ном времени зарядки ба-|
тареи G ч) и
эазличном
времени ее разрядки (ч) |
5
0,537
0,743
0,915
1,108
1,308
1,513
1,720
4
0,677
0,916
1,160
1,410
1,665
1,933
2,209
3,5
0,779
1,054
1,338
1,632
1,933
2,240
2,568
Тип акку-
1 мулятора
ТЖН-250
! тжн-зоо
1 ТЖН-350
ТЖН-400
ТЖН-450
ТЖН-500
Выделение водорода, л
•
ЛЯ ПОЛ
рядки
5 2
ев On
м КС.
62,5
75,0
90,0
105,0
125,0
125,0
<-> >-.
е в ча
ЛНОЙ
еG ч
О О ?
о» к о,
0,^03
U С со
9,0
10,7
13,0
15,0
17,9
17,9
«8
D К К
* Н со
со >>со
СО О D.
12,5
15,0
17,5
20,0
22,5
25,0
Та
f Я «
швнос
ыделе
рядке
м й та
g о «
*- 5 s
She
16,5
19,0
22,5
25,0
29,0
31,5
блица 2
03 <^ *
рный
здуха
акку-
>ра, м
о о ч о н
Я и х cu g
к о о 5
Cxuos
20 1
22 !
24 I
26
28
30
После подстановки в выражение B)
указанных Значений /Су, ^всп И t3im ПрИ 4ар = 7 4
оно принимает следующий вид:
8,7
Кп
^раб — 0,5*
C)
' Суточный расход щелочного электролита
Qa.cyT И ДИСТИЛЛИрОВаННОЙ ВОДЫ QB.cyT ДЛЯ
зарядной станции с достаточной степенью
точности находят по выражениям [2]
Q9.cyT = 0,025 -Q3n, D)
QB. cyT = 0,120.Q3^, E)
где п — число аккумуляторов с объемом
электролита Q3, заряжаемых в
течение суток на зарядной станции.
При зарядке аккумуляторов выделяется
водород, количество которого определяют по
формуле [2]
iCQaO,34 10
V«, = -
F)
где УН2 — объем водорода, л;
К — коэффициент увеличения зарядной
емкости по отношению к
номинальной
* =
/Зар^3ар
G)
В табл. 2 приведены величины газо- и
тепловыделений, а также расход воздуха на
охлаждение при зарядке тяговых щелочных
аккумуляторов (температура воздуха не
более 30° С).
Объем свежего воздуха, который должен
быть подан приточной вентиляцией,
определяется для одной заряжаемой батареи по
формуле
V = 0,071пмъ\ч, (8)
где / — зарядный ток, Л;
п — число элементов одной
аккумуляторной батареи.
Вентиляция помещения, в котором
заряжают аккумуляторы, должна обеспечивать
отсос газов из верхней и нижней его зон.
Потолки помещения делают гладкими, чтобы не
было застоя воздуха. Отток воздуха из
верхней зоны предусматривается более
интенсивным, чем приток.
Вентиляционные системы зарядных
помещений отделены от других вентиляционных
систем.
Надежность вентиляции обеспечивается
рабочим и резервным вытяжными
вентиляторами, а также блокировкой, не допускающей
работы зарядных агрегатов при отключенной
вентиляции.
35
При соблюдении этих требований,
обеспечивающих надежную работу вентиляции,
закрытые помещения, где заряжают тяговые
аккумуляторы, в своей нижней зоне не
относятся к взрывоопасным, а в верхней зоне
относятся к взрывоопасным класса В-16 с
категорией и группой взрывоопасной смеси 4А
(водород).
Условную границу между нижней и верхней
зонами можно считать проходящей на 2/з
высоты помещения, считая от уровня пола.
В связи с этим все электрооборудование,
расположенное в нижней части помещения,
может быть открытым и только светильники в
верхней зоне помещения следует
устанавливать закрытые (стационарные —
пыленепроницаемые, а переносные — взрывозащищенные).
Допускается въезд механизмов в зарядное
помещение своим ходом. Устройство
каких-либо тамбуров с дверьми между зарядным и
другими помещениями не требуется.
На небольших холодильниках с общим
числом аккумуляторных механизмов до пяти их
можно заряжать в общих производственных
помещениях под местными вытяжными
устройствами при условии установки в одном месте
не более двух механизмов.
В теплое время года тяговые аккумуляторы
можно заряжать на открытом воздухе у
наружной стены здания, в котором находятся
зарядные агрегаты.
Заряжаемые аккумуляторы не
рекомендуется удалять от зарядных агрегатов более чем
на 10 м, так как это приводит к потере
энергии и перерасходу медных кабелей.
Зарядные агрегаты — это металлические
шкафы со встроенными в них
трансформатором, полупроводниковым мостовым
выпрямителем, переключателем ступеней напряжения,
стабилизатором зарядного тока, вентилятором
для охлаждения и измерительными
приборами.
Ниже приведены технические данные новых
выпрямительных зарядных агрегатов завода
«Электровыпрямитель», рекомендуемых к
установке на холодильниках для зарядки
щелочных аккумуляторов:
Постоянный ток
мощность, кВт . . .
ток, А
напряжение, В . . .
Переменный ток
потребляемая
мощность, кВт . . .
напряжение, В . . .
коэффициент
мощности (cos ф) . . . .
УЗА-75-80
6
55—75
32—80
7,2
380
0,81
УЗА-150-80
12
55—150
32—80
15
380
0,81
К. п. д. установки ... >0,83 >0,81
Габаритные размеры, мм 1695x616x590 1695x616x590
Масса, кг <265 <275
Цена, руб 800 860
В процессе эксплуатации следует обращать
особое внимание на надежную работу
охлаждающего вентилятора и переключателя
напряжений. Полупроводниковые выпрямители
чувствительны к температуре, а контакты
переключателя требуют наблюдения и ухода.
-Шины ЩСУ
4Фк
/лПГ1
-| 1щ*+ Ж(% ~^Р
у\ ±
УР
Рис. 1. Схема блокировки зарядного тока с работой
вентиляции помещения зарядной станции:
1Л, 2А — автоматы; 1К, 2К — контакторы; 1РТ, 2РТ —
тепловые реле; Ш, 217 — предохранители; КУ — кнопка
управления; Дпв—двигатель приточного вентилятора;
РПВ—реле потока воздуха вытяжного вентилятора;
3 — зарядный агрегат.
-Шины ЩСУ
Рис. 2. Схема управления зарядным преобразователем
типа ЗП-7,5/60 (ЗП-12/60):
1А — автомат; IK, 2K — контакторы; РТ — реле
тепловое; 1КУ, 2КУ — кнопки управления; РОТ — реле
обратного тока; В — выпрямитель; R — сопротивление; JIC —
лампа сигнальная; Д, Г, ОВ—двигатель, генератор и
обмотка возбуждения преобразователя; РВ—регулятор
возбуждения; 1П, 2П — предохранители; Ш — шунт
измерительный; V — вольтметр; А — амперметр; А Б —
аккумуляторная батарея.
36
23
Зарядные агрегаты могут снабжаться злект- iv
роэнергией по одной кабельной линии, по- н
скольку по обеспечению надежности электро- ?
снабжения зарядные станции относятся к
третьей категории. т
Блокировка возможности включения заряд- с
ных агрегатов в зависимости от работы венти- i
ляции помещения, где производится зарядка,
достигается установкой реле,
контролирующего наличие потока воздуха в вытяжной венти- 1
ляции.
На рис. 1 и 2 представлены схема
блокировки зарядного тока с работой вентиляции по-
Зависимость качества подмороженной рыбы
от ее исходного состояния изучалась на основе
лабораторного исследования и промышленного
опыта на базе Мурманского рыбокомбината,
где метод подмораживания внедрен в
производство [1]).
В лабораторных условиях опыты проводили
с карпом и щукой. Рыбу подмораживали после
хранения во льду при температуре 0° С.
Подмораживание проводили в морозильной
камере с интенсивной циркуляцией воздуха при
— 25-;—30°С до достижения среднеобъемной
температуры —2° С. Подмороженная рыба
хранилась при — 2±1°С в течение 10—15
суток в зависимости от продолжительности
предварительного хранения во льду.
Качество подмороженной рыбы оценивали
путем определения водоудерживающеи
способности и рН мышечной ткани [2], а также
электрических характеристик мышечной ткани
при различных частотах переменного тока [3].
Качественные показатели подмороженной
после хранения во льду рыбы изучали в
сравнении с динамикой их изменения при хранении
охлажденной рыбы во льду и подмороженной
непосредственно после вылова и оглушения
при -2° С.
мещения зарядной станции и схема
управления зарядным преобразователем типа ЗП-7,5/
60 (ЗП-12/60).
Преимуществом указанных схем является
то, что они собираются из нормализованных
станций управления, входящих в комплект
щитов этих станций.
ЛИТЕРАТУРА
1. Карпов А. В. Электрооборудование холодильников.
М., Госторгиздат, 1960.
2. Paxлин А. М. Проектирование зарядных станций
тяговых аккумуляторных батарей. «Промышленная
энергетика», 1969, № 2.
664.951.037.5
На рисунке представлено соответственно
изменение водоудерживающеи способности и
омического сопротивления мышечной ткани
карпа. Как видно из рисунка, в процессе
хранения во льду происходят довольно
значительные изменения этих показателей, что
свидетельствует об интенсивном прохождении
посмертных процессов в мышечной ткани
охлажденной рыбы.
В процессе последующего хранения
подмороженной рыбы при —2° С изменения
водоудерживающеи способности и омического
сопротивления становятся незначительными.
В рыбе, подмороженной после выдержки во
льду в течение 5 и 7 суток, значения этих
показателей практически не меняются. При
хранении подмороженной рыбы, которая
пролежала во льду более 7 суток, отмечено
снижение водоудерживающеи способности, причем
количество вытекающего сока больше, чем у
охлажденной рыбы, хранившейся 12—14 суток.
Подобным образом изменялись и другие
биохимические и биофизические показатели
мышечной ткани рыбы: рН, дисперсия омического
сопротивления, коэффициент поляризации и
тангенс угла диэлектрических потерь.
Зависимость качества
и продолжительности хранения подмороженной рыбы
от ее исходного состояния
Г. В. МАСЛОВА, И. Р. НОЗДРУНКОВА
Научно-исследовательский и конструкторский институт механизации рыбной промышленности
37
8 10 12 П 16 18 20
Продолжительность хранения, сутки
22 24 26 28
Изменение влагоудерживающей способности (а) и омического сопротивления (б)
мышечной ткани карпа:
1—хранение охлажденной рыбы при 0°С; 2, 3, 4 — хранение подмороженной рыбы
при —2° С (рыбу подмораживали после соответственно 5, 7 и 10 суток хранения во
льду); 5 —хранение подмороженной рыбы при —2° С (рыбу подмораживали
непосредственно после оглушения).
Полученные данные показывают, что
подмораживание приводит к значительной
задержке развития посмертных и автолитических
процессов. Из характера представленных
кривых видно, что биохимические и биофизические
показатели мышечной ткани подмороженной
рыбы в значительной степени определяются их
значениями в мышечной ткани рыбы,
направляемой на подмораживание. Это указывает на
существенное влияние исходного состояния
сырья на качество и продолжительность
хранения подмороженной рыбы.
Судя по данным лабораторного
исследования, допустимый срок предварительного
хранения рыбы во льду можно определить в 5—6
суток. В этом случае мышечная ткань
подмороженной рыбы в течение длительного времени
сохраняет высокие лиофильные свойства и
первоначальную структуру.
Результаты лабораторных исследований
были проверены и подтверждены опытами по
промышленному хранению подмороженной
рыбы весеннего и осенне-зимнего уловов на
Мурманском рыбокомбинате.
38
Холодильной обработке подвергалась
треска, доставляемая на берег рыболовными
траулерами, где она хранилась в трюмах со льдом
при 0° С в течение 1—10 суток.
Подмораживание проводили в воздушных
скороморозильных аппаратах при —30-;—35° С
и скорости движения воздуха 3—4 м/сек, а
также мокрым контактным способом при
температуре рассола — 8-^- — 10° С.
Продолжительность подмораживания устанавливали в
зависимости от размера и температуры рыбы.
Подмороженную треску хранили в холодильной
камере при —2-.— 3° С.
Осмотр рыбы в процессе хранения показал,
что если на подмораживание направляли рыбу,
срок хранения которой на траулерах, судя по
записям в судовых журналах, не превышал
6 суток, то продолжительность хранения в
подмороженном состоянии составляла 14—
15 суток. В течение всего периода хранения
рыба имела чистую поверхность, естественную
окраску, плотную консистенцию после
оттаивания, запах без порочащих признаков. К концу
срока хранения наблюдалось лишь некоторое
потемнение приголовков.
Если на подмораживание направляли рыбу,
которая после доставки ее на холодильник
дополнительно пролежала во льду в течение
1—2 суток, а также рыбу, выловленную
траулерами за 7—10 дней до их прибытия в порт,
то срок ее хранения в подмороженном
состоянии сокращался до 5—7 суток. К концу этого
срока отмечалось потемнение приголовков, а
на 9—10 сутки — появление кисловатого
запаха у приголовков и в брюшной полости.
В целом проведенные исследования
позволили выявить прямую зависимость качества и
продолжительности хранения подмороженной
рыбы от ее исходного состояния и установить,
что допустимый срок хранения рыбы во льду
перед холодильной обработкой не должен
превышать 6 суток.
Правильное проведение процесса
подмораживания и соблюдение необходимого
температурного режима хранения и
транспортировки гарантирует высокое качество рыбы
в течение 14—15 суток с момента
подмораживания или 19—20 суток со времени улова.
ЛИТЕРАТУРА
1. Маслова Г. В., Ноздрункова И. Р.
Производство трески «глубокого охлаждения». «Холодильная
техника», 1970, № 9.
2. Головкин Н. А., Пер шин а Л. И. Посмертные
механо-химические изменения и их роль в
консервировании рыбы холодом. Труды НИКИМРП, т. I,
вып. 2, 1961.
3. Ноздрункова И. Р., Маслова Г. В. Изучение
структурных изменений мышечной ткани рыбы
методом измерения ее электрических параметров. Tpv-
ды НИКИМРП, т. V, 1968.
Аммиачные двухступенчатые оппо-
зитные компрессоры ДАО 550 холодо-
производительностью 550000 ккал/кг
при t0 = —40° С и tK = 35°C.
Предназначены для крупных холодильных
установок, применяемых в
химической и нефтеперерабатывающей
промышленности.
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Теплообмен при кипении
фреонов-12 и 22 на пучках оребренных труб
Доктор техн. наук Г. Н. ДАНИЛОВА, В. А. ДЮНДИН
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
(Из диссертационной работы В. А. Дюндина)
536.24:621.57.048:621.564.25
В исследованиях, посвященных теплообмену при
кипении фреонов на оребренных трубах [1—4], отмечается
увеличение коэффициентов теплоотдачи ар по
сравнению с гладкими агл. При этом величина ар зависит
как от вида фреона и режимных параметров q, t0t так
и от геометрических характеристик оребренных
поверхностей: расстояния между ребрами 5 и высоты ребер h.
В результате исследования, проведенного на девяти
одиночных оребренных трубах с различной геометрией
оребрения E = 0,35—1,5 мм, h= 1,05—3,5 мм), было
выявлено, что с уменьшением расстояния между
ребрами коэффициент теплоотдачи возрастает [4, 9]. Подобный
вывод сделан Шротом [3]. Однако прямое
распространение этих выводов на теплообмен в кожухотрубных
испарителях неправомерно, так как условия теплообмена
при кипении на одиночной трубе и на пучках могут
быть различными [5—9].
В связи с этим в ЛТИХП было проведено
исследование теплообмена при кипении фреонов-12 [9], 22 и
смеси фреона-12 и масла ХФ-12 на двух пучках
оребренных труб. Цель работы — выяснить закономерности
процесса теплообмена на оребренных пучках и получить
данные для расчета и конструирования кожухотрубных
испарителей фреоновых холодильных машин.
Первый пучок был изготовлен из труб, близких
по оребрению к применяемым в отечественном аппара-
тостроении, второй — из труб с оребрением, давшим
наилучшие результаты при испытании одиночных труб.
Геометрические характеристики труб, использованных
для опытных пучков, приведены в таблице.
учок
Е
№ 1
№ 2
Диаметр труб,
мм
Я
аруж
я
20,90
19,15
анию
Я в
о чз
я
О О.
О О)
о
С Си
17,63
16,30
Толщина
ребер, мм
о
а"
а тор
я
0,324
0,435
о
НИИ б
РЗ
осно
я
0,605
0,435
>»
н
О)
gs
кд
о я
расст
ебрам
^ft
редис
ежду
, мм
и sco
1,565
0,478
з
^
«
"**
ребра
03
ысот
PQ
1,63
1,41
, SA 9 I
«^о
Я к О ,
„_. н с х о
О ОХО1^ К
я я >>
4 х а о.
с 2 я о 1
я 2
а ° ? 5
л Я ft я
о г: о л
Я * РЗ РЗ
? ?^о о
О ас я
2,34
4,55 j
Установка, на которой проводились опыты, и
методика описаны в работе [9]. Опыты проводили в
диапазоне температур кипения t0=—20-^ +30° С и удельных
тепловых нагрузок q = 500—9000 Вт/м2. Шахматные
ромбические пучки с относительным шагом труб
Sn
-т— = 1,28 имели 6 рядов по высоте и состояли из
19 медных оребренных труб с длиной рабочего
участка /=300 мм (рис. 1). Внутри 18 труб помещались
электронагреватели.
Результаты опытов представлены на рис. 1 и 2.
Анализ их позволяет отметить общие закономерности
для процесса кипения фреонов на пучках оребренных
труб. Визуальные наблюдения показали наличие
устойчивого кипения даже при самых малых значениях q в
опытах. Теплообмен интенсифицировался при переходе
от нижних рядов труб пучка к верхним, причем для
пучка № 1 в большей степени, чем для пучка № 2.
Влияние рядности пучка на теплообмен уменьшалось
с ростом q и /0 и было значительно меньшим, чем для
гладкотрубных пучков. Для пучка № 1 оно сильнее
проявлялось при кипении фреона-12, чем фреона-22,
особенно в области малых значений q. Для пучка № 2
влияние рядности было примерно одинаковым при
кипении фреонов-12 и 22.
В общем влияние q и tQ на а при кипении на
оребренных пучках сказывалось слабее, чем на одиночных
оребренных трубах и гладкотрубных пучках, и в
несколько меньшей степени для фреона-22, чем для фреона-12.
Зависимость а от q проявлялась сильнее при низких
температурах кипения t0 для нижних рядов труб, чем
для верхних, с повышением t0 эта разница уменьшалась.
J Ч 5 6 7 8 310
Рис. 1. Средние коэффициенты теплоотдачи при кипении
фреона-12 (а) и фреона-22 (б) на пучках труб:
.. четырехрядный оребренный пучок [1]
пятирядный гладкотрубный медный пучок [5]
шестирядный гладкотрубный стальной пучок [7]
X то же, [8].
40
Рис. 2. Локальные коэффициенты теплоотдачи (по
рядам) при кипении фреона-12 на пучках оребренных
труб:
а,б —пучок № 1, в,г — пучок № 2, одиночная
ребристая труба [4]; —..—то же, [9]; —. —аСр для пучка.
Коэффициенты теплоотдачи при кипении фреонов
на пучках оребренных труб при одинаковых
величинах q и t0 выше, чем на гладкотрубных пучках.
Некоторые из этих особенностей были отмечены в опытах
с гладкотрубными пучками [5—8] и с оребренным
четырехрядным пучком [1]. Эти особенности
теплообмена на пучках оребренных труб, так же, как и на
гладкотрубных, связаны с влиянием гидродинамики
двухфазного потока, движущегося в межтрубном
пространстве.
Для анализа процессов, протекающих при кипении
фреонов на пучках оребренных труб, была использована
модель, предложенная в работе [6].
Увеличение коэффициентов теплоотдачи при переходе
от нижних рядов пучков к верхним в основном связано
с усилением конвективного переноса тепла движущейся
снизу вверх парожидкостной смесью. Наиболее
существенно оно проявляется при низких значениях /0 и
малых q, когда интенсивность парообразования мала,
а объем паровых пузырьков и скорость их подъема
велики, что обусловливает большую скорость движения
снизу вверх парожидкостной смеси. При этом
преобладает режим неразвитого кипения и влияние конвекции
на теплообмен является определяющим фактором.
Интенсивность теплообмена, связанная с конвекцией, зависит,
следовательно, от скорости парожидкостной смеси,
изменяющейся по высоте межтрубных каналов
вследствие процесса парообразования на трубах. С
увеличением q и номера ряда по высоте пучка возрастают
объемное паросодержание смеси, движущий напор и
сопротивление потоку парожидкостной смеси. Поэтому
скорость циркуляции и движущий напор возрастают
до определенного предела, после которого увеличение
паросодержания должно привести к уменьшению
скорости циркуляции и движущего напора. Этим можно
объяснить различное влияние конвекции на теплообмен
в зависимости от q для разных оребренных пучков.
По высоте межтрубных каналов скорость движения
парожидкостной смеси увеличивается. Однако
одновременно возрастает и сопротивление, что приводит к
снижению скорости циркуляции. Это обстоятельство
объясняет относительное уменьшение влияния конвекции
на теплообмен верхних рядов и наступления для них
стабилизации коэффициентов теплоотдачи. С
понижением температуры кипения вследствие возрастания
объемного паросодержания (рост движущего напора)
скорость циркуляции увеличивается. При этом скорость
парожидкостной смеси по высоте канала изменяется
сильнее, чем при более высоких значениях t0. Этим
объясняется большее влияние конвекции на теплообмен
с понижением t0.
Вследствие более интенсивного процесса кипения
на оребренных трубах по сравнению с гладкими
значительно возрастает объемное паросодержание
парожидкостной смеси, что приводит к относительно большему
сопротивлению (уменьшение движущего напора) и
снижению скорости циркуляции. Поэтому воздействие
циркуляционного движения парожидкостной смеси
на теплообмен на оребренных пучках меньше, чем
на гладких. Этим же можно объяснить смещение
зоны сильного влияния конвекции в область меньших
значений q по сравнению с гладкотрубными
пучками.
Как отмечено в работе D], в процессе кипения
фреонов на одиночных оребренных трубах при больших
величинах q может наступить своеобразное
«запаривание» теплообменной поверхности. При кипении фреонов
на пучках оребренных труб увеличение паросодержания
по высоте межтрубных каналов может привести при
высоких значениях q к дополнительному выключению
части поверхности, причем при нагрузках, более низких,
чем для одиночных труб. Уменьшение влияния конвекции
на теплообмен с повышением q, а также возможность
запаривания верхних рядов пучков при больших
величинах q объясняет уменьшение влияния q на а на
оребренных пучках по сравнению с гладкотрубными и с
одиночными оребренными трубами при равных значениях q
и t0. По этой же причине коэффициенты теплоотдачи для
нижних и верхних рядов труб пучков практически
одинаковы.
Резюмируя сказанное, можно утверждать, что на
интенсивность процесса теплообмена при кипении на
пучках оребренных труб существенное влияние
оказывают гидродинамика парожидкостной смеси и условия
кипения на трубах, которые, в свою очередь, зависят
от многих переменных: режимных параметров q, t0,
геометрических характеристик труб и пучка h, S, Sn,
материала и состояния теплообменных поверхностей и вида
фреона.
Как видно из рис. 1, аср для пучка № 2 при равных
величинах q и t0 на 5—10% выше, чем для пучка № 1.
Эти данные отличаются от результатов, полученных для
одиночных труб с соответствующими размерами ореб-
рения, где наблюдалось более сильное влияние
геометрических параметров на теплообмен [4, 9]. По-видимому,
здесь более сильное влияние рядности для пучка № 1
компенсирует меньшую интенсивность процесса
парообразования на каждой из труб этого пучка в сравнении
с пучком № 2.
41
Ввиду сложной зависимости а от многих переменных,
раздельное влияние которых на гидродинамику потока
парожидкостной смеси и на условия кипения на трубах
пучка пока установить затруднительно, аналитически
описать процесс кипения не удалось. Поэтому для
обобщения опытных данных при развитом кипении чистых
фреонов-12 и 22 на шестирядных пучках оребренных
труб № 1 и № 2 предложены эмпирические зависимости:
для фреона-12
сбср = 18,3^0-5/?0'25 Вт/(м2-град), A)
для фреона-22
аср = 339°>45р0'25 Вт/(м2-град). B)
В среднем можно считать, что нижний предел
применения формул A) и B) для обоих пучков в
исследованном интервале ограничивается #^2000 Вт/м2.
По-видимому, выражения A) и B) могут быть рекомендованы
и для расчета многорядных пучков оребренных труб
при <7^г2000—3000 Вт/м2. В данном случае вряд ли
можно ожидать в области q и t0, характерных для
работы испарителей холодильных машин, большого
изменения а для рядов труб, расположенных выше шестого
ряда. Однако в области малых тепловых нагрузок
#5=С2000 Вт/м2, в которой влияние конвекции на
теплообмен проявляется существенно, расчет средних
коэффициентов теплоотдачи следует проводить по формуле
0&ср»п — СХср'бп, (<j)
где 8Д = /(q,t0,nn); &п== _ср-п—коэффициент, учитываю-
асРб
щий влияние числа рядов в пучке.
1.1
1,1
1,0
0,3
0,6
0,7
33
0,5
1,2
U
1,0
3,3
3,8
0,6
0,5
yVY L
Г--
*
><
j
»
\^S'
г
j^2^'
ц
/
Y/
i
у/
1
ул
/Л^
Ч-^А
^х
>
>—rJ
и-1
к^
, .J
)
TJrA
\±-Х-4
^"Т^Х—б--^-!
Г"*
•Г"
1 q. Bm/м
т ЧПП
z -
а 1000
о гооо
L-20'E.
—tflO'C
1 1 1
к
Л-L
1
1
1 ^
Г/Т #
1 /
L
у
\
—
7^^=^^W^
1 I д k 5 В 7 8 S Ю 11 11 13 Щ 15 18пп
5
Рис. 3. Зависимость en=f(q, t0, nu) при кипении
фреона-12 (а) и фреона-22 (б) (пучок № 1; 500<<7<2000).
Значения еп представлены на рис. 3.
Наряду с кипением чистых фреонов в эксперимента*
было исследовано кипение на пучке № 1 фреона-12
с 8%-ным содержанием масла ХФ-12 по весу смеси.
Такая концентрация масла наиболее характерна для
кипения в испарителях холодильных машин. При
кипении маслофреоновой смеси на пучке влияние давления
в диапазоне t0= —20 -*- +10° С меньше, чем при кипении
чистых холодильных агентов. Подобное явление было
отмечено и для одиночных ребристых труб [4]. Только
при /0 = 20°С значения аср несколько выше. Значения
аср при кипении маслофреоновой смеси на пучке ниже,
чем при кипении чистого фреона-12. Это различие
увеличивается с повышением /0 и особенно велико при
д<1500 Вт/м2. Визуальные наблюдения показали, что
кипение маслофреоновой смеси менее интенсивно, чем
чистых холодильных агентов, причем оно при
повышении q сопровождается активным пенообразованием,
особенно при низких значениях /0. При малых
величинах q кипение на нижних рядах труб практически
отсутствует. Так, при to=—20° С такое явление наблюдается
для <7<1000 Вт/м2. Видимо, этим можно объяснить
различие в значениях аср при кипении маслофреоновой
смеси и чистого фреона-12 при малых величинах q.
Влияние рядности на теплообмен для
маслофреоновой смеси больше, чем для чистого фреона-12.
Значения аср.см при кипении маслофреоновой смеси на
пучках можно рассчитывать по формуле
ОСср.см — 0&ср'ем » D)
где Em=f(q,t0,l).
Значения ем даны на рис. 4.
7000 2000 ЗООО
4000 5000 6000 7000 8000 9000
у, Вт/м2
Рис. 4. Зависимость eM=f(q, t0) при кипении смеси
фреона-12 и масла ХФ-12 на пучке № 1.
Проведенное расчетное сопоставление кожухотрубных
испарителей средней и крупной производительности
с поверхностью из труб № 1 и № 2 показало, что
применение новой геометрии оребрения (пучок № 2)
повышает компактность аппарата примерно в 2 раза и
снижает вес приблизительно в 1,5 раза по сравнению
с аппаратами, выпускаемыми в настоящее время
(пучок № 1).
Выводы
Коэффициенты теплоотдачи при кипении фреонов
на пучках оребренных труб выше, чем на гладкотрубных
пучках.
Влияние q и t0 на а для оребренных пучков более
слабое, чем для гладкотрубных пучков и одиночных
оребренных труб.
Влияние рядности на теплообмен более сильно
проявляется при низких значениях t0 и в большей степени для
фреона-12, чем для фреона-22.
Теплообмен на пучках оребренных труб зависит от
гидродинамики потока парожидкостной смеси,
движущейся в межтрубном пространстве, и от условий
парообразования на трубах пучка. Влияние рядности более
значительно для пучков из труб с большей
величиной S> а интенсивность парообразования — для пучков
из труб с меньшим значением S. Взаимное влияние обоих
этих факторов определяет примерно одинаковые аср
для обоих пучков (№ 1 и 2).
Вес и габаритные размеры испарителей снижаются
при использовании труб пучка № 2.
Для расчета кожухотрубных оребренных испарителей
при кипении чистых фреонов можно рекомендовать
формулы A—3).
Теплообмен при кипении маслофреоновой смеси
менее интенсивен, чем чистых фреонов. Для
расчета аср.см рекомендуется формула D).
42
ЛИТЕРАТУРА
1. М у е г s I. E., К a t z D. L. "Refrigerating Engineering".
1952, Vol. 60, No. 1.
2. Gorenflo D. "Chem.-Ingr.-Techn.", 1968, Bd. 40,
Nr. 15.
3. Schroth H. H. "Luft-und Kaltetechnik', 1968, Bd. 4,
Nr. 5.
4. Д ю н д и н В. А. Исследование теплообмена при
кипении фреона-12 на гладкой и ребристых трубах.
«Холодильная техника», 1969, №11.
5. Поволоцкая Н. М. Исследование коэффициентов
теплоотдачи при кипении фреона-22 на одиночной
трубке и пучке горизонтальных труб.
«Холодильная техника», 1968, № 7.
Изменение состава липидов
зеркального карпа при длительном хранении
в замороженном состоянии
АМАН МОХАМЕД ЭЛЬ БАСТАВИЗИ, проф. Г. А.
СМИРНОВА
Московский институт народного хозяйства
им. Г. В. Плеханова
(Из диссертационной работы Аман Мохамед Эль
Баставизи)
664.951.037.5
При хранении рыбы в замороженном состоянии
изменяются ее консистенция и качество. Особенно
сильным изменениям подвержены липиды, что
способствует углублению денатурационных превращений
белкового компонента.
Цель данной работы — выяснение влияния
длительного хранения зеркального карпа в замороженном
состоянии на фракционный состав простых и сложных
липидов.
Опыты проводили с зеркальным карпом (средняя
масса 0,3—0,7 кг). Партию рыбы одного улова C0 кг)
делили на три равные части. Одну часть заморозили,
заложили в холодильную камеру при —15° С и хранили
в течение 270 суток, вторую часть охладили и хранили
при 0—4° С в течение 5—7 суток, третью часть (живую
рыбу) использовали для контрольных испытаний.
Методика подготовки образцов, экстрагирования
липидов и их отмывания, а также разделения нейтральных
липидов в тонком слое силикагеля описана в работе [1].
Разделение полярных липидов (фосфолипидов)
проводили на силикагеле Н (ФРГ) в системе растворителей
хлороформ-метанол-вода D5:25:4 по объему). Пробы
липидов по 1—5 мг @,02—0,03 мл раствора) для
качественных и по 15—20 мг @,1—0,2 мл раствора
хлороформа) для количественных определений наносили
микропипеткой в виде полосы на пластинки размером
13X18 см.
Уже через 45 суток хранения мороженого карпа
при —15° С содержание моно- и триглицеридов
снизилось, а свободных жирных кислот и диглицеридов —
повысилось (табл. 1). Кроме того, увеличилось
.количество фосфатидов, стеринов и углеводородов.
Это обусловлено двумя процессами [1]: посмертными
изменениями активности ферментных систем, в
частности гидролитических (липазы и фосфолипазы), что
отмечали при хранении рыбы в замороженном виде
и другие авторы [2—5], и частичной денатурацией бел-
6. Поволоцкая Н. М. О кипении фреонов на пучках
труб. «Холодильная техника», 1969, № 10.
7. Вельский В. К. Исследование теплообмена при
кипении фреона-12 на пучке трубок и одиночных очех-
ленных трубках. «Холодильная техника», 1970, № 2.
8. Куприянова А. В. Теплоотдача при кипении
аммиака на горизонтальных трубах. «Холодильная
техника», 1970, № 11.
9. Данилова Г. Н., Дюн дин В. А.,
Куприянова А. В., М а л ю г и н Г. И. Экспериментальное
исследование теплообмена при кипении фреона-12 на
оребренных трубах. Труды научной конференции.
Сб. докладов холодильной секции и секции
тепломассообмена. Л., ЛТИХП, 1970.
ково-липидных комплексов, происходящей при хранении
мороженой рыбы, в результате чего освобождаются
фосфолипиды и холестерин [6, 7].
По мере удлинения сроков хранения мороженого
карпа при —15° С содержание фосфолипидов
уменьшалось. Это, видимо, обусловлено усилением
гидролитических процессов благодаря активации фермента
фосфолипазы [8].
Наблюдаемая направленность процессов и
соотношение фракций свободных жирных кислот, триглицеридов
и фосфолипидов оставались теми же в течение девяти
месяцев, т. е. до конца периода хранения (см. табл. 1).
При этом содержание свободных жирных кислот
повысилось почти в 12 раз по сравнению с живой рыбой,
а триглицеридов и фосфолипидов снизилось почти
в 2 раза.
Тонкослойная хроматография позволила выявить
несколько видов фосфолипидов, содержащихся в мышцах
зеркального карпа (см. рисунок). Отдельные фракции
фосфолипидов были обнаружены с помощью цветных
реакций на их функциональные группы [9—12].
Цветные реакции на фосфолипиды не являются
строго специфичными, поэтому для получения точной
идентификации фракций необходимо применять
свидетели. Был использован лецитин, выделенный из
фосфолипидов сои. Перед нанесением на пластинки его
очищали с помощью препаративной тонкослойной
хроматографии.
Поскольку авторы не располагали полным набором
индивидуальных соединений, для сравнения
использовали липиды с известным фракционным составом, в
частности, липиды печени крыс [11—13].
Основываясь на данных, полученных с помощью
цветных реакций, и результатах сравнения с фосфоли-
пидами печени крыс, фосфолипидный состав мышц
карпа можно идентифицировать следующим образом: на
фронте — нейтральные липиды, фракция 1 — гликоли-
пиды, 2 — плазмологены и кардиолипины, 3 — фосфа-
тидные кислоты и глицерофосфатиды, 4 — фосфатидил-
этаноламин, 5 — фосфатидилинозитол, 6 — фосфатидил-
холин, 7 — сфингомиэлин, 8 — лизофосфатидилхолин,
9 — фосфатидилсерин.
Длительное хранение мороженого карпа при —15° С
сильно влияет на количественное соотношение фракций
фосфолипидов по сравнению с живой рыбой (табл. 2),
хотя качественный состав этих соединений при таких
условиях не изменяется (см. рисунок).
Как показано в табл. 2, основными компонентами,
входящими в состав фосфолипидов мышц карпа,
являются фосфатидилхолин и фосфатидилэтаноламин.
Остальные фракции фосфолипидов содержатся в
незначительных количествах. В мышцах живого карпа фосфатидил-
43
Таблица 1
Фракции
Всего. . .
Изменение количественного состава классов липидов мышц
зеркального карпа, % к общему содержанию липидов
живая
рыба
4,35
59,04
2,85
1 3,00
4,35
6,57
17,89
98,05
рыба, замороженная и хранившаяся при —15° С
в течение (сутки)
0
4,39
59,00
2,90
2,95
4,42
6,53
,17,81
98,00
45
5,80
44,90
12,01
6,00
5,90
5,10
19,00
98,71
90
6,00
31,00
21,00
6,95
6,40
6,00
20,90
98,25
135
5,90
30,00
26,01
9,05
6,00
6,00
16,00
98,96
180
6,05
30,00
30,00
9,00
6,10
5,90
11,90
98,95
225
6,00
28,00
33,00
10,50
6,50
5,90
9,00
98,90
270
6,50
26,00
35,00
11,90
6,70
6,01
7,16
99,27
2
3
4
5
6
7
Фракции
Таблица 2
Изменение количественного состава фосфолипидов мышц
зеркального карпа, % к общему содержанию липидов
живая
рыба
рыба, замороженная и хранившаяся при
в течение (сутки)
• 15°С
I
Гликолипиды
Плазмологены + кардиолипины
Фосфатидные кислоты + глицерофосфатиды . .
Фосфатидилэтаноламин
Фосфатидилинозитол
Фосфатидилхолин
Сфингомиэлин
Лизофосфатидилхолин
Фосфатидилсерин
Сумма
0,18
0,09
1,26
6,66
8,00
1,08
0,15
0,12
17,54
0,19
0,10
1,30
6,60
7,95
1,10
0,16
0,13
17,53
45
0,20
0,15
90
0,30
0,22
1,90
5,10
135
0,45
0,25
7,00
1,05
0,17
0,13
Следы
16,10
6,00
1,00
0,18
0,14
14,84
180
5,
1,
0,16
0,13
13,50
0,54
0,30
2,40
3,30
3,99
1,02
0,15
0,13
11,83
225
0,55
0,32
3,00
1,00
0,15
0,12
10,44
270
0,60
0,35
0,12
9,07
Хроматограмма фосфолипидов в
тонком слое силикагеля Н:
а — липиды печени крыс; б — липиды
мышц живого карпа; в — липиды
мышц охлажденного карпа E—7
суток при 0—4°С); г — липиды мышц
замороженного карпа (три месяца
при —15° С); 1 — гликолипиды; 2 —
плазмологены + кардиолипины; 3 —
фосфатидные
кислоты-{-глицерофосфатиды; 4 — фосфатидилэтаноламин;
5 — фосфатидилинозитол; 6 —
фосфатидилхолин; 7 — сфингомиелин; 8 —
лизофосфатидилхолин; 9 —
фосфатидилсерин (реактив для
обнаружения — 10%-ный раствор фосфорномо-
либденовой кислоты в этиловом
спирте).
44
холин составляет 45,6% от общего содержания
фосфолипидов, а фосфатидилэтаноламин — 35,3% (см. табл. 1).
Из табл. 2 видно, что через 45 суток хранения при
—15° С фракция фосфатидилхолина в мышцах
мороженого карпа гидролизовалась на 12% от первоначального,
а фракция фосфатидилэтаноламина—на 12,5%.
Содержание лизофосфатидилхолина, фосфатидных кислот, гли-
церофосфатидов, плазмологенов и кардиолипинов
несколько повысилось. Количество свободных жирных
кислот в мышцах мороженого карпа за 45 суток
хранения при —15° С (см. табл. 1) увеличилось более чем в
4 раза.
Связывая это с наблюдаемым значительным
понижением содержания фосфатидилхолина и
фосфатидилэтаноламина, можно утверждать, что к главным
предшественникам свободных жирных кислот относятся, в
частности, фосфатидилхолин и фосфатидилэтаноламин.
Видимо, это обусловлено действием ферментов группы
фосфолипаз, находящихся в активированном состоянии
в мышцах мороженой рыбы во время хранения. Фосфо-
липаза А (лецитиназа А), катализирующая отщепление
от молекулы лецитина и кефалина одного остатка
жирной кислоты с образованием лизолецитина или лизоке-
фалина, была обнаружена в мышцах рыбы [14, 15].
Это может объяснить, почему увеличилось содержание
лизофосфатидилхолина через 45 суток хранения
мороженого карпа (см. табл. 2).
Лизофосфатидилхолин — ядовитый компонент, но
накопления его в организме не происходит, так как на него
действует второй фермент — лецитиназа В,
катализирующий отщепление от него второго остатка жирной
кислоты, в результате чего образуется глицерилфосфорилхо-
лин или глицерилфосфорилэтаноламин, или глицерилфос-
форилсерин. В расщеплении фосфатидов участвует также
фермент фосфолипаза Д, под влиянием которой
отщепляются от молекулы фосфолипида азотистые основания
и образуются фосфатидные кислоты [4, 16]. Поэтому
содержание фракций глицерофосфатидов и фосфатидных
кислот в мышцах мороженого карпа повысилось через
45 суток хранения при — 15° С.
Увеличение количества так называемых гликолипидов
при хранении мороженого карпа в течение 45 суток при
—15°С (см. табл. 2) объясняется частичной
денатурацией белково-углеводно-липидных комплексов, в
результате которой гликолипиды (цереброзиды), ранее
связанные с белками, освобождаются и становятся более
доступными для извлечения [7]. Однако содержание
фракций фосфатидилсерина, сфингомиэлина, плазмологенов
(ацетальфосфатидов) и кардиолипинов за этот период
осталось неизменным.
Через три месяца хранения мороженого карпа при
—15° С количественное соотношение фосфолипидов еще
более изменилось (см. табл. 2). Заметно уменьшилось
количество фосфатидилхолина и фосфатидилэтаноламина,
повысилось содержание гликолипидов, плазмологенов,
кардиолипинов, фосфатидных кислот и
глицерофосфатидов. Однако содержание фракций сфингомиэлина и
фосфатидилсерина за этот период почти не изменилось.
Такая же тенденция в количественном изменении
фракций фосфолипидов была установлена и при
последующем хранении мороженого карпа при —15° С до
девяти месяцев (см. табл. 2).
Выводы
Наиболее лабильными классами липидов при
длительном хранении мороженого карпа при —15° С являются
триглицериды, фосфолипиды и свободные жирные
кислоты. Быстрее всего гидролизуются триглицериды и
интенсивно накапливаются свободные жирные кислоты за
первые три месяца хранения. В период хранения от трех
до шести месяцев происходит энергичный
гидролитический распад фосфолипидов, затем скорость гидролиза
сильно замедляется.
Использование метода тонкослойной хроматографии
на силикагеле Н позволило выявить девять фракций
фосфолипидов, среди которых преобладают наиболее
лабильные — фосфатидилхолин и фосфатидилэтаноламин.
ЛИТЕРАТУРА
1. Аман М. Э. Б., Смирнова Г. А. Влияние
различных способов хранения и тепловой обработки на ли-
пиды мышц зеркального карпа. «Вопросы питания»,
1970, № 1.
2. Bligh E. "J. Fich. Res. Board Canada", 1961, Vol. 18,
No. 1.
3. Jonas R., Tomlinson N. "J. Fich. Res. Board
Canada", 1962, Vol. 19, No 4.
4. Lovern J., 01 ley J. "J. Food Sci.", 1962, Vol. 27.
5. W о о d J., H a f f S. "J. Fich. Res. Board Canada", 1962,
Vol. 19, No. 1.
6. Davidkova E., Khan A. "J. Food Sci.". 1967,
Vol. 32.
7. Lovern J., 01 ley J. "J. Food Sci.", 1962, Vol. 27.
8. В о s u n d I., G a n г о t B. "J. Food Sci.", 1969, Vol. 34.
9. Ш та ль Э. (под ред.). Хроматография в тонких
слоях. Пер. с нем. М., «Мир», 1965.
Parker F., P e.t e r s о п N. "J. Lipid Res.",
Vol. 6.
S k i p s k i V., Peterson R., Barclay M.
chim. J.", 1964. Vol. 90.
Skip ski V., S m ol о we A., S u 11 i v a n R. "Bio-
chim. et biophys. acta", 1965, Vol. 106.
13. Skip ski V., Peterson R., Barclay M,
pid Res.", 1963, Vol. 4, No. 2.
H.Cohen H., Hamosh M., A t i a R., S h a p i г о
"J. Food Sci.", 1967, Vol. 32.
15. Wood J. "J. Fich. Res. Board Canada", 1969. Vol.
No. 5.
16. Фепдман Д. Л. Биохимия. М., изд. «Высшая шко
л а», 1966.
10.
11
12.
1965,
"Bio-
"J. Li-
В.
16,
>ЛЛЛЛЛЛЛЛ/ y\/\/\/\/>y\/VV\/\A/\/\/\/4/N/\/\/\/V4/\/4/\/4/N/\/N/>^^
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Журнал «Холодильная техника» распространяется только по подписке!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал с первого
номера 1971 г., могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на
любой срок в пределах календарного года.
C^v\/\/v/>/\/\/4 4/\/\/\/\/v/vv\/\/\/\/\/\/\/\/\/\/\/\/\/\/>/\/^
45
ОБМЕН ОПЫТОМ
Механизация грузовых операций с мороженым мясом
На холодильнике во Владимире широко
механизированы грузовые операции с мясом.
Для разных видов мяса здесь используют
различные приспособления: для говядины в
полутушах— кондукторы, трехштыревые захваты
и ремни, для баранины — штыревые
контейнеры.
При механизированной выгрузке баранины
из вагонов с укладкой в штабель требуются
12 контейнеров (при работе на одну точку
выгрузки), четыре электропогрузчика типа 4004,
4004А, ЭП-103, два грузчика (один в вагоне,
второй — в камере хранения), четыре водителя.
Контейнеры загружает один грузчик и два
водителя электропогрузчиков поочередно. На
площадке весов для предупреждения развала
уложенной на контейнер баранины
предусмотрена наклонная подставка (разность уровней
верхней и нижней кромок 150—200 мм).
Электропогрузчики 4004 или ЭП-103 с
низким подъемом, без сталкивателей. В лифт,
рассчитанный на 4 г груза, загружают четыре
контейнера. Вес мяса в контейнере 450—500 кгс.
При штабелировании баранины применяют
электропогрузчики 4004А или ЭП-103 с
высоким подъемом, со сталкивателями (один
электропогрузчик может быть без сталкивателя).
Вначале штабелируют первый ряд, затем
второй, третий и т. д. Верхние ряды штабеля
(в одну — две туши) укладывают вручную.
Рис. 1. Схема механизации грузовых работ с
мороженой бараниной:
1 — штыревой контейнер НП-24А; 2 —
перекидной мостик; 3 — электропогрузчик; 4 —
подставка на весы; 5 — весы; 6 — лифт.
621.86:637.5:621.565
Грузовые операции с мороженой бараниной
могут выполняться таким же способом в
секциях и поездах с машинным охлаждением.
Время погрузки мяса в вагон или выгрузки из
вагона 2,5—3 ч.
Схема механизации грузовых работ с
мороженой бараниной показана на рис. 1.
На рис. 2 представлен эскиз штыревого
контейнера НП-24А для баранины. Такие
контейнеры выпускает Хомяковский механический
завод (Тульская область).
При механизированной выгрузке говядины
в полутушах из вагонов с укладкой в штабель
требуются два кондуктора ППГ-5 для
формирования пакетов мяса, промежуточный
кондуктор ПК-1 на площадку весов, два
промежуточных кондуктора ПК-2 для лифтов, два
промежуточных кондуктора ПК-1 в вестибюле
камер, три—четыре трехштыревых захвата
ППГ-2, 15—20 капроновых ремней длиной 4—
4,5 м.
Модель электропогрузчика и вес грузового
пакета должны выбираться такими, чтобы
давление, передаваемое на пол вагона
передним колесом груженого электропогрузчика, не
превышало 1200 кгс 1м2. Грузоподъемность
электропогрузчика должна быть достаточной
для подъема пакета заданного веса при
положении центра тяжести груза 1200—1250 мм от
стенки вилок. Так, при использовании электро-
46
Рис. 2. Эскиз штыревого контейнера НП-24А для
баранины:
1—дюралюминиевый лист F = 2 мм); 2 —
крепление-навес на электропогрузчик.
погрузчика ЭП-103 могут перегружаться
пакеты говядины весом не более 500—550 кгс. При
этом нагрузка на пол вагона окажется
предельно допустимой, а грузоподъемность
погрузчика будет полностью использована.
Приспособление для комплексной
механизации погрузки и разгрузки мяса представлено
на рис. 3.
При выгрузке из вагонов полутуши
говядины укладывают на кондуктор ППГ-5. Пакеты
связывают двумя капроновыми лентами
(петлей), после чего поднимают трехштыревым
захватом ППГ-2, перевозят на весы, взвешивают
и подают к лифту. При укладке мяса в камере
один грузчик развязывает пакеты и поправляет
штабель, а два других комплектуют пакеты в
вагоне.
При погрузке мяса в вагон в камере
работают два грузчика и используются один-два
электропогрузчика, а в вагоне — один грузчик
(развязывает пакеты).
Схема механизации грузовых работ с
мороженой говядиной в полутушах представлена
на рис. 4.
В пятивагонных секциях Брянского
машиностроительного завода можно почти полностью
механизировать грузовые процессы, а в 12-ва-
гонных секциях производства ГДР — около
60%, поскольку груженый электропогрузчик со
штыревым захватом в вагон не заходит. В этом
случае в вагон въезжает порожний погрузчик
с захватом и выполняет грузовые операции
к
J У|
1500
600
1
1
1060
1500
~Ш
НЕ
то
& V^t^
009
i1
In 1
rfl
nl
Uu Р UU
1060
1 PC
T Ч Г*'
hxrjfl—
, , Ц
1—iA
900 . 1
Рис. З. Приспособление для комплексной механизации погрузки и разгрузки мяса:
а _ промежуточный кондуктор ПК-1 грузоподъемностью 800 кгс (длина 1500,
ширина 1060, высота 600 мм/вес 136 кгс); б —кондуктор ППГ-5 для пакетирования мяса
грузоподъемностью 800 кгс (длина 1500, ширина 1060, высота 788 мм, вес 246 кгс);
6 _ промежуточный кондуктор на колесах ПК-2 грузоподъемностью 800 кгс
(длина 1500, ширина 1060, высота 756 мм, вес 205 кгс); г — трехштыревой захват ППГ-2
грузоподъемностью 400 кгс (длина 2230, ширина 900, высота 800 мм, вес 163 кгс).
47
Рис. 4. Схема механизации грузовых работ с
мороженой говядиной в полутушах:
/—кондуктор ППГ-5; 2 — перекидной мостик; 3—
электропогрузчик; 4 — трехштыревой захват ППТ-2;
5 —ремни; 6 — весы; 7 — промежуточный
кондуктор ПК-1; 8 — лифт; 9 — промежуточный
кондуктор ПК-2.
только внутри вагона. Мясо при этом подается
на специальной тележке. Капроновая лента,
используемая для увязки грузовых пакетов,
имеет на одном конце постоянную петлю.
Пакет с мясом завязывают одним узлом.
При выгрузке мяса из вагонов на первый
этаж пакеты или совсем не завязывают или
завязывают только одним ремнем, что
сокращает время выгрузки.
Механизированная выгрузка говядины в
четвертинах из вагона и укладка в штабель
осуществляются по той же схеме, что и в
полутушах, однако увязка пакета из четвертин
является более трудоемким процессом.
Механизированная погрузка баранины и
говядины в вагоны и выгрузка из них позволила
облегчить труд грузчиков, а при работе
квалифицированных водителей
электропогрузчиков — значительно повысить
производительность труда.
М. Ф. МИХАЙЛОВ — Владимирский холодильник
Универсальная схема сигнализации холодильной установки
При проектировании автоматизации
холодильных установок Витебского, Гродненского
и Слуцкого мясокомбинатов автором
разработана универсальная схема сигнализации.
Схема (см. рисунок) удовлетворяет
нескольким условиям. Она проста и экономична;
информирует о работе оборудования
(производственная сигнализация) и уровнях аммиака в
сосудах и аппаратах (технологическая
сигнализация). Сигнализация делится на рабочую,
предупредительную и аварийную;
обеспечивает повторность действия звукового сигнала;
предусматривает сигналы с миганием, что дает
наглядную информацию на мнемонической
схеме, при этом снятие звукового сигнала
сопровождается гашением мигающих сигналов
производственной сигнализации (аварийное
отключение компрессоров, насосов) и переводом
на ровное горение мигающих технологических
сигналов (аварийные уровни аммиака в
сосудах).
621.565-52
В схеме использовано реле импульсной
сигнализации РИС-ЭЗМ. Это оправдано наличием
схемы аварийной защиты холодильного
оборудования и возможностью регулярной проверки
сигнальных ламп.
В качестве источника мигающего света
использован прибор ИМС-5.
Рассмотрим действие схемы сигнализации
агрегата двухступенчатого сжатия. При
включении агрегата в работу замыкаются контакты
1Ка-МП и 1Кб-МП, сигнальные лампы ЛС
компрессоров ступеней н. д. и в. д. загораются
ровным светом. В случае аварийной остановки
агрегата замыкается контакт аварийного реле
IK-РА и через сопротивление R подается
сигнал на включение реле РИС, которое в свою
очередь включает через промежуточное реле
PC звуковой сигнал Зв и источник мигающего
света ИМС, при этом сигнальные лампы ЛС
компрессоров ступеней н. д. и в. д. получают
питание от шины мигающего света б, через
контакты переключателя IK-KP и реле IK-PA
(контакты IK^'MIJ и 1Кб-МП при остановке
агрегата размыкаются).
Нажатием кнопки КСС снимается звуковой
сигнал Зв и отключается источник мигающего
света ИМС, при этом сигнальные лампы
компрессоров ступеней н. д. и в. д. гаснут.
В случае возникновения аварийного уровня
аммиака в промежуточном сосуде замыкается
один из контактов сигнализаторов уровня 1СУ
или 2СУ и через сигнальную лампу ЛС
подается сигнал на вход реле РИС, сигнальная
лампа получает питание от шины мигающего
света в. После снятия звукового сигнала (как
было описано выше) лампа ЛС продолжает
гореть ровным светом до тех пор, пока не
разомкнётся контакт сигнализатора уровня, т. е.
пока не будет устранена причина аварийного
состояния.
Схемы сигнализации одноступенчатого
компрессора и уровней аммиака в циркуляционном
ресивере аналогичны описанной.
Элементная электрическая схема
сигнализации:
/ — компрессор ступени н. д.; 2 —
компрессор ступени в. д.; 3 — команда на
включение РИС; 4—аварийный
уровень; 5 — нормальный уровень; 6 —
промежуточный сосуд: 7 — компрессор
одноступенчатого сжатия; 8 —
аммиачный насос № 1; 9—аммиачный
насос № 2; 10— рассольный насос №1:
11 — рассольный насос № 2; 12, 13 —
насосы № 1 и № 2 оборотной воды;
14 — насос № 3 оборотной воды
(резервный); 15 — верхний уровень; 16 —
нижний уровень; 17 — снятие сигнала;
18 — реле импульсной сигнализации;
19 — источник мигающего света; 20 —
звуковая сигнализация; / — агрегат
двухступенчатого сжатия; II —
циркуляционный ресивер № 1; III —
отделитель жидкости; IV — дренажный
ресивер; V — линейный ресивер; РДА,
РДР, РДВ — реле давления; КВР —
переключатель управления; К-КР —
переключатель пакетный (находится
на пульте управления компрессором
типа ПУМ); КПС, КСС — кнопки
сигнальные; РИС — реле импульсной
сигнализации; ИМС — источник
мигающего света; PMC, PC — реле
промежуточные; К-РА — реле
промежуточные (находятся в пульте управления
компрессором типа ПУМ);
ЛС—-лампа коммутаторная КМ-60, 60 в; R —
резистор проволочный; Д — диод
плоскостный германиевый; СУ — реле
уровня полупроводниковое ПРУ-5;
МП — магнитный пускатель; Зв —
звуковой сигнал.
Рассмотрим схему сигнализации аммиачных
насосов, один из которых рабочий, а второй —
резервный. При нормальной работе насоса
№ 1 горит ровным светом его сигнальная
лампа ЛС (контакт НА-1МП замкнут). В случае
отказа в работе насоса разность давлений
аммиака до и после насоса уменьшается,
замыкаются контакты реле РДА и через
сопротивление R подается сигнал на включение реле
РИС.
Схемой управления насосами
предусмотрено одновременно аварийное отключение
работающего насоса № 1, вследствие чего контакты
НА-1МП размыкаются и включается в работу
резервный насос № 2, контакты НА-2МП
которого замыкаются.
Сигнальная лампа ЛС насоса № 2
загорается ровным светом, а лампа насоса № 1
переводится на мигание, получая от шины б питание
через контакты переключателя НА-КВР и
развязывающий диод Д. После снятия сигнала
лампа насоса № 1 гаснет.
Схемы сигнализации уровней в отделителе
жидкости и работы рассольных насосов
действуют аналогично приведенным.
49
Схемой сигнализации насосов оборотной
воды обеспечивается ровное горение
сигнальных ламп рабочих насосов № 1 и 2 и мигание
сигнальной лампы, получающей питание от
шины в, резервного насоса при его
аварийном включении; после снятия сигнала лампа
горит ровным светом.
В схеме сигнализации дренажного ресивера
предусмотрено ровное горение лампы нижнего
уровня аммиака в сосуде и мигание
сигнальной лампы при повышении уровня аммиака до
верхнего значения. Для линейного ресивера
сигнальные лампы действуют в обратном
порядке.
Контакты реле РМС, блокирующие
контакты реле PC в цепи катушки электродвигателя
источника мигающего света ИМС, служат
для приведения схемы в исходное состояние
При попадании жидкого аммиака во
всасывающую линию прямоточного аммиачного
компрессора всасывающий клапан пропускает в
цилиндр лишь незначительное количество (по
объему) жидкого аммиака. Такое небольшое
количество жидкости не может вывести из
строя компрессор при нормальной работе его
ложной крышки. Поступивший в цилиндр
жидкий аммиак не успевает пройти через
нагнетательный клапан, но в этом случае должна
подняться ложная крышка и пропустить его в
нагнетательную полость, при этом нередко
слышится характерный стук.
25 апреля 1971 г. исполнилось 60 лет крупному
специалисту в области холодильного машиностроения,
кандидату технических наук Евгению Семеновичу Гуревичу.
Е. С. Гуревич окончил МВТУ им. Баумана в 1935 г. и
в течение нескольких лет работал на Калужском
машиностроительном заводе.
В 1939 г. он переходит на московский завод
«Компрессор», а в 1944 г.— в ВПМК (ныне ВНИИхолодмаш)
в качестве старшего инженера, где затем работает
начальником отдела компрессионных машин и
холодильных аппаратов и главным конструктором.
При активном участии Е. С. Гуревича были
разработаны и внедрены в производство новые конструкции
аммиачных и фреоновых холодильных машин и аппаратов
на отечественных заводах холодильного
машиностроения.
С 1963 по 1970 г. Евгений Семенович работал
главным конструктором Главкомпрессормаша Министерства
химического и нефтяного машиностроения. В настоящее
время он является заместителем начальника СКВ
воздушных и газовых турбохолодильных машин.
после снятия сигнала, так как остановка
электродвигателя ИМС может произойти при
замкнутом его контакте в цепи реле РМС, и
последнее останется включенным.
Исправность ламп проверяют нажатием
кнопки КПС.
Использование в схеме малогабаритной
сигнальной арматуры облегчает разработку
мнемонических схем.
Проверка работы схемы в лабораторных
условиях показала ее надежность. Простота и
экономичность схемы, удовлетворение всем
предъявляемым требованиям позволяют
рекомендовать ее для применения в проектах
автоматизации холодильных установок.
И. Е. ДВОСКИН — Минский проектный отдел Ленгипро-
мясомолпрома
621.57.041
Однако часто при плохом качестве пружин
ложной крышки под ними ставят прокладки,
поэтому ход крышки значительно
уменьшается, и гидравлический удар приводит к
разрушению компрессора.
Для предотвращения подобных аварий
необходимо улучшить качество пружин, а в
паспорте компрессоров и в Правилах техники
безопасности на аммиачных холодильных
установках указать безопасный размер хода
ложной крышки и запретить установку
прокладок под пружинами.
Н. А. ЕЛУФИМОВ
Е. С. Гуревич отдал много сил и энергии развитию
холодильного машиностроения и прежде всего в области
исследования, создания и совершенствования поршневых
холодильных компрессоров средней и крупной
производительности, в том числе высокооборотных блок-кар-
терных и бессальниковых. Он много сделал для
успешного проведения унификации поршневых компрессоров
и специализации отечественных заводов холодильного
маш иностроен и я.
Е. С. Гуревич является соавтором широко известных
коллективных трудов: учебного пособия «Примеры и
расчеты холодильных машин и аппаратов» и первой книги
энциклопедического справочника «Холодильная
техника». Им написано много статей по вопросам
холодильного компрессоростроения для журнала «Холодильная
техника».
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют Евгения Семеновича
Гуревича со славным юбилеем, желают ему здоровья и
многих лет плодотворной деятельности, направленной на
развитие отечественного холодильного машиностроения.
Одна из причин аварий прямоточных аммиачных компрессоров
l/VN/VN/V/VN/VN/N/VN/V/N/VN/N/VNA/N/N/N/VVNA/N/N^
К 60-летию Евгения Семеновича Гуревича
КОНСУЛЬТАЦИЯ
Техническое освидетельствование аппаратов
(сосудов) аммиачных холодильных установок
Как известно, «Правила устройства и
безопасной эксплуатации сосудов, работающих под
давлением» (утверждены Госгортехнадзором
СССР 19 мая 1970 г.), обязательные для
предприятий всех отраслей промышленности,
определяют требования к конструкции,
изготовлению, монтажу, ремонту и эксплуатации
аппаратов (сосудов) аммиачных холодильных
установок. Однако эти сосуды в соответствии с
§ 6-2-2 Правил не подлежат регистрации в
органах Госгортехнадзора СССР. В связи с этим
их техническое освидетельствование должно
производиться предприятием — владельцем
сосудов (§6-3-12).
Администрация предприятия должна
назначить приказом лиц, ответственных за
технический надзор за сосудами, их исправное
состояние и безопасное действие.
Техническое освидетельствование сосудов
должно проводиться до пуска в работу,
периодически в процессе эксплуатации (§ 6-3-1) и
досрочно (после ремонта и пр. — § 6-3-10).
. Техническое освидетельствование сосудов
состоит из внутреннего осмотра и испытания
давлением. Ввиду трудности удаления воды
из сосудов аммиачных холодильных установок
гидравлическое испытание разрешено заменять
пневматическим на пробное давление с
принятием мер предосторожности (§ 6-3-5 и 6-3-6).
Предприятия должны производить
внутренний осмотр сосудов аммиачных холодильных
установок не реже чем через каждые 2 года и
пневматическое испытание их — не реже
одного раза в 8 лет (§ 6-3-12).
При невозможности (по конструктивным
особенностям сосудов) проведения
внутреннего осмотра последний заменяют
пневматическим испытанием пробным давлением на
прочность (в течение 5 мин) и осмотром в
доступных местах (§ 6-3-2).
Аммиачные сосуды должны подвергаться
также пневматическому испытанию рабочим
давлением на герметичность (плотность)
согласно § 6-3-13. Это испытание проводится
после испытания на прочность и постепенного
понижения пробного давления до рабочего.
Таким образом, недоступные для
внутреннего осмотра аммиачные аппарата и сосуды (ко-
жухотрубные испарители и конденсаторы, не
имеющие люков ресиверы, промежуточные
сосуды, отделители жидкости,
маслоотделители и др.) должны подвергаться
пневматическому испытанию на прочность и плотность не
реже одного раза в 2 года. Так как при этом
необходим наружный осмотр сосуда с
проверкой плотности его швов и разъемных
соединений (§ 6-3-6), то перед проведением
пневматического испытания сосудов следует удалять
с них тепловую изоляцию.
Аммиачные аппараты и сосуды, имеющие
люки, должны подвергаться внутреннему
осмотру не реже одного раза в 2 года и
пневматическому испытанию не реже одного раза
в 8 лет.
Приведенные положения Правил
Госгортехнадзора СССР 1970 г. повторяют в части
технического освидетельствования сосудов
положения Правил Госгортехнадзора СССР 1956 г.,
положенных в основу «Правил техники
безопасности на аммиачных холодильных
установках A967 г., изд. 5-е).
В соответствии с § 75 Правил техники
безопасности величины пробного и рабочего
давления при испытании на прочность и плотность
принимаются соответственно равными: для
аппаратов (сосудов) на стороне нагнетания 18 и
15 кгс/см2, для аппаратов (сосудов) на стороне
всасывания 12 и 10 кгс/см2.
Сосуд признается выдержавшим испытание,
если в нем не замечается остаточных
деформаций, признаков разрыва и не будет пропусков
воздуха.
Пневматическое испытание сосудов следует
выполнять в соответствии с «Инструкцией по
проведению пневматического испытания
аппаратов (сосудов) аммиачных холодильных
установок» (приложение 8 «Правил техники
безопасности на аммиачных холодильных
установках»).
Результаты технического
освидетельствования и следующий его срок должны
записываться как в паспорт сосуда, так и в книгу
учета и освидетельствования сосудов,
хранящуюся у лица, ответственного за надзор за
ними.
Нарушение сроков проведения
пневматического испытания недопустимо. В соответствии
с § 6-3-17 Правил Госгортехнадзора СССР
A970 г.) срок технического
освидетельствования сосудов может быть продлен главным
инженером предприятия не более чем на три
месяца.
И. М. ГИНДЛИН, Ю. К. СОЛОМАХА — ВНИХИ
51
письмо
I В РЕДАКЦИЮ
О материальном стимулировании выполнения
плана приведенного грузооборота
Обобщенным показателем для оценки
хозяйственной деятельности технологических цехов
распределительных холодильников является
себестоимость приведенного грузооборота.
Себестоимость одной тонны приведенного
грузооборота определяется на основе всего
объема приведенного грузооборота и общей
суммы затрат технологического цеха.
За последние годы себестоимость
приведенного грузооборота на многих холодильных
предприятиях Росмясорыбторга, по данным
ВНИХИ и холодильников, в частности
ленинградских, имеет тенденцию к росту.
Одной из причин повышения себестоимости
и невыполнения планового задания по ее
снижению является отсутствие материального
стимулирования работников технологических
цехов по этому показателю.
Действующими положениями о
премировании предусмотрено материальное поощрение
работников технологических цехов
холодильников за выполнение и перевыполнение плана
оптового товарооборота при условии
выполнения плана прибыли в целом по предприятию.
Холодильники затраты по приведенному гру-
К 60-летию Николая Николаевича Кошкина
23 мая 1971 г. исполнилось 60 лет со дня рождения
и 35 лет научно-педагогической и общественной
деятельности заведующего кафедрой холодильных машин
Ленинградского технологического института холодильной
промышленности доктора технических наук, профессора
Николая Николаевича Кошкина.
По окончании в 1936 г. Ленинградского
технологического института холодильной промышленности
Н. Н. Кошкин поступил в 1937 г. в аспирантуру, которую
закончил в 1941 г. и предъявил к защите диссертацию на
соискание ученой степени кандидата технических наук.
Однако защитить ее помешала Великая Отечественная
война. Во время войны Николай Николаевич работал в
специальной лаборатории, а после эвакуации — главным
механиком, главным энергетиком и главным инженером
Уральского мясокомбината. В 1946 г. он вернулся в
ЛТИХП, защитил кандидатскую диссертацию и был
утвержден в звании доцента. С 1960 по 1965 г. Н. Н.
Кошкин был заместителем директора по научной работе
ЛенНИИхиммаша, а в 1965 г. перешел в ЛТИХП на
должность заведующего кафедрой холодильных машин.
В 1967 г. ему присуждена ученая степень доктора
технических наук и ученое звание профессора.
За время работы Н. Н. Кошкина на кафедре холо-
зообороту относят на статьи издержек
обращения оптовой торговли: «Заработная плата» и
«Расходы по хранению, подработке,
подсортировке и упаковке товаров и по содержанию
холодильных установок». Увеличение затрат
по этим статьям издержек отрицательно влияет
на общую сумму прибыли по торговле. Однако
наблюдаются случаи, когда на некоторых
холодильниках план по прибыли выполняется
даже при невыполнении плана
технологическим цехом по себестоимости единицы
приведенного грузооборота, так как затраты этого
цеха в общей сумме издержек обращения по
торговле занимают всего лишь 35—40%. В
связи с этим целесообразно внести коррективы в
действующее положение о материальном
стимулировании работников технологических
цехов холодильников за снижение
себестоимости.
Для каждого цеха следует установить круг
конкретных показателей, которые будут
характеризовать усилия коллектива этого цеха в
выполнении основных показателей хозяйственной
деятельности предприятия в целом.
Показатели эти должны быть конкретными и
характеризовать непосредственно работу данного
цеха. При невыполнении их коллектив цеха
лишается премиальной доплаты по общим
показателям премирования. Так, для работников
технологических цехов холодильников и
хладокомбинатов выполнение плана по объему
приведенного грузооборота и себестоимости его
единицы должно стать обязательным
условием, дающим право на премиальное
вознаграждение.
Н. Н. КОЛЬЦОВ — ЛТИХП
дильных машин в качестве заведующего состав
кафедры значительно вырос. В настоящее время большинство
преподавателей имеет ученые степени кандидатов и
докторов наук. На кафедре разрабатываются
комплексные научно-исследовательские темы, связанные с
холодильным машиностроением и теплохладоэнергетикой.
Совместно с кафедрой холодильных установок
организована отраслевая лаборатория новых холодильных
систем в мясной промышленности.
Николай Николаевич успешно совмещает научную,
педагогическую и общественную деятельность. Он
читает основной курс холодильных машин, ведет большую
учебно-методическую работу, много делает для
внедрения разработанной им новой прогрессивной системы
охлаждения с применением динамической изоляции, по
исследованию и использованию в холодильной технике
винтовых и центробежных холодильных компрессоров.
В течение ряда лет он активно участвует в работе
научно-технического совета Министерства химического
и нефтяного машиностроения, секции теплоэнергетики
научно-технического совета MB и ССО СССР,
экспертной комиссии ВАК, является членом 3-й комиссии
Международного института холода.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют Николая Николаевича со
знаменательной датой, желают ему доброго здоровья
и новых успехов в творческой деятельности.
52
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ |
Научные исследования в области холодильной техники и технологии
Ниже приводятся научные работы Одесского
технологического института холодильной промышленности,
опубликованные в сборниках «Холодильная техника и
технология» № 9 и 10 за 1970 г. (Издательство
«Техника», Киев).
СБОРНИК № 9
Выбор минимальной высоты термоэлементов в
охлаждающих батареях с учетом потерь полупроводниковых
материалов при механической обработке. Семе-
нюк В. С, Томашевич М. Н. с. 24—26. Библиогр.:
3 назв.
Плотность жидких криптона и ксенона на линии
насыщения. Богданов В. М., Еременко Д. Н., Лось
В. И. с. 27—28. Библиогр.: 6 назв.
Тепловые диаграммы бинарных систем нормальных
углеводородов. Минкус Б. А., Белоусов В. П.,
Гальперина Р. Г., Дьяченко Ю. И. с. 28—32.
Библиогр.: 9 назв.
Термодинамические свойства смеси фреонов-12 и 143.
Чайковский В. Ф., Майсоценко В. С. с. 39—42.
Библиогр.: 6 назв.
Характеристика электродинамических и
электромагнитных компрессоров при переменных рабочих условиях.
Шнайд И. М., Гликсон А. Л. с. 63—65. Библиогр.:
5 назв.
Исследование ротационного герметичного
компрессора ФГр-035 (~1). Совместно с Рижским заводом
«Компрессор». Водяницкая Н. И., Мельников В. Д.,
Я дин Э. В., Крылов В. С, Тарасов Г. П., Кри-
т и н ь ш А. П. с. 66—68. Библиогр.: 2 назв.
Построение характеристик центробежных
компрессоров на основе обобщенных зависимостей. Барен-
.6 о й м А. Б., Тернер Г. А. с. 68—73. Библиогр.:
11 назв.
Испытания высокооборотного торцового уплотнения с
различными материалами пары трения. Дорохин В. П.
-с. 83—87. Библиогр.: 2 назв.
К выбору способа предварительного охлаждения
воздуха на воздухоразделительных установках.
Алексеев В. П., Браун В. М. с. 87—90. Библиогр.: 5 назв.
Автоматизированный гидростатический привод для
плавного регулирования производительности
компрессора. "К о х а н с к и й А. И. с. 100—102. Библиогр.: 5 назв.
Расчет равновесной температуры камеры охлаждения
продуктов. Чумак И. Г., Зубатый А. Л. с. 102—105.
Библиогр.: 2 назв.
Расчет безопасных режимов охлаждения плодов и
овощей воздухом низкой отрицательной температуры.
Жадан В. 3. с. 105—109. Библиогр.: 8 назв.
Равновесная температура плодов и овощей. М а р -
т ы н о в а Л. В., Ж а д а н В. 3. с. 109—112.
Определение параметров воздуха при хранении
фруктов. Мурашов В. С, Раскина Н. А. с. 113—114.
О методе разделения общего коэффициента массо-
передачи на частные коэффициенты массоотдачи.
Алексеев В. П., Поберезкин А. Э., Герасимов П. В.
с. 117—119.
СБОРНИК № 10
Энергетическая эффективность регенеративных
воздушных машин, работающих по разомкнутой схеме.
Мартыновский В. С, Шнайд И. М.,
Бондаре н к о Л. Ф., С е м е н ю к Е. В., Мытиль А. К.,
Д у д к о Э. А. с. 3—8. Библиогр.: 5 назв.
Теплофизические свойства фреонов. Второй вириаль-
ный коэффициент и точка Бойля дифтордихлорметана
(фреон-12). Чайковский В. Ф., Лось В. И., Лав-
ренченко Г. К., Лось Л. В. с. 8—12. Библиогр.:
16 назв.
Теплофизические свойства фреонов. Второй вириаль-
ный коэффициент и точка Бойля октафторциклобутана
(фреон-318). Чайковский В. Ф., Л о с ь Л. В., Л а в -
ренченко Г. К., Лось В. И. с. 12—15. Библиогр.:
8 назв.
О законе соответственных состояний с учетом
многочастичных взаимодействий. Цыкало А. Л.,
Геллер 3. И., Шамелашвили И. М .с. 15—21.
Библиогр.: 7 назв.
Вязкость жидких фреонов на линии насыщения.
Геллер 3. И., Никульшин Р. К., Пятницкая Н. И.
с. 22—29. Библиогр.: 11 назв.
Исследование неазеотропной смеси фреона-12 и
фреона-143 в компрессорных холодильных машинах.
Майсоценко В. С. с. 29—33. Библиогр.: 3 назв.
Экспериментальные исследования теплообмена при
конденсации фреона-13 на горизонтальной трубе. 3 а й -
н у л и н а Н. С. с. 36—43. Библиогр.: 1 назв.
Установка для получения пленок термоэлектрических
материалов. Н а е р В. А., Кравчук В. В. с. 44—48.
Библиогр.: 2 назв.
Полупроводниковый микрохолодильник. Н а е р В. А.,
Хирич И. Я., Кравченко П. Н. с. 48—50.
Роль условий теплообмена в экстремальных режимах
термобатарей. Гарачук В. К. с. 50—56. Библиогр.:
2 назв.
Некоторые особенности беспружинных колебательных
компрессоров. Г л и к с о н А. Л., Ш н а й д И. М. с. 63—69.
Библиогр.: 5 назв.
Абсорбционные холодильные машины, использующие
энергию слабого раствора для привода насоса.
Минкус Б. А., Чан Дык Б а. с. 69—78. Библиогр.: 4 назв.
Намораживание льда на плоской стенке в воде
переменной температуры. Чуклин С. Г., Парцхалад-
3 е Э. Г. с. 82—89. Библиогр.: 6 назв.
Стенд для исследования влияния физических свойств
газов на характеристики центробежного компрессора.
Баренбойм А. Б., Левит В. М. с. 90—95.
Библиогр.: 5 назв.
Износостойкость поршневой пары малых
герметичных компрессоров при различных материалах гильз
цилиндров. Лихницкий Т. В., Клемент В. И.
с. 104—108.
Изготовление ребристых поверхностей воздушных
аммиачных конденсаторов методом литья под
давлением. Чепурненко В. П., Лисин В. В. с. 108—112.
Библиогр.: 5 назв.
Воздушно-экранированная система охлаждения. Ч у к -
л и н С. Г., Ч у м а к И. Г., Ф а й н з и л ь б е р г Е. Я.
с. 112—120. Библиогр.: 2 назв.
Тепло- и влагообмен в камерах хранения с
ледяными экранами. Ч е р н а я О. Т. с. 121—124.
Определение потерь влаги фруктами в процессе
хранения. Чумак И. Г., Мурашов В. С. с. 124—128.
Библиогр.: 3 назв.
Некоторые закономерности тепло- и массообмена по
высоте вентилируемой насыпи. Мартынова Л. В.
с. 128—132. Библиогр.: 3 назв.
53
Влияние скорости замораживания на содержание
аскорбиновой кислоты и рН перца. Кротов Е. Г.,
Плужников И. И., Курило Л. И. с. 132—136. Биб-
лиогр.: 9 назв.
Изучение качественных изменений овощей при
замораживании в кипящем слое. Кротов Е. Г.,
Плужников И. П., Гончаренко А. М., Карева Л. Г.
с. 136—140. Библиогр.: 7 назв.
Влияние режима холодильного хранения на
изменение некоторых химических и микробиологических
показателей ягод. Сурьянинова Е. И., Линке-
вич О. А., Шевченко Л. Г. с. 141—143. Библиогр.
3 назв.
* * *
В указанных сборниках «Холодильная техника и
технология» № 9 и 10 опубликован также ряд научных
работ других научно-исследовательских и учебных
институтов; перечень их приводится ниже.
СБОРНИК № 9
Термодинамические свойства фреона-21. Верхив-
к е р Г. П., Т е т е л ь б а у м С. Д., К о н я е в а Г. П., Ч о -
л а к о в а Г. Н. Одесский технологический институт
имени М. В. Ломоносова, с. 33—39. Библиогр.: 14 назв.
Термодинамические свойства фреона-218.
Клецки й А. В., Ц у р а н о в а Т. Н. Ленинградский
технологический институт холодильной промышленности, с. 42—
45. Библиогр.: 4 назв.
Исследование теплообмена при кипении смеси А-1
(азеотропная смесь фреонов-124 и С318).
Данилова Г. Н., Иванов О. П., Дюн дин В. А.
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности, с. 45—49. Библиогр.: 6 назв.
О приближенном расчете теплопроводности. Д а ц -
ковский В. М. Одесский технологический институт
им. М. В. Ломоносова, с. 49—55. Библиогр.: 4 назв.
Исследование аэродинамики улиток центробежных
компрессоров. Мифтахов А. А., А н и с и м о в С. А.
К 60-летию Льва Марковича Розенфельда
15 июня 1971 г. исполнилось 60 лет со дня рождения
и 40 лет научной деятельности заместителя директора
Института теплофизики Сибирского отделения Академии
Наук СССР, доктора технических наук, профессора Льва
Марковича Розенфельда.
Лев Маркович окончил Ленинградский технологиче-
кий институт холодильной промышленности в 1933 г. и в
1936 г. защитил диссертацию на" степень кандидата
технических наук, посвященную методам анализа и расчета
термодинамических циклов водоаммиачных
абсорбционных холодильных машин.
Научную и преподавательскую деятельность
Л. М. Розенфельд начал с 1934 г. ассистентом кафедры
холодильных машин ЛТИХП. В 1938 г. он был утвержден
в ученом звании доцента этой кафедры.
Совместно с доктором технических наук И. И.
Левиным Л. М. Розенфельд участвовал в создании первого
в стране фундаментального учебника по холодильным
машинам. Им написан раздел «Абсорбционные
холодильные машины».
В 1946 г. он защитил диссертацию на ученую степень
доктора технических наук, посвященную
термодинамическому анализу циклов абсорбционных машин с
использованием диаграмм температура-энтропия и уравнения
состояния бинарных смесей, и в 1947 г. был утвержден
в ученом звании профессора.
С 1950 г. Лев Маркович заведовал кафедрой
холодильных машин ЛТИХП. В 1964 г. в связи с созданием
нового научного направления — низкотемпературной
Ленинградский политехнический институт им. М. И.
Калинина, с. 74—77. Библиогр.: 1 назв.
О некоторых путях повышения экономичности
центробежных компрессорных ступеней с безлопаточным
диффузором. Столярский М. Т. Центральный
научно-исследовательский и проектно-конструкторский котло-
турбинный институт им. И. И. Ползунова. с. 77—82.
Библиогр.: 5 назв.
Расчет характеристик теплообменных аппаратов на
переменных режимах. Константинов Л. И.,
Мельниченко Л. Г. Калининградское высшее мореходное
училище, с. 60—62. Библиогр.: 5 назв.
К расчету вертикальных пленочных конденсаторов.
Матвеенко А. А. Одесский политехнический
институт, с. 55—59. Библиогр.: 4 назв.
Влияние типа и режима работы вентилятора на
эффективность местной установки кондиционирования
рудничного воздуха. Дуганов Г. В., Муравейник
В. И. Днепропетровский горный институт им. Артема,
с. 96—100. Библиогр.: 1 назв.
О применении теплоиспользующих холодильных
установок на судах морского флота. 3 а г о р у й к о В. А.,
С о й ф е р Р. С. Одесский институт инженеров
морского флота, с. 90—96. Библиогр.: 2 назв.
СБОРНИК № 10
Экспериментальное исследование компрессионной
холодильной машины на неазеотропной смеси фреона-12 и
фреона-21. Граник Ч. Б. Одесский технологический
институт им. М. В. Ломоносова, с. 33—36. Библиогр.:
3 назв.
О расчете регенеративных теплообменников с
переменным расходом газов. Дацковский В. М.
Одесский технологический институт им. М. В. Ломоносова,
с. 78—82. Библиогр.: 2 назв.
Д. Н. ПРИЛУЦКИЙ
энергетики — перешел в Институт теплофизики СО
АН СССР, где является заместителем директора по
научной работе и заведующим отделом, а также
профессором кафедры теплофизики Новосибирского
государственного универс итета,
Лев Маркович много делает для развития
холодильной техники. Его работы по абсорбционным
холодильным машинам, теории термодинамических циклов
холодильных машин и низкотемпературной энергетике
широко известны в нашей стране и за рубежом. Он является
одним из авторов признанного учебника «Холодильные
машины и аппараты», автором многих научных статей,
в том числе для журнала «Холодильная техника».
Под руководством Л. М. Розенфельда Институтом
теплофизики в содружестве с ВНИИхолодмашем и
заводами Министерства химического и нефтяного
машиностроения разработаны серийные абсорбционные броми-
столитиевые холодильные машины АБХМ-2500 большой
производительности. Две абсорбционные машины были
спроектированы для Ленинградского концертного зала
«Октябрьский». Совместно с рядом организаций
созданы и осуществлены проекты геотермального комплекса
на Камчатке. Ведутся экспериментальные исследования
систем низкотемпературного охлаждения электрических
генераторов.
Профессор Л. М. Розенфельд награжден орденом
Трудового Красного Знамени, орденом «Знак Почета»,
медалями Советского Союза и золотой медалью ВДНХ.
Редакционная коллегия и редакция журнала
«Холодильная техника» поздравляют Льва Марковича со
славным юбилеем и желают ему доброго здоровья и
дальнейших творческих успехов.
54
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
F 24 f 3/06
№ 293160 A369987/29-14 от 13 октября 1969 г.)
Автор изобретения С. С. Амирджанов
Заявитель
Государственный проектный институт «Сантехпроект»
Установка для централизованного холодоснабжения ряда
кондиционеров, расположенных в высотном здании
Установка для централизованного холодоснабжения
ряда кондиционеров, расположенных в высотном
здании, включающая холодильный агрегат с испарителем,
циркуляционный насос, воздухоохладители,
отличающаяся тем, что, с целью повышения степени надежности
регулирования температуры воздуха, кондиционеры
включены в общий стояк посредством ответвлений, в каждом
из которых установлен насос и воздухоохладитель,
причем верхняя часть стояка присоединена к
циркуляционному насосу, а нижняя — к дополнительному
испарителю.
F 25 d 15/00
№ 293162 A315098/28-13 от 17 марта 1969 г.)
Автор изобретения Б. В. Голубев
Заявитель Мурманское высшее мореходное училище
Устройство для охлаждения рыбы в морской воде на
промысловых судах
1. Устройство для охлаждения рыбы в морской
воде ыа промысловых судах, включающее ванну,
охладитель, теплообменник, циркуляционный насос и
сетчатый фильтр, отличающееся тем, что, с целью ускорения
процесса охлаждения воды и рыбы и экономичного
использования холода, охладитель и теплообменник
выполнены в виде плоских полых колец, расположенных кон-
центрично одно к другому и разделяющих ванну на
два равных внешних отсека, при этом теплообменник
установлен с внешней стороны охладителя и соединен
с боковыми стенками ванны при помощи вертикальных
перегородок.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что, с целью
более эффективной циркуляции и турбулизации воды,
а также удаления неорганических и биологических
загрязнений с поверхности охладителя и теплообменника,
внутри охладителя на вертикальном валу расположены
U-образно изогнутые лопасти, одни из которых
размещены с внутренней поверхности охладителя, а другие —
с наружной.
3. Устройство по пп. 1 и 2, отличающееся тем, что
стенки и дно ванны выполнены полыми, внутренняя
поверхность стенок представляет собой сетчатый фильтр,
а внутренние полости дна и стенок ванны разделены
при помощи, например, пневматических клапанов, при
этом внутренняя полость дна сообщена с охладителем.
4. Устройство по пп. 1—3, отличающееся тем, что,
с целью улучшения очистки сетчатого фильтра, в
нижней части ванны с обеих сторон фильтра установлены
пневматические барботеры.
5. Устройство по пп. 1—4, отличающееся тем, что
охладитель разделен горизонтальными перегородками на
три секции, каждая из которых имеет патрубки для
независимого питания и общий патрубок для отвода
паров.
6. Устройство до пп. 1—4, отличающееся тем, что
кольцевое пространство теплообменника снабжено
винтовой перегородкой.
F 25 b 1/02
№ 294057 A207437/24-6 от 5 января 1968 г.)
Я- Н. Л аскер и В. Я- Ананьев
Холодильная установка
Холодильная установка, например, для
кондиционирования воздуха в шахтах, содержащая компрессор для
сжатия паров хладагента с пневматическим приводом,
охлаждаемый водой конденсатор, испаритель для
производства холода и теплообменник, установленный на
линии отработавшего в приводе воздуха, отличающаяся
тем, что, с целью повышения экономичности,
теплообменник включен в линию связи компрессора с
конденсатором для предварительного охлаждения паров
хладагента.
F 04 b 49/10
№ 294956 A344559/24-6 от 23 июня 1969 г.)
Э. В. Абалова и Г. В. Войцехович
Устройство для защиты поршневого компрессора
Устройство для защиты поршневого компрессора
двойного действия от гидравлического удара, в поршне
которого предусмотрены отверстия с запорными
органами, разделяющими полости цилиндра, отличающееся
тем, что, с целью повышения надежности, запорные
органы выполнены в виде установленных в днищах
поршня двухтарельчатых подпружиненных клапанов для
перепуска жидкости из одной полости в другую.
F 28 f3/14
№ 296943 A289314/24-6 от 12 декабря 1968 г.)
Авторы изобретения И. П. Касатиков
В. В. Замокин, И. И. Б е й л и н, Н. И. К о р я г и н,
Л. П. Клыгин и В. М. Ловцов
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский и
экспериментально-конструкторский институт торгового
машиностроения
Листопрокатный теплообменный аппарат
1. Листопрокатный теплообменный аппарат,
например, для торгового технологического оборудования, с
плоским и фасонным листами, последний из которых
имеет каналы для теплоносителя, отличающийся тем, что,
с целью повышения механической прочности, листы
выполнены из разнородных металлов.
2. Аппарат по п. 1, отличающийся тем, что плоский
лист выполнен из стали, а фасонный из алюминия.
F 04 b 39/02
№ 297803 A420176/24-6 от 9 апреля 1970 г.)
А. Л. Ч е р н як , Л. А. В е ге р, Л. И. Лившиц
и Ф. И. Литвиненко
Герметичный поршневой компрессор
Герметичный поршневой компрессор,
преимущественно для холодильной машины, содержащий цилиндр с
тронковым поршнем и установленным вертикально ста-
канообразным поршневым пальцем с внутренней
полостью, включенной в систему маслоподачи,
отличающийся тем, что, с целью повышения надежности, палец
выполнен с калиброванным маслопроводным отверстием в
днище.
¦
ХРОНИКА
Симпозиум по холодильной технике в торгпредстве ВНР
В Москве, в торговом
представительстве ВНР, с 5 по 7 мая 1971 г.
отдел по экспорту холодильного
оборудования фирмы «Комплекс» провел
симпозиум по холодильной технике.
Цель симпозиума — ознакомление
советских специалистов, представителей
заказчика и внешнеторговых
объединений с последними достижениями
венгерских ученых и специалистов в
этой области.
На симпозиуме было прочитано
девять докладов, краткое содержание
которых приводится ниже.
«Последние результаты охлаждения и
замораживания пищевых продуктов в
ВНР» (проф. доктор Алмаши Эле-
мер — зав. технологической кафедрой
Будапештского института
садоводства). Указано, что в Венгрии
достигнуты большие успехи в области
холодильного хранения фруктов и
быстрого замораживания пищевых
продуктов. Емкость фруктовых
холодильников с 1967 по 1970 гг. возросла с 49
до 174 тыс. т, т. е. более чем в 3,5
раза, и в 1971 г. увеличится еще на
50 тыс. т. Холодильники
размещаются как в непосредственной близости от
садов, так и в центрах потребления
или экспорта. Этим в основном
обусловлены шкала емкости и способ
строительства (из кирпича,
шлакоблочные, каркасные). Холодильники малой
емкости оборудованы
автоматизированными фреоновыми агрегатами,
большой емкости — центральными
аммиачными установками. Характерной
чертой распределительных
холодильников Венгрии является не только
хранение различных пищевых
продуктов, но и самостоятельная
производственная деятельность по
замораживанию, хранению и сбыту ягод, овощей
и готовых блюд. Производство
быстрозамороженных продуктов
интенсивно возрастает и в 1975 г. достигнет
150 тыс. т.
«Применение различного
сортировочного оборудования для плодов и
овощей на холодильниках» (Балшаи
Иожеф — инженер-конструктор
проектного института
сельскохозяйственных машин «ММГ»). В связи со
значительным увеличением производства
фруктов и овощей, трудоемкостью их
товарной обработки большое
внимание уделяется конструированию машин
и механизированных линий по
сортировке, калибровке и упаковке плодов
и овощей. Приведена подробная
техническая характеристика манипуля-
ционной линии типа «Хунгария-
Рекорд».
«Быстрое замораживание, хранение
пищевых продуктов и их
рентабельность» (доктор Ирани Иожеф —
начальник Управления венгерского
Государственного предприятия по
охлаждению пищевых продуктов).
Рассмотрено одно из основных
требований к холодильникам — их наиболее
экономичная эксплуатация в
зависимости от проектных решений,
применяемого оборудования, емкости,
специализации, комбинирования с
перерабатывающими предприятиями и т. д.
«Проблемы проектирования
холодильного оборудования в насосных
системах» (Хоффер Тивадор —
заведующий институтом холодильной
техники при заводе «Дигэп»). Освещены
результаты исследований и вопросы
проектирования холодильных
установок с насосно-циркуляционной
схемой. Даны рекомендации по
определению емкости циркуляционных
ресиверов и отделителей жидкости.
«Проблемы воздухоохладителей,
применяемых в последнее время в
области холодильной техники» (канд.
техн. наук, доктор Фай Чаба —
главный конструктор
машиностроительного завода «Дигэп»). Рассмотрены
конструкции воздухоохладителей,
применяемых и изготовляемых в ВНР,
даны рекомендации по выбору
отдельных элементов воздухоохладителей из
стальных труб с пластинчатыми
ребрами.
«Воздухоохладители с
алюминиевыми ребрами» (Гал Пал — инженер-
механик артели «Холодильная
техника»). Рассказано о технологии
изготовления воздухоохладителей с
алюминиевыми ребрами. Представлена
новая технология насадки алюминиевых
ребер на стальные трубы,
запатентованная в ВНР.
«Холодильники различной емкости
из алюминиевых панелей» (Фаркаш
Ипой — начальник отдела
проектного института «Ипартерв»). Отмечено,
что в Венгрии расширяется
строительство холодильников облегченной
конструкции из алюминиевых панелей.
Панели изготовляются заводским
способом из гофрированного листового
алюминия с заполнением из
вспененного пенополиуретана. На
строительной площадке производится сборка
холодильника из готовых панелей.
«Сравнение показателей
холодильников из железобетона и собранных
из алюминиевых панелей» (Комланц
Янош — начальник отдела проектного
института пищевой промышленности
«Элтерв»). Дана экономическая
оценка строительства холодильников из
алюминиевых панелей. Стоимость
строительства низкотемпературного
холодильника (температура воздуха в
камерах — 25° С) из алюминиевых
панелей всего на 30% превышает
стоимость строительства холодильника из
железобетона. Срок окупаемости 1 год.
«Некоторые проблемы
проектирования технологических холодильников»
(Балшаи Иожеф —
инженер-проектировщик проектного института
сельскохозяйственных машин «ММГ»).
Освещена система охлаждения на
холодильниках для хранения фруктов.
В ВНР на фруктовых холодильниках
применяется воздушная система
охлаждения камер с помощью
подвесных воздухоохладителей. Схема
аммиачная, насосно-циркуляционная, с
верхней подачей аммиака в батареи
воздухоохладителей. Холодильная
система полностью автоматизирована.
Доклады, сопровождаемые показом
научно-технических фильмов, вызвали
у слушателей большой интерес.
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Цехи сухого льда производительностью 2,2 т в сутки
621.594:621.565.001.2
Проектным институтом «Гипрохолод» разработаны
типовые проекты цехов сухого льда производительностью
2,2 т в сутки на базе использования дымовых газов
различных топлив (№ 414-9-6) и отходов спиртового
брожения (№414-9-5).
Проекты предусматривают также возможность
производства жидкой углекислоты.
Проекты введены в действие с ноября 1969 г. Класс
здания II, степень огнестойкости II, степень
долговечности II.
Планы, разрезы и фасады цехов сухого льда с
размещением оборудования даны на рис, 1, 2.
В табл. 1, 2 приведен перечень помещений и
технологического оборудования для цеха сухого льда на
базе использования дымовых газов, а в табл. 3, 4 —
помещений и оборудования для цеха сухого льда на базе
использования отходов спиртового брожения.
Цехи для производства сухого льда и жидкой
углекислоты размещаются на территории действующих
предприятий, обеспечивающих их исходным сырьем,
энергоресурсами и соответствующими сетями канализации.
В качестве исходного сырья служат дымовые газы
и углекислый газ.
Дымовые газы содержат не менее 8% (объемных)
углекислого газа. Производство углекислого газа
осуществляется в абсорбционно-десорбционном цикле
(проект № 414-9-6). Абсорбентом служит водный раствор
моноэтаноламина.
Таблица 1
Помещения
Тепловой пункт
Бытовые помещения
Аппаратное отделение
Машинное отделение
Сухоледное отделение
Ремонтно-механическая мастерская
Наполнительное отделение . . . .
Склад порожних баллонов . . . .
Склад наполненных баллонов . . .
Платформа
Обозначение на
рис. 1
I
11
III
IV
v
VI
VII
VIII
IX
X
Площадь,
м*
6,2
20,0
141,7
67,4
67,4
50,1
16,2
33,0
34,1
46,2!
Таблица 2
Технологическое оборудование
О о 6
Ока
Технологическое оборудование
о о> о
? х К
О ж а
F3
Скруббер холодный
Эксгаустер ВВД-5
Скруббер содовый
Абсорбер
Десорбер
Отделитель газа
Бак раствора
Бак соды емкостью 2 м3
Отделитель флегмы
Таль электрическая
Холодильник раствора
Теплообменник раствора
Холодильник газа
Баллон двухгорловый
Куб вакуум-перегонный
Конденсатор регенерации
Крепление аппаратов
Вакуум-сборник дистиллята
Насос раствора 1 х/2 К-6б
Вакуум-насос РМК-2
Масловлагоотделитель
Насос содового раствора 1 х/2 К-6б .
Насос раствора 2К-6
Бак содового раствора
Колонка промывная
Бак емкостью 120 л
Насос промывной колонки 1 1/2 К-6б
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
Водоотделитель центробежный
Компрессор 2УП
Масловлагоотделитель (I ст.) 32УВ1 ....
Масловлагоотделитель (II ст.) 32УВ1 ....
Масловлагоотделитель (III ст.) 80УВ ....
Холодильник (I ст.) Т4
Холодильник (II ст.) Т1А
Холодильник (III ст.) Т2
Фильтр высокого давления ФУ1А
Конденсатор КУ1
Электроподогреватель
Пароподогреватель
Сосуд промежуточный УСП1 .
Сосуд промежуточный УСП2
Льдоформа СЛФ
Льдохранилище
Насос БКФ2
Насос НД 25/250
Стенд для ремонта и гидроиспытания баллонов
Стенд окраски и сушки баллонов
Верстак
Весы медицинские ВМ150
Клетка для хранения баллонов
Пост углекислотный ПУ1
Таль ручная
Таль электрическая
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
л
Фасад
й
IBIBIBI
«bibibi
|Ы|Ы|Ы|
|в|в|в|
|в|в|в
|в|в|в|
|в|в|в|
IBIBIBI
|B|B|Bi
УМы|
|в|в|в|
||ы|ы]ы]
М4444\
План
5 6 П 24 7
10
А-А
i
7J80
Рис. 1. Цех сухого льда на базе использования дымовых
газов.
Углекислый газ, поступающий из бродильных чанов
спиртового производства, отмывается раствором перман-
ганата калия (проект № 414-9-5).
Газы сжимаются в трехступенчатых установках типа
УВЖС-250 до давления конденсации, величина
которого определяется температурой воды, подаваемой на
конденсатор.
Из конденсатора жидкая углекислота идет на
заполнение баллонов и получение сухого льда, для чего она
ступенчато дросселируется до 1 кгс/см2.
Данные о технологических показателях работы цехов
по производству сухого льда и жидкой углекислоты при
обоих способах их получения приведены в табл. 5.
58
It
Фасад
ш
И
План
А-А
I
I
Л
Ti^ff I
ЛЙЙ7
V J?g^
J
ЩООО
ч
]0,Ж
и-той
Ж ^бМ
К
ЭМ
<?,.ш
ш?
AW
ЛЙЙ7
|-#/#7
ЛЯЯ7
Рис. 2. Цех сухого льда на базе использования отходов
спиртового брожения.
Таблица 3
Помещения
Тепловой пункт
Бытовые помещения
Машинное отделение
Сухоледное отделение
Ремонтно-механическая мастерская
Наполнительное отделение ....
Склад порожних баллонов ....
Склад наполненных баллонов . .
Платформа
1 <ь
а4
х«™
| о я к
Ока
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
л
**
го
3"
о
С э*
9,8
39,3
269,8
67,4
50,1 1
16,2 I
33,0
34,1
46,2
В табл. 6 приведены основные показатели указанных
объектов.
Фундаменты под колонны монолитные
железобетонные стаканного типа. Ленточные фундаменты из
бетонных блоков, серия 1.116-1, вып. 1, 4 типоразмера.
Плиты железобетонные для ленточных фундаментов, серия
1.112-1, вып. 1, 2 типоразмера. Фундаментные балки
сборные железобетонные, серия КЭ-01-23, вып. 1,
2 типоразмера. Колонны сборные железобетонные, серия
КЭ-01-49, вып. 2, 2 типоразмера. Двускатные балки
сборные железобетонные, серия ПК-01-06, вып. 8, 2
типоразмера.
Перекрытия из сборных железобетонных
многопустотных панелей ГОСТ 9561—66, 1 типоразмер. Покрытие
из сборных железобетонных плит ПНС, серия ПК-01-111,
2 типоразмера и из сборных железобетонных
многопустотных панелей ГОСТ 9561—66, 2 типоразмера. Кровля
Таблица 4
Технологическое оборудование
Газодувка 1AII
Колонка промывная
Бак емкостью 120 л
Насос промывной колонки 1 1/2 К-6б
Водоотделитель центробежный . . .
Компрессор 2УП
Масловлагоотделитель (I ст.) 32УВ1
Масловлагоотделитель (II ст.) 32УВ1
Масловлагоотделитель (III ст.) 80УВ
Холодильник (I ст.) Т4
Холодильник (II ст.) Т1А
Холодильник (III ст.) Т2
Фильтр высокого давления ФУ1А . ,
Конденсатор КУ1
Электроподогреватель
Пароподогреватель
О <ц о
*> s К
О Ж Си
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Технологическое оборудование
Сосуд промежуточный УСП1
Сосуд промежуточный УСП2
Льдоформа СЛФ
Льдохранилище
Насос БКФ2
Насос НД 25/250
Стенд для ремонта и гидроиспытаний баллонов
Стенд окраски и сушки баллонов
Верстак
Весы медицинские ВМ150
Клетка для хранения баллонов
Пост углекислотный
Таль ручная
Таль электрическая
Баллон двухгорловый . .
о о) о
Оха
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
Таблица 5
Показатели
Производительность, т/сутки . . .
Себестоимость, руб.— коп.
j 1 т сухого льда
] 1 т жидкой углекислоты
1 т сухого льда при их
одновременном производстве
Требуемые ресурсы
дым, норм. м3/ч
углекислый газ, кг/ч
вода (без оборота), м3/сутки . .
| электроэнергия, к Вт-ч/год . . .
пар, кг/ч
тепло при расчетной температуре
—30° С, ккал/ч
Число смен в сутки
Общее число работающих
в том числе максимально в смену
Проект
414-9-6
2,2
102—79
121—77
780
1 421
643 700
1345
286 500
3
32
12
Проект!
414-9-5
2,2
46—301
64—06
250
210,
582 400
120
232 000
з'
271
10
рулонная. Утеплитель — пенобетон. Фундаменты под
оборудование монолитные бетонные.
Переплеты окон деревянные ГОСТ 12506—67, 3
типоразмера. Двери деревянные ГОСТ 6629—64, 4
типоразмера.
Отделка внутренняя — побелка известью, затирка
поверхности и окраска, глазурованная плитка, отделка
наружная — кладка под расшивку. Полы из линолеума,
керамической плитки, асфальтобетонные. Из
конструктивных элементов наибольший вес имеют
железобетонные балки — 4100 кгс.
Водопровод раздельный: хозяйственно-питьевой и
противопожарный, производственный — от сети
предприятия. Канализация раздельная:
хозяйственно-бытовая, производственно-загрязненных стоков,
производственно-незагрязненных стоков — в сети предприятия.
Отопление - водяное, от внешнего источника, система
двухтрубная с верхней разводкой. Теплоноситель — вода
с температурой 70—150° С. Вентиляция приточно-вытяж-
ная с механическим побуждением и естественная.
Электроснабжение от местных сетей напряжением 380—220 В.
Освещение лампами накаливания 220 В.
60
Таблица б
Показатели
Строительный объем, м3
Площадь застройки, м2
Количество израсходованных
материалов
цемента, т
стали, т
в том числе арматурной, т . .
бетона, м3
тяжелого
легкого
сборного железобетона, м3 . . .
кирпича, тыс. шт
лесоматериалов, м3
Сметная стоимость
общая стоимость, тыс. руб. . . .
строительно-монтажных работ,
тыс. руб
оборудования, тыс. руб
1 м3 здания, руб
Трудоемкость, чел.-дни
возведения здания
возведения 1 м3 здания . . . .
Расход воды, м3/сутки
Установленная мощность, кВт . . .
в том числе силовое
оборудование . . .
Освещение, кВт
Расход тепла при —30° С, ккал/ч
на отопление
на вентиляцию
на горячее водоснабжение . . .
Проект
4 14-9-6
Проект
414-9-5!
3 931
547
291,28
26,59
12,75
525
90,5
163,2
189
61,4
273,62
122,35
151,27
69,61
2211
0,56
1271,9
179,8
170,6
9,2
84 500
202 000
40 500
2 298
394'
137,4
14,0
7,9
111
72|
127
131
23
112,49,
63,40
49,09
48,95
1232|
0,54
209,6
133,8
127,3
6,54
58 000^
174 000
40 500
Фасаё
и
План
Проект состоит из 6 альбомов: альбом
I—«Архитектурно-строительная часть», альбом II —
«Технологическая часть», альбом III — «Санитарно-техническая часть»,
альбом IV — «Электротехническая часть, КИП и
автоматика», альбом V — «Нестандартное оборудование»,
альбом VI — «Сметы».
В полном объеме (рабочие чертежи, сметы и т. д.)
проекты можно заказать по адресу: Москва, К-31,
ул. Жданова, д. 10/2. Гипрохолод.
М. Н. МЕРТЕШОВ, А. И. БАЛАНДИН — Гипрохолод
Автовесовая для распределительных холодильников
681.268:621.565
Проектным институтом Гипрохолод разработан
типовой проект G01-4-11) автовесовой. Проект введен в
действие в октябре 1967 г.
В здании автовесовой расположены весы типа АЦ-10
грузоподъемностью 10000 кгс и типа АЦ-ЗОс
грузоподъемностью 30000 кгс (см. рисунок).
Фундамент здания предусмотрен из сборных
бетонных блоков. Стены кирпичные. Покрытие совмещенное
из сборных железобетонных плит (по ГОСТ 9561—66) с
утеплителем из керамзитобетона объемной массой
400 кг/м3. Кровля рулонная, пятислойная. Окна по
Разрез II
Здание автовесовой для распределительных
холодильников:
1 — комната весовщика B7 м2); 2 — весы
АЦ-10; 5 —весы АЦ-ЗОс; Г —тепловая сеть;
Э — электрокабель.
6i
ГОСТ 477—56. Двери по ГОСТ 6629—64. Для ворот
разработан индивидуальный проект. Отделка
наружная — кирпичная кладка стен с расшивкой швов,
внутренняя в помещении весовщика — сухая штукатурка.
Наибольший вес из конструктивных элементов имеет
бетонный блок— 1900 кгс.
Отопление центральное, водяное, от внешнего
источника. Освещение лампами накаливания или
люминесцентное.
Строительные, сметные и эксплуатационные данные
проекта следующие:
Строительный объем, м3 823
Площадь застройки, м2 150,2
Количество израсходованных строительных
материалов
цемента, т 56
стали, т 4,87
железобетона, м3 87,5
бетона, м3 120
Кирпича, тыс. шт 41
Общая сметная стоимость* строительства, тыс. руб. 21,06
в том числе
строительно-монтажных работ 19,43
оборудования 1,63
Трудоемкость возведения здания, нел-дни
в целом 662
1 м3 здания 17,92
Расход тепла, ккал/ч 6680
Потребная мощность электроэнергии, кВт ... 2,35
В ценах, принятых с 1 января 1969 г.
Проект состоит из двух альбомов: альбом I —
архитектурно-строительная часть, отопление,
электротехническая часть; альбом II — стоимость строительства.
В полном объеме проект можно заказать по
адресу: Москва, К-31, ул. Жданова, д. 10/2. Гипрохолод.
М. Н. МЕРТЕШОВ, А. И. БАЛАНДИН — Гипрохолод
621.57:621.564.25
Экспериментальное исследование фреонового
турбокомпрессора со встроенным высокоскоростным
электродвигателем. Баренбойм А. Б., Зеленовский В. Ф.,
М и х а л ь ч е н к о А. С. «ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»,
1971, №7.
Приведены экспериментальные характеристики
малого фреонового центробежного компрессора со
встроенным высокоскоростным электродвигателем. Установлено
влияние температуры кипения и способа регулирования
на его эффективность. Иллюстраций 7.
621.572.001.5
Исследование холодильной машины с
двухступенчатой конденсацией смеси фреонов. Чайковский В. Ф.,
Кузнецов А. П., Ч ер ток В. Д. «ХОЛОДИЛЬНАЯ
ТЕХНИКА», 1971, №7.
Приведены данные экспериментальных исследований
двухступенчатой холодильной машины, работающей по
схеме с двухступенчатой конденсацией смеси фреонов-12
и 13. Описаны схема и конструктивные элементы
стенда, методика проведения испытаний и обработки
опытных данных. Основные эксплуатационные
характеристики машины представлены в графической форме в
зависимости от низшей температуры кипения второй
фракции в основном испарителе при весовых концентрациях
рабочей смеси 30, 40 и 50% по фреону-13. Выполнено
сравнение полученных результатов с характеристиками
машин двухступенчатого сжатия на фреонах-22 и 12.
Иллюстраций 3.
621.565:681.14.001.24
Расчет характеристик двухступенчатой холодильной
установки с помощью ЭВМ. Дженеев Е. А.,
Перстне в П. В., С у ты р и н а Т. М. «ХОЛОДИЛЬНАЯ
ТЕХНИКА», 1971, №7.
Приводится метод расчета характеристик
двухступенчатой холодильной установки с помощью
электронной вычислительной машины. Алгоритм увязывает
характеристики элементов холодильной установки. В
результате расчета получаются конечные параметры
охлаждаемой среды при различных внешних условиях.
Приводятся характеристики действующей фреоновой
установки для охлаждения воздуха с центробежным
компрессором, рассчитанные с помощью ЭВМ.
Библиографий 5. Иллюстраций 5.
621.565
Теоретический анализ абсорбционной бромистоли-
тиевой холодильной установки с двухступенчатым
генератором. Усюкин И. П., Гринберг Я. И.
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7.
Приведены основные уравнения и результаты
расчетов АХУ с двухступенчатым генератором,
выполненные на ЭВМ. Полная автоматизация расчета позволила
получить номограммы параметров работы таких АХУ
в широком диапазоне рабочих режимов и выявить их
оптимальные соотношения. Иллюстраций 4.
621.57.041-213.3
О выборе посадок в герметичном компрессоре с
учетом допустимых колебаний его производительности.
Милованов В. И. «ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»,
1971, № 7.
Сделана попытка решить задачу обоснованного
назначения допусков и посадок деталей герметичного^ком-
прессора типа ФГП исходя из пределов колебаний его
производительности. Предложены аналитические
зависимости, позволяющие рассчитывать влияние возможных
колебаний важных размеров деталей компрессора на его
холодопроизводительность. Приведены результаты
точностного расчета компрессора ФГП-4,5. Библиографий 8.
681.2.002.56:661.92
Полупроводниковый низкотемпературный гигрометр.
Дикий Б. Ф., Иващенко Б. П., Роженцева С. А.
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7.
Описана конструкция автоматического
полупроводникового гигрометра ГТА-70 и приведены результаты его
испытаний. Прибор позволяет определять влажность
воздуха до точки росы —70°С при температуре окружающей
среды 20—30°С. Библиографий 2. Иллюстраций 4.
62
621.565.93/.94
Оптимальная компоновка труб в трубчато-пластин-
чатых теплообменниках. С а с и н В. И.
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7.
Приведены результаты исследования шести
пластинчатых теплообменников с разной компоновкой оребрен-
ных труб. Установлено, что лучшими по
тепло-аэродинамическим и технико-экономическим показателям
являются трубчато-пластинчатые теплообменники со смещенным
и зигзагообразным расположением труб. Таблиц 1.
Библиографий 11. Иллюстраций 2.
536.24:621.564
Исследование теплоотдачи при пленочном стекании
кипящего холодильного агента. Парижский О. В.,
Чепурненко В. П., Лагота Л. Ф., Тара-
нец Л. Ф. «ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7.
Исследована теплоотдача кипящей пленки жидкого
холодильного агента, стекающего по внутренней
поверхности вертикальной стальной трубки диаметром 17X1 мм,
длиной 1796 мм при удельных тепловых нагрузках
290—4650 Вт/м2 и температурах кипения 223—243 К.
Расход подаваемой жидкости изменялся от 3 до 20 л/ч.
Библиографий 7. Иллюстраций 3.
621.565.629.1—444.001.24:681.142.2
Методика определения технической оснащенности
грузовых фронтов распределительных холодильников.
Жуковский Е. М. «ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА»,
1971, №7.
Приводится методика определения с помощью
ЭЦВМ технической оснащенности грузовых фронтов
распределительных холодильников. Методика применима
для любых условий эксплуатации с учетом
специфических особенностей перевозимого груза, изотермического
подвижного состава и работы распределительных
холодильников. Библиографий 5. Иллюстраций 1.
621.565.2
Зарядные станции аккумуляторных механизмов на
холодильниках. Карпов А. В., Тихомиров В. А.
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7,
Описано помещение для зарядки аккумуляторных
механизмов на холодильниках, указан способ зарядки,
приведены формулы для определения числа зарядных
мест и коэффициента продолжительности зарядки
батарей, суточного расхода электролита и дистиллированной
воды, количества выделяющегося водорода при зарядке
CONTENTS
Complex Development of Refrigerating Economy 1
A. B. Barenboim, V. F. Zelenovsky, A. S. Mikhal-
chenko. Experimental Investigation of Freon
Turbocompressor with Built-in High-Speed
Electric Motor 4
V. F. Chaikovsky, A. P. Kuznetsov, V. D. Chertok.
Investigation of Refrigerating Machine with
Two-Stage Condensation of Freon Mixture 7
E. A. Dzheneyev, P. V. Perstnev, T. M. Sutyrina.
Calculation of Characteristics of Two-Stage
Refrigerating Plant by Means of Electronic
Computer 10
I. P. Usyukin, Y. I. Greenberg. Theoretical Analysis
of Absorption Lithium Bromide Refrigerating
Plant with Two-Stage Boiler 16
V. I. Milovanov. Selection of Fits in Hermetic
Compressor with Consideration of Allowable
Fluctuations in Its Capacity 18
B. F. Dikij, B. P. Ivashchenko, S. A. Rozhentseva.
Semiconductor Low-Temperature Hygrometer 22
и др. Рассмотрены вентиляционные системы зарядных
помещений, зарядные агрегаты, схемы блокировки и
схема управления зарядным преобразователем типа ЗП-7,5/
60 (ЗП-12/60). Таблиц 2. Библиографий 2.
Иллюстраций 2.
664.951.037.5
Зависимость качества и продолжительности хранения
подмороженной рыбы от ее исходного состояния. Мае-
лова Г. В., Ноздрункова И. Р. «ХОЛОДИЛЬНАЯ
ТЕХНИКА», 1971, №7.
Представлены результаты исследования влияния
исходного состояния сырья на качество и
продолжительность хранения подмороженной рыбы. Для сохранения
высокого качества подмороженной рыбы в течение
длительного времени на холодильную обработку следует
направлять рыбу, хранившуюся во льду не более 6
суток. Библиографий 3. Иллюстраций 1.
536.24:621.57.048:621.564.25
Теплообмен при кипении фреонов-12 и 22 на пучках
оребренных труб. Данилова Г. Н., Д ю н д и н В. А.
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7.
Приводятся результаты исследования теплообмена
при кипении фреонов-12 и 22 на двух пучках труб с
разной геометрией оребрения. Установлено, что для условий
работы холодильных машин коэффициенты теплоотдачи
при кипении на оребренных пучках выше, чем на гладко-
трубном и что влияние давления, теплового потока и
рядности в первом случае меньше, чем во втором.
Выполнен анализ факторов, влияющих на теплообмен при
кипении на пучках оребренных труб.
Рекомендовано оребрение пучка, позволяющее
сократить вес и габаритные размеры по сравнению с
применяющимися в настоящее время. Таблиц 1.
Библиографий 9. Иллюстраций 4.
664.951.037.5
Изменение состава липидов зеркального карпа при
длительном хранении в замороженном состоянии. Аман
МохамедЭль Баставизи, Смирнова Г. А.
«ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА», 1971, № 7.
Исследовано изменение фракционного состава
нейтральных липидов мышц замороженного карпа во время
хранения при —15°С в течение 45, 90, 135, 225 и 270
суток. Выявлены наиболее лабильные классы липидов и
фракции фосфолипидов. Таблиц 2. Библиографий 16.
Иллюстраций 1.
СОДЕРЖАНИ Е
Комплексно развивать холодильное хозяйство . . I
A. Б. Баренбойм, В. Ф. Зеленовский, А. С. Михаль-
ченко. Экспериментальное исследование
фреонового турбокомпрессора со встроенным
высокоскоростным электродвигателем .... 4
B. Ф. Чайковский, А. П. Кузнецов, В. Д. Черток.
Исследование холодильной машины с
двухступенчатой конденсацией смеси фреонов ... 7
Е. А. Дженеев, П. В. Перстнев, Т. М. Сутырина.
Расчет характеристик двухступенчатой
холодильной установки с помощью ЭВМ ... 10
И. П. Усюкин, Я. И. Гринберг. Теоретический
анализ абсорбционной бромистолитиевой
холодильной установки с двухступенчатым
генератором 16
В. И. Милованов. О выборе посадок в герметичном
компрессоре с учетом допустимых колебаний
его производительности 18
Б. Ф. Дикий, Б. П. Иващенко, С. А. Роженцева.
Полупроводниковый низкотемпературный
гигрометр 22
63
V. I. Sasin. Optimum Arrangement of Tubes in
Tube-Plate Heat Exchangers 24
0. V. Parizhsky, V. P. Chepurnenko, L. F. Lagota,
L. F. Taranets. Investigation of Heat Transfer
at Film Flow-Down of Boiling Refrigerant 27
E. M. Zhukovsky. Method of Determining Technical
Equipment of Cargo Lines of Distribution Cold
Storage Warehouses 30
A. V. Karpov, V. A. Tikhomirov. Charging Stations
for Storage Batteries of Handling Equipment
at Cold Storage Warehouses 34
G. V. Maslova, I. R. Nozdrunkova. Dependence of
Quality and Storage Term of Slightly Frozen
Fish Upon their Initial State 37
From dissertations
G. N. Danilova, V. A. Dyundin. Heat Exchange at
Boiling of Freons 12 and 22 on Bunches of
Finned Tubes 40
Aman Mohamed El Bastavizi. G. A. Smirnova.
Alteration of Lipid Composition in Mirror Carp at
Long-Term Storage in Frozen State ... 43
Practice exchange
M. F. Mikhailov. Mechanization of Frozen Meat
Handling Operations 46
1. E. Dvoskin. Universal Diagram of Refrigerating
Plant Signallization 48
N. A. Yelufimov. A Cause of Breakdown of Uniflow
Ammonia Compressors 50
60-th Birthday of E. S. Gurevich 50
Consultation
f. M. Gindlin. U. K. Solomakha. Technical Inspection
of Apparatuses (Vessels) of Ammonia Retrige-
rating Plant 51
Letter to Editor
N. N. Koltsov. Economic Stimulation for Fulfilment
of Plan of Reduced Cargo Turnover . . 52
60-th Birthday of N. N. Koshkin 52
Book review
D. N. Prilutsky. Scientific Investigations in
Refrigerating Engineering and Technology . . 53
60-th Birthday of L. M. Rosenfeld 54
New Inventions 55
Miscellany
Symposium on Refrigerating Engineering at Trade
Delegation of Hungarian People's Republic . 56
Reference data
M. N. Merteshov, A. I. Balandin. Dry Ice Shops of
2,2 t/day Capacity ....... 57
M. N. Merteshov, A. I. Balandin. Truck Weigher
for Distribution Cold Storage Warehouses 61
Summaries 62
В. И. Сасин. Оптимальная компоновка труб в
трубчато-пластинчатых теплообменниках . . 24
О. В. Парижский, В. П. Чепурненко, Л. Ф. Лаго-
та, Л. Ф. Таранец. Исследование теплоотдачи
при пленочном стекании кипящего
холодильного агента . . ....... 27
Е. М. Жуковский. Методика определения
технической оснащенности грузовых фронтов
распределительных холодильников . . 30
А. В. Карпов, В. А. Тихомиров. Зарядные станции
для аккумуляторов погрузочных механизмов
на холодильниках 34
Г. В. Маслова, И. Р. Ноздрункова. Зависимость
качества и продолжительности хранения
подмороженной рыбы от ее исходного состояния 37
Из диссертационных работ
Г. Н. Данилова, В. А. Дюндин. Теплообмен при
кипении фреонов-12 и 22 на пучках оребрен-
ных труб 40
Аман Мохамед Эль Баставизи, Г. А. Смирнова.
Изменение состава липидов зеркального карпа
при длительном хранении в замороженном
состоянии 43
Обмен опытом
М. Ф. Михайлов. Механизация грузовых операций
с мороженым мясом 46
И. Е. Двоскин. Универсальная схема сигнализации
холодильной установки 48
Н. А. Елуфимов. Одна из причин аварий
прямоточных аммиачных компрессоров .... 50
К 60-летию Е. С. Гуревича 50
Консультация
И. М. Гиндлин, Ю. К. Соломаха. Техническое
освидетельствование аппаратов (сосудов)
аммиачных холодильных установок . ... 51
Письмо в редакцию
Н. Н. Кольцов. О материальном стимулировании
выполнения плана приведенного грузооборота 52
К 60-летию Н. Н. Кошкина . 52
Критика и библиография
Д. Н. Прилуцкий. Научные исследования в
области холодильной техники и технологии . 53
К 60-летию Л. М. Розенфельда 54
Новые изобретения 55
Хроника
Симпозиум по холодильной технике в
торгпредстве ВНР 56
Справочный отдел
М. Н. Мертешов, А. И. Баландин. Цехи сухого
льда производительностью 2,2 т в сутки . . 57
М. Н. Мертешов, А. И. Баландин. Автовесовая для
распределительных холодильников .... 61
Рефераты .... 62
Редакционная коллегия: В. М. Шавра (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного
редактора), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин,
В. А. Дедух, М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С. Мартынов, проф. В. С.
Мартыновский, М. Н. Мертешов, проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева.
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34 доб. 49
Т-11391 Сдано в набор 28/V 1971 г. Подп. к печ. 12/VII 1971 г. Формат 84X1087i6 Объем 4 п. л.
Уч.-изд. л. 7,55. Усл. печ. л. 6,72 Тираж 17040 Заказ 1074
Чеховский Полиграфкомбинат Главполиграфпрома Комитета ю печати при Совете Министров СССР г. Чехов, Московской области