Высокооборотные герметичные ротационные компрессоры
П. Г. ЛАНГРАТ, В. С. КРЫЛОВ, Э. В. ЯДИН, Э. Я. АУСВАЛД, Ю. П. ИЛЬИН, А. Б. ПИВОВАРОВ
Рижский завод холодильных машин «Компрессор»
621.57.041:621.514
Выпускаемые в настоящее время рижским
заводом холодильных машин «Компрессор»
ротационные компрессоры ФГр 0,35МА с
агрегатами ВСр 0,35МА имеют синхронную
скорость вращения 1500 об/мин [1].
В целях повышения технического уровня
компрессоров [2] в СКВ завода «Компрессор»
разработана градация высокооборотных
герметичных ротационных компрессоров (с
двухполюсными электродвигателями) [3], с
синхронной скоростью вращения 3000 об/мин.
Градация представляет собой ряд малых
фреоновых герметичных ротационных
компрессоров номинальной холодопроизводитель-
ностью в среднетемлературном режиме от 110
до 550 ккал/ч (табл. 1).
В основу построения ряда холодопроизводи-
тельностей положены те же принципы, что и
для поршневых компрессоров [4, 5].
Весь ряд разделен на три группы. Первая и
вторая группы включают по три компрессора,
третья — два. Компрессоры одной группы
имеют одинаковый диаметр цилиндра ?>ц, ротора
Dp, эксцентриситет е, диаметр эксцентрика йэ
и диаметры верхней и нижней шейки
эксцентрикового вала du. Заданная холодопроизводи-
тельность в пределах каждой группы
достигается изменением высоты цилиндра Н
При разработке градации был проведен
анализ влияния выбора геометрических парамет-
2е_
D0
ров: приведенного эксцентриситета Фр:
и приведенной высоты др — ~jr на весовые,
энергетические и объемные показатели, а
также на нагрузки в подшипниках. Полученные
данные и анализ зарубежных конструкций
показали, что принятым в градации значениям
геометрических параметров (\|)p = 0,14-f-0,16 и
Лр == 0,28-f-0,6) соответствуют минимальный
вес и габаритные размеры компрессоров при
допустимых значениях нагрузок механизма и
протечек.
В каждой группе унифицированы верхняя и
нижняя крышки и узел нагнетательного
клапана, нижний кожух, масляный насос, масляный
фильтр и пр. Выбор равных значений Dn, Dv, e,
&ъ, dn диаметров опоры статора и кожухов
позволяет использовать для каждой группы одни
и те же технологические приспособления,
режущие и мерительные инструменты, что дает
возможность широко использовать агрегатные
станки и поточные линии.
В СКВ завода разработаны конструкции,
изготовлены и испытаны все восемь моделей
среднетемпературных компрессоров. В
настоящее время ведется работа по созданию
низкотемпературных компрессоров.
Ниже описываются компрессоры ФГр 0,35^
~ 1 B), ФГр 0,28- 1 B) и ФГр 0,22- 1 B),
прошедшие всесторонние испытания в
соответствии с ГОСТ 10613—63 и принятые
междуведомственной комиссией к серийному
производству. Агрегаты с этими компрессорами
предназначены для комплектации торгового
холодильного оборудования.
Техническая характеристика компрессоров
г
Ю
СО
О
о.
U
Ф
г
00
СМ
о
CL
U
€¦
1
см
см
о
а.
С-
е
Рис. 1. Схема ротационного компрессора.
Номинальная холодопроизводитель-
ность, ккал\ч 350 280 220
Номинальная потребляемая
мощность, кет 0,220 0,180 0,160
Номинальная удельная холодопро-
изводительность, ккал!(квт-ч) . . 1600 1500 1400
Габаритные размеры, мм
диаметр 190 190 190
высота 222 206 200
Вес, кг 12,6 12,0 11,8
4


Приведенная высота
ротота ;
К Н
1 * i
1 3 S
вв *| «*
1 ef Н ** 1
1 Э я н II
1 да су *"* II 1
1 s 5*
I 0.0 Q« 1
1 ?-. « -Э- 1
WW ' UP ВМИН
1 -mraivon dxawBHi/
жж • Gp BHHdx 1
-нэнэнб dxgwBHtT
ww '#
BdtrHHifHn вхоэиа 1
ww * n<7 Bdir 1
-НИ1ГИП dxgwBHU"
ww ' ^G 1
Bdoxod dxgwBHU*
WW *d I
X9XHDHdXH9tI0He 1
<u 1
« |0
в o<.
В со 1
CO « »
0 ° - 1
Я CQ je» I
О «-»^ I
« 1
3* I
1 0 л —- I
О.Ч *t <Jrj
с <l> м 0 у I
1 О 7n H о ]
1 в f
Марка
компрессора
(фреон-22)
1 • *
1 о*ч а о о
sic 'L*
Iя
Марка
ко'мпрессора
(фреон-22)
1 Я • Q.CJ1
ОД -ГоО
fl§lll"
1 Марка
компрессора
(фреон-12)
ю со оо
ооюю
смсо^
о" о" о"
Г^сосо
СМСОт^
о"о"о"
0,143
СО
СО
СМ
юо
о см" со"
о
ю
со
2,5
Ю со оо
о" о" о
, оо
1 ^Ю
ФГрП0,45
ФГрП0,55
1 1 1
1 1 1
ооо
т— ТГ< 0О
ФГрО,11
ФГрО,14
ФГрО,18
см
СО |
ю юо 1
См"со"о"
^^см
оо
см
3,0
0,99
1,21
1,47
800
1000
1200
ФГрП0,7
ФГрП0,9
ФГрП 1,1
ооо
г-н^ ОО
г-1 Tf ОО
о"о"о"
XXX
О* 0-Q*
ООО
см оою
смсмсо
ФГрО,22
ФГрО,28
ФГрО,35
0,445
0,545
0,155
см 1
ю
со
20,0
24,5
см
ю I
ю 1
rf j
3,5
1,85
2,24
1400
1800
ФГрП 1,4
ФГрП 1,8
ОО
СМ ОО 1
смсм
ФГрН0,22
ФГрН0,28
ОО
ФГрО,45
ФГрО,55
Компрессоры предназначены для работы в
холодильных машинах без разъемных
соединений, с капиллярными трубками в качестве
дросселирующих органов.
В компрессоре ФГр 0,35^1B) применяется
встроенный электродвигатель ДГ-2-0,20, а в
компрессорах ФГр 0,28 ~1 B) и ФГр
0,22~1 B) — электродвигатель ДГ-2-0,18. Это
асинхронные однофазные электродвигатели с
расщепленной пусковой обмоткой,
разработанные в СКВ электротехнического объединения
«Эльфа» (г. Вильнюс).
Техническая характеристика электродвигателей
ДГ-2-0,18 ДГ-2-0,20
Номинальная мощность, em ... . 180 200
Номинальный момент, кгс-см . . . 6,0 6,8
Кратность пускового момента ... 1,17 1,18
Кратность максимального момента 2,5 2,4
Ток пусковой, а 12,5 (но 14 (но не
не более более
14) 16)
Сопротивление рабочей обмотки
при 20°С, ом 7,0—7,4 5,4—5,8
Сопротивление пусковой обмотки
при 20°С, ом 28,5—29,0 26,6—26,9
Наружный диаметр, мм
статора 145,0 145,0
ротора 75,5 75,5
Высота, мм
пакета статора 36,0 40,0
статора (по лобовым частям
обмотки) 98,0 105,0
Коэффициент полезного действия
(при номинальной мощности) . . 0,71 0,71
Коэффициент мощности (при
номинальной мощности) 0,72 0,71
Вес, кг
статора 3,50 3,80
ротора 1,20 1,30
Пуск электродвигателя и его защита
обеспечиваются пускозащитными реле РТК-2-0,18 и
РТК-2-0,20, разработанными также в СКВ
объединения «Эльфа».
В 1971 г. будет выпущена первая
промышленная партия агрегатов ВСр 0,35~1 B) и
первая опытная партия агрегатов ВСр 0,28^1B)
с компрессорами соответственно ФГр 0,35^
^1B) и ФГр 0,28~1 B).
Компрессор с электродвигателем (рис. 2)
заключен в стальной штампованный кожух.
Статор электродвигателя запрессован в
штампованную чашку — опору статора /, к которой
тремя болтами прикреплен компрессор.
Пружина 2, опирающаяся на дно нижнего
кожуха 3 прижимает компрессор через опору
статора к верхнему кожуху 4 с силой, в 3—4 раза
превышающей вес узла. Для осуществления
такого крепления в верхнем кожухе
предусмотрены специальные выступы #, в которые
упирается опора статора 1. На верхнем
кожухе расположены распределительный блок и
стальные патрубки — всасывающий 5
диаметром 10X1 и зарядный 6 диаметром 6X1.
5

По А А
Рис. 2. Герметичный ротационный компрессор типа ФГр
По 56 ff
Собственно компрессор состоит из верхней
крышки 7, цилиндра 8, ротора 9, лопасти 10,
эксцентрикового вала 11 и нижней крышки 12.
Верхняя и нижняя крышки служат также
подшипниками для эксцентрикового вала.
На вертикальный эксцентриковый вал 11
насаживается ротор электродвигателя
(прессовая посадка).
На нижнем кожухе расположены чашка с
проходными электроконтактами, устройство
для крепления пускозащитного реле,
нагнетательный патрубок 13 и лапы для крепления
компрессора к раме агрегата.
Система смазки принудительная. Масло из
нижнего кожуха 3 через сетчатый фильтр 14
центробежным насосом 15, расположенным в
нижнем торце эксцентрикового вала, подается
по центральному отверстию А к верхнему
подшипнику Б, а затем по спиральной канавке В
на наружной поверхности вала попадает в
опору статора /. Оттуда масло по трем
сверлениям Г в крышке подается к эксцентрику
вала. На наружной поверхности эксцентрика
имеется спиральная канавка Д, по которой
масло попадает в его нижнюю часть. Нижний
подшипник смазывается маслом, подаваемым
из нижнего кожуха по спиральной канавке Е
вверх. Масло, сверху и снизу поступающее к
нижней части эксцентрика, смазывает
аксиальный подшипник, образованный нижним торцом
эксцентрика и нижней крышкой. Через
отверстия в (Нижней крышке Ж масло сливается в
кожух компрессора.
Для улучшения герметизации рабочей
полости компрессора предусмотрена подача
небольшого количества маара в его цилиндр. В
верхней крышке имеется отверстие, открытое
только в начале всасывания пара в цилиндр при
угле поворота эксцентрикового вала около
70° — примерно с 220 до 290°. В остальное
время отверстие перекрыто торцом ротора. Пока
отверстие открыто, небольшая доза масла
всасывается в рабочую полость компрессора.
Масляная пленка в зазорах движущихся деталей
обеспечивает смазку трущихся поверхностей и
создает уплотнение, снижая протечку газа
через зазоры.
Разделительная лопасть прижимается к
ротору пружиной и давлением газов в полости
пружины лопасти цилиндра. Специальные
отверстия в лопасти обеспечивают сообщение
полости пружины с камерой сжатия
компрессора в момент максимального выхода лопасти
в цилиндр. Благодаря этому промежуточное
давление в полости пружины лопасти
практически постоянно и равно давлению сжатия в
цилиндре при угле поворота эксцентрикового
вала 180—200°. Такое решение позволяет
значительно уменьшить нагрузку на пружину
лопасти и повышает надежность узла.
в

Принятые величины зазоров (мкм) в
трущихся деталях компрессора ФГр 0,35^1B)
приведены ниже.
Радиальный зазор между ротором и цилиндром 15—45
Осевой зазор между ротором и крышками . . . 10—18
Зазор
между лопастью и пазом лопасти цилиндра 11—19
между лопастью и крышкой 10—18
в верхнем и нижнем подшипниках .... 14—26
в роторном подшипнике 24—40
Для получения необходимых величин
зазоров предусмотрена селективная сборка всех
основных деталей компрессора.
Результаты теплотехнических испытаний
компрессоров ФГр 0,35^1B) и ФГр 0,28^
~1 B) приведены на рис. 3.
Холодопроизводительность компрессора
ФГр 0,35^1 B) в номинальном среднетем-
пературном режиме оказалась равной
366 ккал/ч, а при повышении температуры
конденсации до 50°С (при той же температуре
кипения) снизилась до 273 ккал/ч, т. е. на 25,4%,
или на 1,27% на ГС повышения температуры
конденсации. Потребляемая мощность при этом
увеличилась с 0,227 до 0,280 кет, т. е. на 23,3%,
или на 1,17% на ГС повышения температуры
конденсации. Удельная
холодопроизводительность при тех же условиях снизилась на 39%
(с 1616 до 974).
Холодопроизводительность компрессоров
ФГр 0,28~1B) в номинальном режиме в
среднем равна 290 ккал/ч, а при повышении
температуры конденсации до 50°С (при той же
температуре кипения) снизилась до 222 ккал/ч,
т. е.' на 23,5%, или на 1,17% ма ГС повышения
температуры конденсации. Потребляемая
мощность при этом увеличилась с 0,193 до
0,235 кет, т. е. ,на 21,7%, или 1,1% на ГС
повышения температуры конденсации. Удельная
холодопроизводительность при тех же
условиях снизилась с 1511 до 947, т. е. на 37,3%, или
на 1,4% на ГС повышения температуры
конденсации.
Температура обмоток встроенных
электродвигателей рассматриваемых компрессоров во
всех режимах не превышала 10ГС, а при
работе в составе агрегата (с обдувом воздуха
компрессора вентилятором конденсатора)
была меньше 80°С. При аварийных режимах
наивысшая температура 107°С наблюдалась при
прекращении подачи фреона.
Шумовые и вибрационные характеристики
компрессоров ФГр 0,35^ 1 B), ФГр 0,28^ 1 B)
и ФГр 0,22^1B) определялись на
акустическом стенде ВНИХИ [6] и в лаборатории
завода: шумовые—по ГОСТ 11870—66,
вибрационные — по виброускорениям в вертикальной
плоскости кожуха компрессора и рамы холо-

дильного агрегата. Испытания проводились
при работе компрессоров в сборке агрегатов
при отключенном вентиляторе и конденсаторе.
В табл. 2 приведены усредненные
виброакустические характеристики описываемых
компрессоров в сравнении с компрессором
ФГр 0,35~1 А.
Таблица 2
Компрессор !
ФГр 0,22-1B)
ФГр 0,28-1B)
ФГр 0,35-1B)
ФГрО,35-1А
Шумовые
характеристики, дбА


тированный
уровень
звуковой
мощности
53,0
53,0
1 54,0
60,0
средний
уровень
звука на
расстоянии
1 м
45,0
45,0
46,0
52,0
Средние уровни
вибрационных
ускорений, дб
кожуха

компрессора
70,0
69,0
72,0
76,0
рамы
агрегата
65,0
62,0
65,0
Анализ результатов показывает, что шум и
вибрации высокооборотных компрессоров
значительно ниже, чем компрессоров со
скоростью вращения 1500 об/мин. Эти результаты
достигнуты благодаря усовершенствованию
конструкции отдельных узлов, значительному
снижению массы подвижных деталей, более
тщательному уравновешиванию. Уровни
виброускорений на раме агрегата при работе
компрессора не превышают 65 дб. Звуковая
энергия компрессоров равномерно распределяется
по всей области звуковых частот. Вибрации
кожуха определяются составляющими на низких
B5—100 гц) и высоких A000—2000 гц)
частотах.
Сравнение показателей компрессора
ФГр 0,35^1 А, изготовляемого в настоящее
время, и высокооборотного компрессора
ФГр 0,35^1 B) показывает, что увеличение
числа оборотов практически не влияет на
удельную холодопроизводительность во всем
диапазоне температур кипения и конденсации.
Несколько улучшился коэффициент подачи (на
3—4%). Примерно на 35% уменьшились вес и
занимаемый объем*
Уменьшение шума на 6 дбА и вибраций на
4 дб улучшит условия работы на предприятиях
торговли и общественного питания.
Изнооные (испытания высокооборотных
компрессоров показали допустимый уровень изно-
сов во всех парах. Наибольшие износы имел
прилегающий к лопасти ее торец. Проведенный
на заводе комплекс работ по снижению изно-
сов в паре лопасть—-ротор позволил сократить
износы со 102 до 1,5 мкм, что примерно в 8 раз
меньше, чем износ аналогичных элементов у
компрессора ФГр 0,35~1А. Это достигнуто
путем изменения технологии при доводочных
операциях — отказа от применения абразивных
паст и введения в технологический процесс
сульфоцианирования ротора.
Новый ряд высокооборотных компрессоров
отвечает современным техническим
требованиям, предъявляемым к фреоновым герметичным
компрессорам.
ЛИТЕРАТУРА
1. Л а игра т П. Г., Аусвалд Э. Я,
Пивоваров А. Б., Я дин Э. В., Крылов В. С, Ра-
стыньш П. П. Герметичный холодильный агрегат
ВСр 0,35~1А с ротационным компрессором.
«Холодильная техника», 1970, № 4.
2. Я к о б с о н В. Б. Основные показатели качества
малых холодильных компрессоров. «Холодильная
техника», 1966, N° 10.
3. Градация ротационных холодильных фреоновых
компрессоров с катящимся поршнем малой холодопроиз-
водительности от 110 до 450 ккал/н. Отчет СКВ
завода «Компрессор», Рига, 1965.
4. Я к о б с о н В. Б. Герметичные фреоновые
компрессоры. «Холодильная техника», 1961, № 5.
5. ГОСТ 9666—61. Компрессоры фреоновые герметичные
малой холодопроизводительности. Основные
параметры.
6. Т и х о м и р о в В. А. Исследование
виброакустических характеристик герметичных ротационных
холодильных компрессоров. Отчет ВНИХИ по теме
№ 36. 15-1, 1969.
Новые газовые холодильные машины
Доктор техн. наук, проф. В. С. МАРТЫНОВСКИЙ, канд техн. наук, доц. И. М. ШНАЙД, Г. И. ЗАГРУННЫЙ
Одесский технологический институт холодильной промышленности
В последнее время нашли применение новые
перспективные газовые холодильные машины:
с пульсационной трубкой и со свободным
вытеснителем.
В этих машинах понижение температуры
достигается уменьшением давления перемен-
8
621.573
ной массы газа, находящейся в
фиксированном объеме1.
1 Подобный термодинамический процесс
используется в приборе Клемана и Дезорма для определения
показателя адиабаты газа. В холодильной технике этот
процесс первым применил проф. Ф. Саймон в гелиевом
ожижителе.

Холодильная машина с пульсационной
трубкой была изобретена В. Джиффордом [1];
проведенные им совместно с Р. Лонгсвортом и
Дж. Кьянкой экспериментальные работы [2—
5] подтвердили работоспособность машины. С
1968 г. теоретические и экспериментальные
исследования таких машин проводятся в
Одесском технологическом институте холодильной
промышленности [7—9].
Схема холодильной машины с пульсацион-
ной трубкой изображена на рис. 1.
Рис. 1. Схема холодильной машины с пульса-
ционной трубкой:
/ — цилиндр с поршнем; 2 — концевой
холодильник; 3 — регенератор тепла; 4 —
рефрижератор; 5 — пульсационная трубка; 6 —
холодильник пульсационной трубки.
Характерные особенности машины такой
конструкции — отсутствие клапанов и
движущихся деталей в области низких температур,
а также предельно малое (для устройства,
реализующего принцип механического
охлаждения) количество движущихся частей. Это
обеспечивает высокую надежность и
технологичность машины с пульсационной трубкой.
Пульсационная трубка представляет собой
один или несколько параллельных
теплоизолированных каналов малого диаметра со
стенками, обладающими небольшой
теплопроводностью. Малый диаметр трубки,
препятствующий перемешиванию газа при его движении, в
сочетании с малой теплопроводностью стенок
сохраняют в газе большой температурный
градиент. Процесс в трубке очень близок к
адиабатическому. В наших опытах диаметр пульса-
ционных трубок из нержавеющей стали
толщиной 0,3—0,5 мм составлял 8—12 мм.
Регенератор тепла, подобно регенераторам
машин Стерлинга, имеет теплоаккумулирую-
щую насадку с ячейками малого
эквивалентного диаметра. Хорошие результаты были
получены при использовании регенератора
круглого поперечного сечения с насадкой из
кружков бронзовой сетки № 0056—0071.
При работе машины периодически
изменяется рабочий объем цилиндра, что вызывает
периодическое -наполнение и истечение газа из
системы, сопровождающиеся его колебательным
движением и изменением давления. Можно
считать, что при этих процессах температура
газовых частиц в пульсационной трубке
меняется по закону адиабаты.
Возможны также конструкции с
пульсационной трубкой, у которых отсутствуют цилиндр
1 и холодильник 2 (см. рис. 1), а наполнение
и истечение газа вызываются
принудительными клапанами, поочередно присоединяющими
систему регенератор 3 — рефрижератор 4 —
трубка 5 — -холодильник 6 к источникам газа
высокого и низкого давления.
Рассмотрим процессы производства холода
машиной. Энергетический баланс
термодинамической системы, включающей регенератор
3, рефрижератор 4, трубку 5 и холодильник б,
подсчитывается по формуле
Qo=Qm-Qr, A)
где Qo — холодопроизводительность машины;
Qm — тепловая нагрузка холодильника;
Qr — величина потери холодопроизводи-1
тельности из-за несовершенства
регенератора.
Величины Qo, Qm, Qr в формуле A)
являются средними за период значениями.
Формула A) показывает, что машина
может производить холод (Qo>0), если в
холодильнике тепло отводится от газа к
охлаждающей воде (Qm>0),
Очевидно, что
Qm = fmcp(Ti—Td)y B)
где / — частота пульсаций;
т — масса газа, поступившего в
холодильник из пульсационной трубки
при наполнении (или вытекшего из
холодильника в трубку при
понижении давления);
ср — изобарная теплоемкость газа;
Т{, Td — средние температуры газа,
соответственно поступающего в
холодильник при повышении давления и
выходящего из него при понижении
давления.
Из уравнения B) видно, что машина
производит холод при условии Ti>Td.
Рассмотрим идеализированный случай,
когда температуры газа TR в рефрижераторе и Тт
в холодильнике постоянны, т. е. теплообмен-
ные поверхности этих аппаратов бесконечно
велики. Как показывает анализ, проведенный
в работах i[8—9], для обеспечения Ti>Td
необходимо выполнение двух условий:
2 Зак. 484.
9

— при наполнении системы некоторое
количество газа должно попасть из
рефрижератора через пульсационную трубку в
холодильник, в результате адиабатического сжатия
повышается температура газовой частицы при
прохождении через пульсационную трубку (см.
рис. 1);
— за время пребывания в пульсационной
трубке этой порции газа давление должно
возрасти настолько, чтобы ее температура Tt на
выходе из пульсационной трубки была выше,
чем Тт, для этого пульсационная трубка
должна иметь достаточно большой объем.
При выполнении этих двух условий в
процессе понижения давления (истечения)
некоторое количество газа из холодильника через
пульсационную трубку проходит в
рефрижератор. При этом газ, имеющий температуру
Tr< Tr (см. рнс. 1), поступает в
рефрижератор и производит холод.
Таким образом, в рассматриваемом случае
средняя температура газа в пульсационной
трубке при повышении давления выше, чем
при понижении давления. Это означает, что
при одном и том же положении поршня в
цилиндре 1 давление в системе во время сжатия
больше, чем при расширении, и поршень
совершает работу подобно компрессору с большим
мертвым объемом и закрытым нагнетательным
клапаном.
На рис. 2 показано изменение холодильного
коэффициента е и степени термодинамическо-
е
го совершенства f* = ~(ес — холодильный ко-
эффициент обратного цикла Карно) в
рассмотренном выше идеальном цикле холо-
Рис. 2. Изменение холодильного коэффициента е и
степени термодинамического совершенства [к в
идеализированном цикле холодильной машины с
пульсационной трубкой (v — отношение газовых объемов
пульсационной трубки и ее холодильника; т= — — ;
дильной машины с пульсационной трубкой.
Высокие значения е и jx свидетельствуют о
перспективности машин с пульсационной трубкой.
Периодическое изменение давления и
скорости газа ib машине с пульсационной трубкой
сопровождается периодическим изменением
знака и (величины теплового потока во всех
теплообменных аппаратах. Так, в
холодильнике при повышении давления (наполнение) газ
отдает тепло, а при понижении давления —
получает его. Величина Qm определяется
разностью этих количеств тепла, каждое из
которых по абсолютной величине более чем в 10
раз превышает их разность. По этим причинам
в холодильнике с ограниченной теплообменной
поверхностью температура газа при
уменьшении давления ниже, чем ib процессе
повышения давления. Благодаря этому разность
температур Ti—Td возрастает по сравнению со
случаем бесконечно большой поверхности
холодильника и соответственно увеличиваются
Qm И Q0.
На рис. 3 приведены экспериментальные
данные, иллюстрирующие влияние процессов
теплообмена в холодильнике на Qm и Q0. В
качестве вытесните л ьн ого устройства служил
мембранный компрессор, частота пульсаций / = 5
циклам в секунду, холодильный агент—гелий,
пульсационная трубка, изготовленная из
нержавеющей стали толщиной 0,5 мм, имела
внутренний диаметр 8,6 мм и газовый объем
5,0 см3. Газовый объем холодильника 1,5 см3.
Давление газа при испытаниях составляло:
максимальное — 37 кгс/см2, минимальное —
3 кгс/см2, температура воды, подаваемой на
холодильник, — 25°С.
WmM
Ш
200 Тк,°К
кружком отмечены точки, в которых Q0 — 0).
Рис. 3. Зависимости Q0 и Qm от TR:
О — опыты серии № 1; ? — опыты серии
№ 2.
ю

Были проведены две серии опытов с
холодильниками разных конструкций. В первой
серии опытов он представлял собой трубку
внутренним диаметром 6,2 мм, а в опытах серии
№ 2 — имел фрезерованные пазы шириной
0,8 мм и теплообменную поверхность, почти в
4 раза большую, чем в первом случае. Кроме
того, во второй серии опытов коэффициент
теплоотдачи от газа был также намного больше
из-за значительно меньшей величины
эквивалентного диаметра канала. Как видно из
рис. 3, в широком диапазоне (изменения
температуры поверхности рефрижератора TR
значения Qm и Qo в первой серии опытов больше,
чем во второй. Это подтверждает
правильность анализа факторов, определяющих холо-
допроизводительность машины.
Из-за больших потерь на трение в
мембранном компрессоре индикаторная мощность,
потребляемая холодильной машиной, была
определена не вполне точно: она составляла
примерно 60 вт и мало изменялась от опыта к
опыту.
Как показывают эксперименты и расчеты,
обычную схему машины с пульсационной
трубкой (см. рис. 1) целесообразно применять
при Г>170°К. В условиях более низких
температур наилучшие энергетические и габаритные
характеристики имеют многоступенчатые
схемы.
На рис. 4 показана схема машины с двумя
ступенями охлаждения. Так как
многоступенчатая конструкция содержит те же элементы
и такое же число подвижных частей, что и
одноступенчатая, по надежности и технологично^
сти она не уступает отдноступенчатой. Для
Т^вОЖ оптимальное число ступеней
охлаждения п = 3, а для Г = 20°К — я = 6.
1
v
Рис. 4. Схема
двухступенчатой холодильной машины
с пульсационной трубкой:
1,
регенераторы первой
и второй ступеней; 3, 6
рефрижераторы ступеней; 4,
7 — пульсационные трубки;
5, 8 — холодильники.
Холодильная машина со свободным
вытеснителем (рис. 5, а) описана в работе [6]. Ее
характерным элементом является
неподвижный вытеснитель с размещенным внутри
регенератором с теплоаккумулирующей насадкой.
2\
5 Л
—jn-4
11
Ml
W////A
i|i
1 з
-л /
/ 1
/
w///\
Рис. 5. Схема холодильной машины со
свободным вытеснителем:
а — принципиальная; б — конструктивная;
1 — поршень; 2 — вытеснитель; 3 —
полость /; 4 — полость //; 5 — регенератор;
6 — уплотнения; 7 — цилиндр; 8 —
холодильник; 9 — цилиндрическая
направляющая вытеснителя; 10 — отверстия для
прохода газа; 11 — рефрижератор; 12 —
кольцо.
Рассмотрим последовательность процессов,
образующих рабочий цикл машины. Пусть в
начальном положении полости I и II имеют
максимальный объем (давление газа в
системе минимальное); для упрощения
предполагается, что процессы в этих полостях
изотермические. При уменьшении объема полости /
давление в системе (Возрастает, и газ
перетекает через регенератор из полости / в полость
//. При этом в результате гидравлического
сопротивления регенератора давление в
полости / больше, чем в полости II, и под
действием этой разности давлений вытеснитель
перемещается, уменьшая объем последней
полости.
При увеличении объема полости / давление
в системе уменьшается и газ перетекает из
полости II в полость /. В этом случае из-за
гидравлического сопротивления регенератора
давление в полости // больше, чем в полости /.
Под действием этой разности давлений
вытеснитель перемещается в обратном направлении,
увеличивая объем полости //.
Условием работоспособности машины со
свободным вытеснителем является достаточная
быстрота его движения: время, затраченное
2*
и

на его перемещение из одного крайнего
положения в другое, должно быть значительно
меньше времени, в течение которого давление
в машине увеличивается (или уменьшается). В
этих условиях процесс повышения давления
протекает не только при движении
вытеснителя, но и после его остановки, когда объем
полости // минимален, процесс понижения
давления также продолжается уже после остановки
вытеснителя при максимальном объеме в этой
полости.
Таким образом, в полости // газ за цикл
совершает работу над вытеснителем и тепло
подводится к газу, т. е. машина производит холод,
так как в процессе расширения в полости //
находится большее количество газа, чем в
процессе сжатия.
Холодильная машина со свободным
вытеснителем является частным случаем машины
Стерлинга, в которой вытеснитель приводится
в движение не специальным механическим
устройством, а самим потоком газа. Так как
силы, приводящие в движение свободный
вытеснитель, малы, необходимо всемерно
уменьшать его массу и силы механического трения.
По-видимому, сам принцип газодинамического
привода вытеснителя ограничивает холодопро-
из'водительность и число рабочих циклов в
единицу времени. Преимущество рассматриваемой
холодильной машины заключается в
существенном упрощении механической системы по
сравнению с обычными машинами Стерлинга.
Конструктивная схема машины (рис. 5, б) в
отличие от принципиальной имеет
холодильник 8 и устройство для интенсификации
теплообмена холодильного агента со стенками
рефрижератора 11. Это устройство, включающее
отверстие 10 для прохода газа и кольцо 12,
обеспечивает интенсификацию теплообмена
благодаря движению газа в малом зазоре
между стенками полости и кольцом. Так как
работа, совершаемая газом в полости II,
передается (за вычетом работы трения) газу,
находящемуся в полости между вытеснителем
и холодильником 8, из нее необходимо
отводить тепло в окружающую среду.
Недостаточная интенсивность этого процесса может при1
вести к потере холодопроизводительноста.
Поэтому целесообразно предусмотреть
дополнительный холодильник непосредственно у
теплого конца вытеснителя.
В работе [6] приведены результаты
испытаний экспериментального образца холодильной
машины со свободным вытеснителем. Машина
работала на гелии при различных числах
рабочих циклов — от 200 до 400 в минуту. При
нулевой холодопроизводительности была
достигнута температура рефрижератора около
50°К, холодопроизводительность машины при
температуре рефрижератора 80°К составляла
9 вт, степень термодинамического
совершенства A при температуре рефрижератора 100—
120°К достигала 38%. Последняя цифра
свидетельствует о высокой энергетической
эффективности машины.
Машины со свободным вытеснителем нашли
применение в качестве микроохладителей хо-
лодопроизводительностью 1 вт при 73°К. В них
используется только холодильная часть
системы с подвижным вытеснителем (на рис. 5,6
она расположена выше пунктирной линии), а
вместо полости / переменного объема
применяются автономный гелиевый поршневой
компрессор и принудительные клапаны,
поочередно присоединяющие холодильную систему к
нагнетательной и всасывающей сторонам
компрессор а>
ЛИТЕРАТУРА
1. Gifford W. E. Pulse tube method of refrigeration
and apparatus therefor. US patent № 3. 237. 231.
2. G i f f о r d W. E., Longsworth R. C. «Trans.
ASME», Series B, 1964, Vol. 86, p. 264.
3. Gifford W. E., Longs worth R. C. Advances in
Cryogenic Engineering. Vol. 10. N. Y., Plenum Press,
1965, p. 69.
4. Gifford W. E., Longs worth R. С Advances in
Cryogenic Engineering. Vol. 11. N. Y., Plenum Press,
1966, p. 171.
5. G i f f о r d W. E., К у a n k a G. H. Advances in
Cryogenic Engineering. Vol. 12. N. Y., Plenum Press, 1967,
p. 619.
6. G i f f о r d W. E., W i t n j a k E. M. Advances in
Cryogenic Engineering. Vol. 14. N. Y., Plenum Press, 1969,
p. 361.
7. Шнайд И. М. «Инженерно-физический журнал»,
1968, т. XII, № 5.
8. Шнайд И. М., Павловский А. Л. Труды
Всесоюзной научно-технической конференции по
термодинамике. В сб. докладов секции «Новые
теплоэнергетические и холодильные схемы и циклы». Л., 1969.
9. Shnaid I. M. Annexe 1969-8 Bulletin de i'lnstitut
International du Froid.
¦

Анализ энергетических затрат на охлаждение рыбы в судовых
рыбоохладителях
Б. В. ГОЛУБЕВ — ВНИРО
В судовых условиях наиболее
целесообразно охлаждать рыбу в холодной воде.
Предназначенные для этой цели рыбоохладители
могут служить также аккумуляторами рыбы,
повышающими ритмичность работы и
равномерность загрузки морозильных аппаратов.
Годовой экономический эффект от
применения рыбоохладителей на промысловых судах
составляет 22—75 тыс. руб. [1]. Для выяснения
влияния предварительного охлаждения на
увеличение выпуска мороженой продукции
необходимо процесс замораживания рыбы
рассмотреть во взаимосвязи с процессом
охлаждения в рыбоохладителе.
На рис. 1 показано изменение температуры
в центре блоков рыбы при замораживании в
туннельных аппаратах БМРТ с гладкостенны-
ми противнями, без подпрессовки рыбы
(кривая 7), и в конвейерных морозильных
аппаратах (кривые 2, 3, 4).
/2
/3
if
О 1 2 3 if 5 Zp,4
Рис. 1. Продолжительность замораживания
рыбы в морозильных аппаратах по резуль-.
татам испытаний:
1 — туннельных морозильных аппаратов на
БМТР типа «Пушкин»; 2 — конвейерных
морозильных аппаратов на РТМ типа «Ат-
лантик»; 3 — на ПР типа «Рембрандт»; 4—
на ПР типа «Скрыплев».
664.951.037.1:629.12
Из рис. 1 видно, что предварительное
охлаждение рыбы до 0-.— ГС заметно сократило
бы продолжительность замораживания.
Однако, как показали испытания,
проведенные на РТМ типа «Атлантик», сардина,
предварительно охлажденная до 3—5°С, во время
технологических операций перед
замораживанием отепляется до 8—12°С. Предварительное
глубокое охлаждение рыбы давало бы
значительно больший эффект, если бы во время
транспортировки и мойки она орошалась
холодной морской водой.
Увеличение (выпуска мороженой продукции
за счет предварительного глубокого
охлаждения рыбы возможно только при условии, что
количество добываемой рыбы (/д превышает
производительность морозильных
аппаратов GM.
Рассмотрим два характерных случая:
1) добыча рыбы значительно превышает
выпуск мороженой продукции GA=2 GM;
2) добыча рыбы незначительно больше
выпуска мороженой продукции, например йж —
= A,1-5-1,2) GM.
В условиях промысла, когда GA = 2GM,
первые 1,5—2 ч рыба из первой ванны будет
поступать на замораживание при переменной, все
повышающейся температуре, а в последующие
часы, охлажденная в других ваннах, она
будет подаваться к морозильным аппаратам с
постоянной низкой температурой.
Во втором случае, когда Gfl= A,1-M,2) GM,
рыба на замораживание все время поступает
при переменной температуре. Сразу же после
выгрузки из трала рыба будет подаваться к
рыбоморозильным аппаратам с высокой
температурой и замораживаться до специфика-
ционной температуры, так как скорость
конвейера морозильного аппарата
отрегулирована на ее начальную высокую температуру.
Через 1,5—2 ч оставшаяся в ванне рыба
охладится и в морозильном аппарате будет
замораживаться до температуры ниже спецификаци-
онной.
Зависимость количества выпускаемой
мороженой продукции от продолжительности
замораживания рыбы имеет вид
ЕП
GM = mlcymtcu, (l)
13

где Е — единовременная загрузка
морозильных аппаратов (для расчетов была
взята по данным испытаний
конвейерных морозильных аппаратов
производственных рефрижераторов типа
«Рембрандт» и РТМ типа
«Атлантика», производившихся Гипрорыб-
флотом), т;
П — продолжительность работы
аппаратов в сутки, ч;
z3 — продолжительность замораживания
предварительно охлажденной
рыбы, ч,
z3=zH—Az4,
B)
где^ zH — продолжительность замораживания
неохлажденной рыбы с приведенной
начальной температурой 18°С, ч
(определялась по формуле Д. Г. Рютова,
а поправочный множитель п этой
формулы уточнялся по данным
испытаний конвейерных морозильных
аппаратов);
Az —продолжительность охлаждения
рыбы в морозильном аппарате от 18°С
до t
ср.к»
По данным испытаний конвейерных
морозильных аппаратов (кривые 2, 3, 4 на рис. 1)
Az определяется из выражения
Lz =
1
dt ч,
ср.к
AL
где а=-
п
-среднее арифметическое
значение скорости охлаждения рыбы
до 0°С в рыбоморозильном
аппарате, град/ч (для
конвейерных морозильных аппаратов
скорость охлаждения рыбы
от 10—18 до 0°С составляет
10—12,8 град/ч);
tB — приведенная начальная
температура, с которой рыба
поступает на замораживание без
предварительного охлаждения
(принята равной 18°С), °С;
^ср.к — средняя конечная температура
охлаждения рыбы, поступающей
на замораживание, °С.
По формуле A) было получено количество
продукции, замороженной в конвейерных
морозильных аппаратах, причем охлажденная
рыба имела температуру от 18 до 4°С.
Рис. 2. Зависимость относительного увели-
Ом
чения выпуска мороженой продукции ~рг"
от температуры охлажденной рыбы ?Ср.к,
поступающей на замораживание.
На рис. 2 представлена зависимость
относительного увеличения выпуска мороженой про-
дукции "Т- от температуры охлажденной
рыбы /Ср.к, т. е.
Go
-7Г-=/('ср.к)
B)
где GM и G0-
выпуск мороженой продукции
соответственно при переменной
температуре охлажденной
рыбы, подаваемой на
замораживание, и постоянной
начальной температуре 18°С,
т/сутки.
Математическая обработка данных на
рис. 2 позволила вывести эмпирическую
зависимость относительного увеличения выпуска
GM
мороженой продукции ~7Г~ от средней ко-
нечной температуры охлажденной рыбы /Ср.к,
поступающей на замораживание,
См
Go
= 1,46*
-0,021/
ср.к
m/су тки.
C)
В условиях промысла, когда Од=A,1-т-
1,2) GM, повышения выпуска мороженой
продукции можно достигнуть путем увеличения
скорости и глубины охлаждения рыбы. Для
этого промысловые суда должны быть
оборудованы рыбоохладителями интенсивного
действия, а морозильные аппараты —
вариаторами для изменения скорости конвейера в
соответствии с температурой охлажденной рыбы. В
этом случае при переменной температуре
охлажденной рыбы скорость конвейера будет
автоматически меняться и рыба будет
замораживаться до спецификационной температуры.
На рис. 3 показана продолжительность
охлаждения сардины в рыбоохладителях
различной конструкции [2]. Сардина поступает на
замораживание при переменной, все понижаю-
14

tp,'C\
9?
on
ZU
fR
lb
14
12
to
R
о
4
2
n
-? 1
\ *
9 Л
*>
1
1
\
V
N
\j
9
0
Ч 2,ч
Рис. З. Продолжительность
охлаждения сардины в рыбоохладите-
лях:
/ — с естественной циркуляцией
морской воды (БМРТ
«Жуковский»); 2 — с хладогенераторами
при насосной циркуляции воды
(кратность 6 объемов в час) с
температурой —1-т-1,5°С.
щейся температуре. Если осреднить эту
температуру, то относительное увеличение выпуска
мороженой продукции можно определить по
рис. 2.
При неравномерной подаче охлаждаемой
рыбы на замораживание необходимо
установить среднее взвешенное значение ее
температуры по уравнению
*ср.к —
_i
п
1
'С,
D)
где Gi — количество охлажденной рыбы,
отбираемой для замораживания в
данный момент времени, кг/мин;
ti — среднее арифметическое значение
температуры отбираемой рыбы
(определяется по результатам замеров
в центре наибольшего сечения у
нескольких рыбин согласно методике
испытаний), °С;
п — число замеров Gi и U при отборе
рыбы.
При равномерной подаче охлажденной рыбы
на замораживание G*=const и уравнение D)
принимает вид
*ср.к —
п
1
Предполагая, что охлажденная рыба
равномерно подается на замораживание, ее средняя
арифметическая температура ?Ср.к при
медленном охлаждении в рыбоохладителе с
естественной циркуляцией воды (кривая / на рис. 3)
составит 14°С, а при быстром (кривая 2) —
6°С.
По рис. 2 относительное увеличение
выпуска мороженой рыбы при ?cp.K=14°C будет
1,07, а при ^ср.к=6°С составит 1,27. Из этих
данных видно, что увеличение скорости и
глубины охлаждения рыбы приводит к росту
выпуска мороженой продукции примерно на
20%.
Важно также выяснить, как будет меняться
среднее арифметическое значение температуры
охлажденной рыбы, поступающей ,на
замораживание, для условий GR = 2 GM и GA=
= A,1 — 1,2) GM при изменении
продолжительности ее охлаждения. По данным рис. 3 и
результатам испытаний рыбоохладителей на РТМ
«Авиатор», ПР «Алтай», ПДПКЗ «Наталья
Ковшова», БМРТ «Жуковский» и «Шевченко»
были определены средние арифметические
значения температуры рыбы ^ср.к. По этим данным
построены кривые зависимости среднего
арифметического значения температуры
охлажденной сардины от продолжительности ее
охлаждения до конечных температур 3—5°С и 0°ч—
— ГС для условий промысла, когда GH = 2 GM и
G„= A,1-5-1,2) GM (рис. 4).
Из рис. 4 видно, что при Од = 2 GM с
уменьшением продолжительности охлаждения
значение средней арифметической температуры
охлажденной рыбы практически не изменяется,
при бд= A,1-5-1,2) GM сокращение
продолжительности глубокого охлаждения от 4 до 1 ч
понижает ?Ср.к на 6°С, а при менее глубоком —
примерно на 3°С.
Приведенную методику можно применить
для сравнения эффективности различных
рыбоохладителей. Более эффективным очевидно
будет тот, который при совместном действии с
морозильным аппаратом даст большее
количество мороженой продукции и у которого
будут меньшие затраты энергии на 1 г
охлажденной рыбы.
°С.
E)
Рис. 4. Зависимость
среднего арифметического
значения температуры
охлажденной рыбы от
продолжительности ее
охлаждения:
/, 2-Сд=(Г,1-М,2) GM;
ЗА — Сд=2 GM.
1ср.к>в?\
10
1^
2^
<^3 _
__ ?
ч гч
15

Способ циркуляции оказывает существенное
влияние на количество воды, необходимой для
охлаждения рыбы. Чем больше охлаждается
воды, тем больше будут энергетические
затраты на охлаждение рыбы.
На РТМ типа «Атлантик» и некоторых
других промысловых судах для интенсификации
теплообмена между водой и трубчатыми
охладителями применяется пневматическая
циркуляция воды. Коэффициент теплопередачи
охладителей (с учетом загрязнений) порядка
500 ккал/(м2 - ч • град). Как показал опыт
эксплуатации этих рыбоохладителей, во время
охлаждения рыбы пневматическая циркуляция
вызывает сильное вспенивание растворенного
в воде белка и неорганических веществ. Пена
ухудшает теплообмен и во время
транспортировки рыбы к морозильному аппарату
затрудняет работу рыбообработчиков, поэтому во
время охлаждения рыбы воздух в барботер не
подается.
Коэффициент теплопередачи секционных
охладителей при естественной циркуляции не
более 50 ккал/(м2 • ч • град) [1], поэтому рыба
практически охлаждается только за счет
холода, аккумулированного в воде. Если
считать, что во время охлаждения рыбы теплопри-
токи от воздуха, подаваемого периодически в
пульсатор для ее взрыхления и через стенки
ванн поглощаются секционными охладителями,
то количество охлажденной до 0°С воды,
необходимой для охлаждения рыбы, можно
определить на основании уравнения теплового
баланса:
где GB и Gp — вес соответственно
воды и рыбы, кг;
св и ср — теплоемкость
соответственно воды и рыбы,
ккал/(кг • град)\
^р.н и /р.к; ^в.н и /в.к — температура
соответственно рыбы и воды в
начале и конце
охлаждения, °С.
Если принять, что в конце охлаждения
температуры рыбы и воды равны, т. е. /в.к=^р.н, то
согласно уравнению F) для охлаждения одной
весовой части рыбы от 25 до 5°С требуется
четыре весовых единицы воды, охлажденной
до 0°С.
Из рис. 5 видно, что удельный расход
энергии на охлаждение рыбы при таком способе
циркуляции воды приближается к расходу
энергии на охлаждение рыбы в
рыбоморозильном аппарате (удельные расходы энергии на
охлаждение рыбы подсчитывались по данным
Рис. 5. Зависимость удельных затрат
энергии на охлаждение рыбы в морозильном
аппарате и рыбоохладителях от конечной
температуры охлаждения рыбы. Начальная
температура рыбы 25°С:
/ — охлаждение рыбы в рыбоохладителях
на РТМ типа «Атлантик», 2 — охлаждение
рыбы в конвейерных морозильных
аппаратах; 3 — охлаждение рыбы в
рыбоохладителях на ПДПКЗ «Наталья Ковшова»; 4 —
охлаждение рыбы в рыбоохладителях на
отечественных БМРТ.
испытаний рыбоохладителей РТМ типа
«Атлантик») .
На приемно-добывающих плавучих
консервных заводах ПДПКЗ типа «Наталья Ковшова»
применяется насосная циркуляция морской
воды по замкнутому контуру
ванна—циркуляционный насос—охладитель воды—ванна. В
ваннах предварительно перед загрузкой рыбы
вода охлаждается до —ГС, затем рыба
загружается в таком количестве, чтобы ее весовая
концентрация с водой составляла 1 : 1. Во
время охлаждения рыбы циркуляционная
насосная система включена и продолжается
охлаждение воды. Преимущество этого способа
охлаждения заключается в том, что на
охлаждение рыбы затрачивается небольшое
количество воды, поэтому удельный расход энергии на
ее охлаждение будет минимальным (кривая 3
рис. 5). Энергетические затраты на
выработку холода для охлаждения рыбы были
подсчитаны по данным испытаний ПДПКЗ
«Наталья Ковшова», проведенных Гипрорыбпро-
мом.
На отечественных БМРТ, оборудованных для
сардинного промысла, змеевиковые
трубчатые охладители ванн рыбоохладителей
подсоединены к рассольной трюмной магистрали с
температурой рассола —30-=—32°С. Батареи
охлаждения непрерывно обрастают льдом, из-
за чего работают малоэффективно. Для
ускорения процесса охлаждения воды и рыбы в
ванны добавляют чешуйчатый лед. Кривая 4
на рис. 5 показывает изменение энергетических
затрат на охлаждение рыбы от 25°С до
различных конечных температур. Кривая построена
для случая комбинированного охлаждения
воды и рыбы с помощью батарей охлаждения
и чешуйчатым льдом. Удельный расход льда
составляет 0,203 г на 1 г рыбы. При весовом
16

соотношении рыбы и воды 1 : 1,85
энергетические затраты на охлаждение продукции на
БМРТ значительно больше, чем на ПДПКЗ
«Наталья Ковшова».
На тех судах, где в ваннах рыбоохладите-
лей рыба охлаждается только чешуйчатым
льдом, при весовом соотношении ее с водой
1 : 0,77 удельная затрата энергии на
охлаждение рыбы от 25 до 2—3°С составляет
43,5 кет • ч/т.
Удельные расходы электроэнергии Р на
охлаждение одной тонны рыбы подсчитывали по
уравнению
Р =
п
1
Kg %д Gp
кет • ч/т рыбы,
G)
где. 2 Q* — сумма теплопритоков от
охлаждаемой воды и рыбы, воды и
рассола, через стенки ванн рыбоох-
ладителей и от воздуха,
подаваемого в барботер для
пневматической циркуляции воды, ккал;
Ке — удельная эффективная холодо-
производительность
компрессора, ккал/(квт • ч)\
г]Эд — коэффициент полезного действия
электродвигателя компрессора с
учетом его степени загрузки;
Gp — вес охлаждаемой рыбы, т.
При расчете удельного расхода
электроэнергии Р на охлаждение 1 т рыбы в
рыбоохладителях БМРТ с помощью батарей
охлаждения и льдом учитывали расход
электроэнергии на производство льда. Из рис. 5
видно, что самым экономичным является рыбо-
охладитель ПДПКЗ «Наталья Ковшова».
ЛИТЕРАТУРА
1. Материалы III научно-технической конференции по
развитию флота рыбной промышленности и
промышленного рыболовства социалистических стран.
Вып. II. «Судостроение», 1968.
2. К о р ж о в а Ю. А. Переработка уловов сардины
и других рыб на БМРТ в условиях тропиков.
«Рыбное хозяйство», 1960, № 4.
3. М а к а ш е в А. П. Охлаждение сардины-сырца.
Владивосток, ТИНРО, 1940.
4. 3 а й ц е в В. П. Холодильное консервирование
рыбных продуктов. М., Пищепромиздат, 1962.
Регулирование холодопроизводительности судовых компрессоров
Канд. техн. наук В. В. СТЕФАНОВИЧ
Одесский институт инженеров морского флота
Судовые холодильные установки работают
в условиях значительных изменений тепловых
нагрузок. Для поддержания стабильного
температурного режима в трюмах холодильная
установка должна обладать большим
диапазоном регулирования холодопроизводительности.
Это имеет особенно важное значение для
фруктовозов, где требуется высокая точность
поддержания температур в трюмах.
Для судовых холодильных компрессоров
применяются в основном два способа
регулирования холодопроизводительности:
ступенчатое или плавное изменение числа оборотов
и отключение отдельных цилиндров. Первый
способ используется для прямоточных и
непрямоточных компрессоров, второй — только для
непрямоточных компрессоров.
Для оценки влияния этих двух способов на
удельную электрическую холодопроизводитель-
ность^э.кмВ 1969 г. были проведены натурные
испытания компрессора BF-4 фирмы «Линде».
Этот компрессор четырехцилиндровый,
непрямоточный, с часовым объемом на стороне низ-
3 Зак. 484.
621.57.041:629.12:62-53.011
кого давления ^=402 м3/ч при я = 975 об/мин.
Компрессор соединен с электродвигателем
постоянного тока, обеспечивает плавное
регулирование числа оборотов от 700 до 1000 в
минуту и оборудован механизмом отжима
всасывающих клапанов.
Испытания компрессора проводились по
одноступенчатой и двухступенчатой схеме
сжатия в широких пределах изменения числа
оборотов при различных тепловых нагрузках на
компрессор. Холодопроизводительность
определялась по тепловому балансу испарителя.
На рис. 1 изображены графики
зависимостей Qo=f(n) и NQmKNL=f(n), которые носят
линейный характер. На рис. 2 показано изменение
удельной холодопроизводительности /Сэ.км от
числа оборотов п. Эта величина остается
практически постоянной во всем диапазоне
изменения числа оборотов. Приведенные результаты
испытаний подтвердили высокую
эффективность способа регулирования хо^гойопрЪизводи-
тельности компрессора путем йзДеней^к числа
оборотов. // \\\
17

650 700 750 800 850 900 950 п, об/мин
ко на привод компрессора, но и на рассольные
насосы и вентиляторы трюмов.
На рис. 4 показано изменение Кэ.км и Л'э.уст
от /о при работе по одноступенчатой схеме
сжатия. В данном случае величина Л'э установки
также определялась с учетом мощности
рассольных насосов и вентиляторов воздушной
системы охлаждения. Отключение одного
цилиндра было проведено при работе
компрессора по двухступенчатой схеме сжатия.
Результаты этих испытаний показали, что при
работе трех цилиндров величина Кэ уменьшается.
Рис. 1. Зависимость холодопроизводительности Q0
и мощности компрессора Nd.KM от числа
оборотов п:
1 — холодопроизводительность при /о=—26°С,
*к=25°С, *п.с=2°С; 2 — то же, при *0=—22°С,
/К=28°С, ?п.с=2°С; 3 — мощность при /о=
—22°С, /к=28°С, /п.с=2°С.
1700
% 1600
I
х? 1500
п
Р-Чг
О
8
о
о о
л
о 9
О J
,
700
750
800
850
900
950 п,об/мин
Рис. 2. Зависимость удельной холодопроизводительности
/Сэ км двухступенчатого компрессора от числа оборотов
п при /о=—22°С, /К = 28°С, /Д.С=2,50С.
На рис. 3 изображены графики
зависимостей Q0 и Л^э.уст от t0 при работе компрессора
по одноступенчатой схеме сжатия. При этом
под величиной iVa.yCT понимается затрата
мощности на клеммах электродвигателей не толь-
8. -7t0,°o
Рис. 4. Зависимость удельной холодопроизводительности
компрессора /Сэ.км и установки Кэ уст от температуры
кипения t0 при ?К = 28°С:
при работе четырех цилиндров; при
работе трех цилиндров.
120
^118
116
km
%
^ 110
108
106
*4
й»
\f>
о/
Уо
•
о
*
•у
S
S
№
^
r.<V
*'
J
/
Г
у
г
220
\216*
200
190
180
170
160
150
-17 -16 -15 -/4 -13 -12 -11 -10 -9 -8 ~7 t&G
Рис. 3. Зависимость
мощности установки
холодопроизводительности Qo
^э.уст от температуры кипения
при /К = 28°С и /г=1000 об/мин:
при работе четырех цилиндров, —
работе трех цилиндров.
при
При работе компрессора BiF-4 с одним
отключенным цилиндром в ступени низкого
давления величины степени сжатия приближаются
друг к другу (<тСт.н.д=2,15, аст.в.д = 2,6 вместо
соответственных значений 3,14 и 1,82 при всех
включенных цилиндрах). Отключение
одного цилиндра уменьшает нагрузку на
ступень низкого давления и снижает
температуру конца сжатия. Выключение одного
цилиндра на продолжительный период времени не
вызвало каких-либо нарушений в работе
компрессора. Температура наружной поверхности
отключенного цилиндра значительно
уменьшалась.
§ Результаты испытаний дают возможность
§ сделать следующие выводы:
| — регулирование холодопроизводительности
^судовых холодильных компрессоров изменени-
15 ем числа оборотов весьма экономично;
— регулирование холодопроизводительности
судовых холодильных компрессоров
отключением цилиндров также экономично, хотя
величина /Сэ.км в среднем на 10% ниже, чем при
регулировании числом оборотов;
— сочетание указанных способов для
судовых холодильных компрессоров позволяет
значительно расширить диапазон регулирования
холодопроизводительности.
18

О регулировании температуры домашнего холодильника «Север-
Я. В. МИХАЙЛОВ
Повышение экономичности абсорбционно-
диффузионных домашних холодильников
является важной проблемой. Имеются
различные представления о причинах
неэкономичности этих холодильников и о путях ее
повышения. Например, в работе [1] отмечается, что
многие отечественные абсорбционные
холодильники потребляют повышенное количество
электроэнергии, так как они не оснащены
приборами автоматического регулирования
температуры. В то же время в работе [2]
высказывается прямо противоположная точка зрения,
что двухпозиционный терморегулятор,
периодически полностью отключающий холодильный
агрегат, снижает экономичность
холодильника.
На рисунке приведена зависимость величины
\J) от мощности нагревательного элемента N
кипятильника холодильника «Север-6» при
работе без терморегулятора.
в,°с\
25
20
15
10
*^~
/
9
дгУ
/
г
^гГ
0,25
0,20
О,к
50
60 70
80
90
/00
НО 12.0 N,6m
Зависимость г|) и 6 от мощности
нагревательного элемента N кипятильника холодильника
«Север-6»:
О — непрерывная работа; ? — цикличная
работа.
Величина \|? определяется по формуле
V'~ /V-0,86 '
где 6 — разность температур окружающей
среды и центра шкафа
холодильника;
kF — коэффициент теплопроходимости
шкафа, определяемый специальным
испытанием;
N — мощность нагревательного элемента
кипятильника.
Холодильник «Север-6» оснащается
нагревателем мощностью 125 вт, величина г|) кото-
621.565.92:536.53
рого приблизительно в 1,25 раза меньше, чем
при мощности нагревателя 80 вт,
обеспечивающей перепад температур шкафа и окружающей
среды, равный 20 С, при температуре
окружающей среды 25°С. Поэтому считалось, что при
перепаде температур 20°С экономичность
цикличной работы агрегата, имеющего
нагреватель мощностью 125 вт, на 25% меньше по
сравнению с экономичностью того же
агрегата, работающего без терморегулятора.
В работе [2] предлагается изменить способ
регулирования абсорбционно-диффузионных
холодильников, приблизив его к
непрерывному с помощью введения двухступенчатого
нагревателя, одна секция которого включена
непрерывно, а вторая периодически
подключается терморегулятором. Предполагается, что в
этом случае экономичность холодильников
повысится на 10—15%.
Для выбора целесообразного способа
регулирования температуры
абсорбционно-диффузионных домашних холодильников в
лаборатории Московского завода холодильников
проводились специальные испытания
холодильника «Север-6». Холодильник помещали в
камере, температура которой стабилизировалась
двухпозиционным регулятором на уровне
25°С с точностью±0,5°С и контролировалась
отдельными ртутными термометрами.
Температура в центре шкафа холодильника
фиксировалась малоинерционной медьконстантано-
вой термопарой; термо-э.д.с. измерялась
компенсационным методом. Термопара и
терморегулятор были предварительно тарированы.
Проведены испытания холодильника без
терморегулятора и с терморегулятором. В
результате первого испытания определена
зависимость перепада температур шкафа и
окружающей^ среды от мощности нагревателя,
изменяемой с помощью автотрансформатора.
При втором испытании путем варьирования
уставки задатчика терморегулятора
изменялись температура в шкафу холодильника и
количество потребляемой энергии. Получена
зависимость перепада температур от среднего
значения затрачиваемой мощности,
определяемого за 24 ч работы при каждой
фиксированной уставке задатчика терморегулятора.
Колебания температуры средней точки шкафа в
процессе регулирования не превышали ±0,5°С.
Зависимость перепада температур 9 от
затрачиваемой мощности приведена на рисунке.
Если бы периодическое отключение холодиль-
з*
19

ного агрегата влияло на экономичность
холодильника, то при непрерывной и цикличной
работе одинаковым затратам мощности
соответствовали бы различные перепады температур
шкафа и окружающей среды. Однако, как
видно из рисунка, точки, соответствующие
непрерывной и цикличной работе, лежат на одной
кривой. Следовательно, периодическое
отключение агрегата «е изменяет экономичности
данного холодильника, что можно объяснить
следующим.
Цикличная работа холодильника «Север-6»
соответствует конечному участку кривой 0 =
= QN, для которого коэффициент рабочего
времени велик @,6—1,0), а нерабочая часть
цикла коротка. По-видимому, кипятильник не
успевает сильно остыть за время отключения,
вследствие чего его температура в процессе
регулирования (незначительно колеблется
относительно среднего значения. Если в
пределах этих колебаний зависимость я|) от
температуры кипятильника близка к линейной, то сни-
Технологическая последовательность метода
опреснения вымораживанием сводится к
частичному замораживанию соленой воды (до
10—20 %), очистке полученных кристаллов
льда от маточного рассола и их плавлению.
Процесс кристаллизации соленой воды можно
осуществить в поверхностных или контактных
льдогенераторах.
Энергетические затраты на получение I мъ
пресной воды с помощью контактных
льдогенераторов составляют 10—15 кет • ч, тогда как
с применением поверхностных
льдогенераторов — 40—60 квт-ч [1—3]. Контактные
испарители-льдогенераторы отличаются
простотой конструкции и меньшей удельной
металлоемкостью (в 3—8 раз) по сравнению с
поверхностными трубчатого типа [4].
Процессы теплообмена в контактных
испарителях изучены в основном для случаев
охлаждения воды с перепадом температур
испаряющегося холодильного агента и воды 18—
20°С 1[4, 5]. •
В данной работе приведены результаты
экспериментальных исследований по
определению величины тепловой нагрузки в контакт-
жение экономичности при нагреве
кипятильника компенсируется увеличением ее при
остывании кипятильника. В результате
холодильный агрегат работает практически так же, как
и в непрерывном режиме.
Применением терморегулятора нельзя
достигнуть большей экономичности, чем при
непрерывной работе, так как терморегулятор не
увеличивает к.п.д. агрегата.
Результаты испытаний показывают, что для
абсорбционно-диффузионных домашних
холодильников, аналогичных холодильнику
«Север-6», могут быть использованы простейшие
двухпозиционные регуляторы без снижения
экономичности холодильника.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бытовые холодильники. Материалы совещания, Киев,
1967.
2. Л и х а р е в а Н. В. Исследование абсорбционно-
диффузионного холодильника. Диссертация на
соискание ученой степени кандидата технических наук.
М., 1957.
546.212:66.065.512
ном испарителе-льдогенераторе в зависимости
от изменения тепловых и гидродинамических
условий кристаллизации воды соленостью
3,2—7,0% NaCl.
На рис. 1 приведена принципиальная схема
экспериментального стенда. Вертикальный
испаритель-льдогенератор цилиндрического типа
собран из стеклянных труб-секций для
обеспечения визуального наблюдения за процессом
кристаллизации и определения
газосодержания воды. Опыты проводили в
льдогенераторах с диаметром 0,18, 0,10 и 0,05 м, высотой до
2,5 м. В качестве холодильного агента
использовали бутан-бутиленовую смесь 95%-ной
чистоты. Ее состав в жидкой фазе (% вес):
«-бутан 52,02, изобутан 14,59, бутилены 26,68,
пропан 4,71; нормальная температура
кипения — 5°С. В процессе кристаллизации воды
измеряли температуру открытыми медькон-
стантановыми термопарами и лабораторными
термометрами ТЛ-103 с ценой деления 0,ГС.
Величину э.д.с. термопар измеряли
компенсационным методом при помощи лабораторного
низкоомного потенциометра Р-330, а нуль-
индикатором служил зеркальный гальванометр
М-195/2.
Тепловые нагрузки в контактных испарителях в режимах
кристаллизации воды
Канд. техн. наук М. В. КОЛОДИН, Е. М. РУТГАЙЗЕР
Институт пустынь АН Туркменской ССР
20

+ /
to.
,_i_i—it-i—i—i-exj-i-rl—i—i—i—i
ri
L~6*h
U-да
XJ-
'1 Lj фя /f
z?
=1
ЛГ0 T^
Ы 19
ye\21 —. Техническая соленая дода
|е| Рассол
ПГ —|—i— Газообразный холодильный агент
—и—и— Жидкий
• % % Воздух /
— Проточная дода
Рис. 1. Принципиальная схема экспериментального стенда для изучения процессов
теплообмена в испарителе-льдогенераторе:
1 — бак с водой; 2 — насос для подачи соленой воды; 3 — водоохлаждающий агрегат;
4 — ртутные термометры; 5 — ротаметры; 6—термопары; 7 — испаритель-льдогенератор;
8 — вакуум-насос; 9 — предохранительный клапан; 10 — влагоотделитель; 11 —
контрольные манометры; 12 — ртутные манометры; 13 — пробоотборник льда; 14 — насос
для рециркулирующего рассола; 15 — мерный сосуд; 16 — маслоотделитель; 17 —
компрессор; 18 — конденсатор; 19 — пробоотборник рассола; 20 — насос для сбрасываемого
рассола; 21 — мерное устройство; 22 — бак для сбрасываемого рассола.
Весовой расход жидкого холодильного
агента, поступающего в льдогенератор, изменяли
от 0,2 до 18 кг/ч. Постоянство расхода
контролировали дифференциальным ртутным
манометром. Выбор указанных значений изменения
весового расхода холодильного агента
обусловлен требованием получения относительно
крупных кристаллов льда, что необходимо для их
дальнейшей эффективной очистки от
маточного рассола.
Температурный напор At находили как
разность температур испарения бутан-бутиленовой
смеси и средней температуры смеси соленой
воды и льда
А* = *и-у ('«-'«>, 0)
где t\K — температура начала кристаллизации
соленой воды, °С;
t2K — конечная температура смеси соленой
воды и льда, °С.
Температуру испарения холодильного
агента устанавливали косвенным методом по
показаниям ртутного манометра и заранее
найденной опытным путем табличной зависимости
tu=f(p) для используемой бутан-бутиленовой
смеси газов, a tXK и t2K измеряли
непосредственно термопарами. Температуру начала
кристаллизации tiK фиксировали в момент
резкого отброса светового луча зеркального
гальванометра, а /2к после прекращения испарения
холодильного агента из смеси лед-рассол.
Величину At в опытах изменяли от 0,9 до 5,2°С.
Для предотвращения попадания в систему
неконденсирующихся газов перед проведением
опытов в льдогенераторе деаэрировали
соленую воду путем ее вакуумирования, что
позволяло определять tm с незначительной
погрешностью.
Значение тепловой нагрузки q находили по
уравнению
q _ квт/м3,
B)
где <2л
• количество тепла, отведенного от
воды в процессе кристаллизации, кет;
v — объем зоны контакта фаз соленая
вода—лед—холодильный агент, мъ.
Точность определения q зависит от величины
погрешности при нахождении (Зл и v. Значение
Bл вычисляли по весовому расходу
'холодильного агента, поступающего из мерного сосуда
в льдогенератор с учетом тепловых потерь от
поверхности льдогенератора в окружающую
21

среду и охлаждения незамерзшей части
соленой воды до конечной температуры. Объем
зоны контакта фаз v определяли на основе
визуальных наблюдений, по гидростатическому
уровню фаз в льдогенераторе. Значение v
зависело от газосодержания ср соленой воды,
величину которого определяли по уравнению
9 = !--?, C)
Я '
где К
высота слоя воды без учета
содержания газа, м;
Н — высота газо-жидкостного слоя, м.
Значения 1ц и Я устанавливали визуально
при помощи линейки по уровню соленой воды
и газо-жидкостной смеси в льдогенераторе.
Суммарная экспериментальная погрешность
rpi вычислении q по формуле B) при
указанных методах расчета QR и v составила 9,5%.
Опыты проводили в условиях
нестационарного режима кристаллизации соленой воды в
следующем порядке. Порцию соленой воды
охлаждали в льдогенераторе за счет
испарения впрыскиваемого жидкого холодильного
агента. Момент кристаллизации фиксировали
по резкому отклонению светового луча на
шкале гальванометра, а также визуальным
наблюдением. Коэффициент замораживания
воды определяли по уравнению солевого
баланса и изменяли в опытах от 0 до 15%.
Газообразный холодильный агент отсасывался
компрессором и конденсировался в поверхностном
конденсаторе, а жидкий — через мерный сосуд
вновь подавался в льдогенератор. После
частичного замораживания воды подача
холодильного, агента в льдогенератор
прекращалась, рассол откачивался и через специальное
отверстие брали пробы льда. Температуру
испарения холодильного агента регулировали
рабочим давлением в льдогенераторе.
По материалам экспериментальных
исследований построена зависимость изменения
тепловой «агрузки q от весового расхода G
холодильного агента при различных температурных
напорах At (рис. 2); Максимальные значения
<7=110 кет достигнуты при весовом расходе
холодильного агента, равном 18 кг/ч.
Зависимость q от G при постоянном At
носит линейный характер, причем с повышением
А/ значение q возрастает, т. е. уменьшается
время процесса кристаллизации воды. Однако
интенсивность увеличения тепловой нагрузки
непропорциональна скорости изменения
температурного напора. Так, при весовом расходе
холодильного агента 15 кг/ч и увеличении At в
5,7 раза (от 0.9 до 5,2°С) тепловая нагрузка
возрастает только в 2,5 раза (от 41,0 до
91,0 кбт/м3). Это объясняется тем, что при
изменении A t непропорционально изменяется
длительность испарения холодильного агента
т и объем зоны контакта фаз v. Значение v
определяется суммой начального объема воды
и газосодержания, величина которого зависит
от весового расхода холодильного агента,
температурного напора и диаметра
льдогенератора. Данные на рис. 2 получены в
льдогенераторе диаметром Z)=0,18 м и высотой
гидростатического слоя воды 0,5 м. Значение
газосодержания изменялось от 0,1 до 0,5. Чем больше
Д t и меньше G, тем меньше газосодержание.
юо
80
60
20
_>
/Л^|
jj?^
^гШ
ш ¦«-'•''"
Г^-ffi
у
^^
qO.
^
^i9 ^
o.Lr^
¦-¦*
f*
О 2 4 6
10 12 14 16 18 Б,кг/ч
Рис. 2. Зависимость изменения тепловой нагрузки q
от весового расхода G холодильного агента при
различных температурных напорах А/.
Для определения влияния диаметра
льдогенератора на величину тепловой нагрузки были
проведены опыты в льдогенераторах с
диаметрами 0,05 и 0,10 м. Результаты опытов при
А ^=0,9°С представлены на рис. 3. Объем зоны
контакта пропорционален квадрату диаметра
льдогенератора (при одинаковых
гидростатических уровнях воды). Поэтому следовало
ожидать, что при одних и тех же весовых
расходах холодильного агента и уменьшении
диаметра колонны в 3,6 раза тепловая нагрузка
возрастет примерно в 10 раз. Однако, как видно из
у,кбтШ
8 Ска 1ч
Рис. 3. Значение тепловых нагрузок в
льдогенераторах различных
геометрических размеров.
22

рис. 3, значение q увеличивается только в
5 раз. Это объясняется тем, что с
уменьшением диаметра колонны пропорционально
возрастает газосодержание воды и, таким
образом, объем зоны контакта определяется не
только диаметром льдогенератора, но и
гидродинамическими условиями процесса
кристаллизации воды.
Зависимость тепловой нагрузки от теплового
режима процесса кристаллизации и диаметра
льдогенератора описывается эмпирическим
уравнением
ОД г0'48
Ч = 0,433 ¦ — тт\м\ D)
Значения q, вычисленные по эмпирической
формуле D), удовлетворительно
согласовываются с экспериментальными данными — рас-
Термодинамические свойства водного
раствора бромистого лития изучались рядом
исследователей {1—4], получивших ценные
экспериментальные данные, в результате
обработки которых составлены энтальпийная g,
/-диаграмма раствора бромистого лития в воде и
таблицы [4, 5]. Энтальпийная диаграмма
уточнялась в работах [6, 7].
Имеющиеся данные позволили составить
энтропийную s, /-диаграмму водного раствора
бромистого лития, в которой
термодинамический анализ совмещенных циклов
абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины и
трансформаторов тепла является более
наглядным.
Жидкая фаза диаграммы построена в
следующей последовательности: в координатах s—t
проведены линии постоянных концентраций в
области полной растворимости бромистого
лития в воде — от 0 до 70% 'по бромистому
литию; получены линии постоянных давлений р
и постоянных энтальпий и Сетка линий
постоянных концентраций ? нанесена согласно
табличным данным [5]. Эти данные не
позволяют осуществить непосредственное построение
изобар р и изоэнтальп /. Поэтому
необходимы вспомогательные графики постоянной
температуры в координатах \gp—<? и i—\ (рис. 1,
2). На графиках проведены линии постоянных
хождение не превышает 8—10%. Полученные
результаты можно использовать для расчетов
контактных льдогенераторов в
опреснительных вымораживающих установках.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бобков В. А. Производство и применение
водного льда. М., Госторгиздат, 1961.
2. S p i e g 1 е г К. S. Salt-water purification. John Willey
ang sons Inc. New-York-London, 1962.
3. В а й н е р А. А., Карелин С. К., Реморов А.С.
Льдогенератор трубчатого типа. «Холодильная
техника», 1967, № 12.
4. Клименко А. П. и др. Холодильная установка с
контактными аппаратами. «Холодильная техника»,
1969, № 4.
5. К о с т ю к В. Н. Контактные испарители
холодильных установок. Кандидатская диссертация. Институт
газа АН УССР. Киев, 1966.
621.564@84.21)
давлений /?, постоянных энтальпий i и
получены зависимости p=f(t, g), i=f{t, ?). Последние
дают возможность нанести сеть изобар и
изоэнтальп в s, ?-диаграмме (рис. 3), в которой
также проведена линия кристаллизации
раствора [5].
Для построения линий постоянных
концентраций g и изобар р в паровой фазе
использованы табличные зависимости s=f(p, g) для
паровой фазы [5] и жидкостная часть s, i-диаг-
Рис. 1. Зависимость \gp от g для раствора
бромистый литий—вода.
Энтропийная диаграмма равновесных фаз водного раствора
бромистого лития
Доктор техн. наук, проф. Л. М. РОЗЕНФЕЛЬД, Ю. В. КУЗЬМИЦКИЙ, Г. А. ПАНИЕВ
Институт теплофизики СО АН СССР
23

рез точки пересечения линий р* = const и ?* =
= const в жидкостной части диаграммы из
условия равновесия фаз.
Далее соединены точки с одинаковыми
значениями pi и 1и построены сеть изобар р и
линии постоянных концентраций ? в паровой
фазе 5, /-диаграммы.
Поскольку паровая фаза — это чистый
компонент (водяной пар), сетка линий постоянных
концентраций g в паровой области является
условной. Линия постоянной концентрации
|=0 представляет собой правую пограничную
кривую сухого насыщенного водяного пара, а
линии постоянных концентраций §>0
характеризуют состояние перегретого водяного пара,
равновесного состоянию раствора данной
концентрации.
Линии постоянных энтальпий i построены по
таблицам перегретого водяного пара [8]. При
этом учтена разница в началах отсчета при
определении энтропии по таблицам Вукалови-
ча [8] и Ловера [5], равная As = 0,82 ккал/(кгХ
Хград).
В энтропийной диаграмме не (нанесены
линии (постоянных концентраций | и давлений р
s, ккал/(кз-град)
Рис. 3. s,/-Диаграмма равновесных фаз водного раствора бромистого лития.
24
240 г
Ч 220
% ,
< гоо\
180
160
по
120
100
80
60
40 \
10 20 30 40 50 ВО $,%
Рис. 2. Зависимость i от ? для
раствора бромистый литий—вода.
раммы. Точки с параметрами pi и & в паровой
области диаграммы определены пересечением
адиабат Si и изотерм /*. Значения s;=/(Pi, gi)
взяты из таблиц [б], а изотермы проведены че-
К
N
<Ч
$
V
! L_
lJ
ч^..
Щз
ч<^§
I
^
J
I
I
Г? |
j

s, кк.ал/(кгград)
Рис. 4. Построение линии постоянной общей
концентрации и постоянного давления в области влажного
пара в s, ^-диаграмме.
в области влажного пара. Эти линии строятся
в каждом случае в соответствии с условиями
термодинамического цикла. Такое построение
осуществляется решением системы уравнений
= xs'+ A— я) s0j
= xl'+(l-x)l0,
A)
B)
s.
где s, s\s0—энтропии парожидкостнои смеси,
паровой фазы и жидкой фазы;
х — степень сухости влажного пара;
go — общая концентрация
парожидкостнои смеси, концентрация
паровой и жидкой фаз.
Проводим ряд изотерм в s, ^-диаграмме в
интервале температур начала и конца процесса
(абсорбции, десорбции). Пересечением
соответствующих изотерм с изобарами процесса в
паровой и жидкой фазах находим значения
энтропии жидкости s0 и пара s' и концентрации
раствора |о- Ввиду нелетучести бромистого
лития в рассматриваемом интервале температур
концентрация паровой фазы по бромистому
литию 1' = 0. Тогда уравнение B) решаем
относительно х:
»'-т-
Таким образом, зная величины s0 и s' из
s, /-диаграммы и х из уравнения B), получаем
значения энтропии парожидкостнои смеси s
из уравнения A). В соответствии с
найденными значениями энтропии s для заданных
температур t в s, ^-диаграмме наносим точки,
определяющие положение линии ? = const,
р = const в области влажного пара (рис. 4,
линии с—а — абсорбция, а—с — десорбция).
Значения энтальпий точек, расположенных
на линии процесса | = const, /?=const, находим
из выражения
i = xi'+(l—x)i0, C)
где i — энтальпия влажного пара;
i', h — энтальпии жидкости и пара,
равновесные исходной точке в области
влажного пара при данном давлении.
ЛИТЕРАТУРА
1. International Critical Tables. Vol. V, p. 133.
2. International Critical Tables. Vol. HI. p. 363.
3. Penington W. «Refrig. Engng.», 1955, May.
4. Розенфельд Л. М., Карнаух М. С. Энталь-
пийная диаграмма для раствора бромистый
литий—вода. ЖТФ, 1958, т. XXVIII, вып. 3.
5. Lower H. Dissertation, 1961.
6. HasabaS., UemuraT. «The Refrig.», (Japan),
1961, Vol. 36.
7. У с ю к и н И. П. Термодинамические диаграммы
раствора бромистый литий—вода. «Холодильная
техника», 1969, № 1.
8. В у к а л о в и ч М. П. Теплофизические свойства
воды и водяного пара. М., «Машиностроение», 1967.
Вниманию
читателей!
Журнал «Холодильная техника» распространяется только по подписке!
Читатели, не успевшие оформить подписку на журнал с первого
номера 1971 г., могут подписаться в местных отделениях связи и пунктах
подписки «Союзпечать» с любого последующего номера журнала и на
любой срок в пределах календарного года.
4 Зак. 484.

Расчет длительности предварительного охлаждения подземных холодильников
А. Ф. ЗИЛЬБЕРБОРД, В. В. ЛОВЧУК
ВСЕГИНГЕО
621.565B4).001.24.037.1
В подземных выработках, оборудованных
под охлаждаемый склад, требуемая
технологическими условиями хранения температура
может быть достигнута после
предварительного (до поступления грузов) охлаждения
горного массива. Продолжительность такого
охлаждения — одна из важных характеристик
теплового режима хранилища.
Подземный склад — это система горных
выработок, расположенных на одном горизонте,
на глубине до 100 м от поверхности земли.
Чтобы упростить теплофизические расчеты,
его можно представить в виде щели в
полуограниченном пространстве, длина и ширина
которой бесконечно велики по сравнению с
высотой. При относительно небольшой
продолжительности периода предварительного
охлаждения горных пород расчетные значения будут
незначительно отличаться от действительных,
даже при ограниченных (окружность или
прямоугольник) размерах выработки [1, 2].
Расчет длительности предварительного
охлаждения сводится к решению
дифференциального уравнения теплопроводности с
условием Стефана на границе раздела двух (мерзлой
и немерзлой) сред. Для упрощения решения
задачи иногда используют балансовый метод
[3]. При этом полагают, что уже в начальный
момент времени охлаждаемая поверхность
принимает температуру хранения, которая
затем поддерживается постоянной. В этом
случае под длительностью предварительного
охлаждения понимается продолжительность
периода, в течение которого величина
теплового потока из окружающего массива
снижается до значения среднегодового потока в
наземном холодильнике.
При решении дифференциального уравнения
теплопроводности наибольшие трудности
представляет задание граничных условий на
поверхности охлаждения. Для обоснования их
выбора рассмотрим процесс охлаждения
подземных складских помещений с
использованием паровых холодильных машин.
В соответствии с установившейся методикой
расчета и проектирования температура
кипения при непосредственном охлаждении
принимается на 8—12°С ниже температуры воздуха
в камерах, при рассольном —примерно на 5СС
ниже температуры рассола, которая, оз свою
очередь, должна быть на 10—12°С ниже
температуры воздуха в камере. Эти положения
должны учитываться и при тепловых расчетах
подземных холодильников.
Задавая граничные условия, необходимо
проверять возможность их обеспечения, исходя
из реальной производительности холодильной
установки. Последняя же изменяется в
широких пределах в зависимости от температуры
кипения и температуры переохлаждения
холодильного агента.
Задание на поверхности охлаждаемой
выработки в начальный момент времени постоянной
температуры, равной температуре хранения,
означает, кроме необходимости поглощения
огромных притоков тепла из горного массива,
также наиболее неблагоприятный режим
работы холодильной установки в течение всего
периода предварительного охлаждения. При
работе холодильника в тепловом режиме,
близком к стационарному, плотность теплового
потока уменьшается примерно на два порядка по
сравнению с начальным временем охлаждения,
что также свидетельствует о
несостоятельности рассматриваемой предпосылки.
Собственно длительность предварительного охлаждения
при такой постановке задачи противоречит
ходу реального процесса охлаждения горного
массива.
Наиболее целесообразно при задании
граничных условий исходить из реальных
возможностей холодильной установки. В этом случае
на охлаждаемой поверхности задается
плотность теплового стока, определяемая
производительностью холодильной установки,
приходящейся на единицу охлаждаемой
поверхности, т. е. принимаются граничные условия
второго рода.
Объемная холодопроизводительность
аммиака и других холодильных агентов, а
следовательно, и плотность теплового стока с
охлаждаемой поверхности, хорошо
аппроксимируются экспоненциальной зависимостью.
q = q0e-n{U\ 0)
где q0 — плотность теплового стока при t0 =
= 0°С, ккал/(м2- ч)\
п — коэффициент, определяемый типом
холодильного агента и температурой
переохлаждения;
tQ — температура кипения холодильного
агента.
Коэффициент п очень незначительно
уменьшается с понижением температуры переохлаж-
26

дения. Поэтому для практических расчетов
его можно принимать постоянным для
данного холодильного агента. Так, для аммиака с
учетом объемных потерь в компрессоре этот
коэффициент, полученный по
экспериментальным диаграммам Лавровой [4], равен 0,0555.
Температуру кипения холодильного агента
можно принимать равной температуре
воздуха или поверхности выработки tH,
уменьшенной на постоянную величину At, составляющую
для системы непосредственного охлаждения
8—12°С и для рассольного около 15°С. Таким
образом, окончательно на поверхности
охлаждаемой камеры получим
Граничное условие второго рода
используется до момента установления на поверхности
выработки температуры хранения tc. Затем эта
температура фиксируется и поддерживается
при уменьшающемся во времени оттоке тепла.
Последнее позволяет постепенно понижать
производительность холодильных установок.
Аналитическое решение дифференциального
уравнения Фурье с учетом фазовых переходов
и сложных граничных условий в настоящее
время вряд ли возможно. Поэтому для
расчета длительности предварительного
охлаждения нами был использован метод
гидравлических аналогий, предложенный проф.
Лукьяновым [6]. Этот метод основан на аналогии
между тепловыми и гидравлическими процессами,
описываемыми дифференциальными
уравнениями одинаковой структуры. Для
исследования процесса теплопередачи данное тело (в
рассматриваемом случае участок горного
массива) разбивается на элементарные объемы-
блоки. При этом непрерывное распределение
температуры заменяется дискретным в
отдельных точках, соответствующих центру
тяжести элементарных объемов. Таким образом,
решение дифференциального уравнения
теплопроводности на гидроинтеграторе
соответствует методу конечных разностей при
непрерывном изменении времени протекания тепловых
процессов.
На гидроинтеграторе типа 2ИГЛ2-10-2
решена серия задач с различными теплофизически-
ми параметрами и влажностью горных пород
при неодинаковых значениях плотности
теплового стока. Глубина расположения щели
принята равной 20 ли
Коэффициент температуропроводности
изменялся от 22-Ю-4 до 50-10~4 м2/ч, влажность—
от 0 до 5%. Принятые параметры характерны
для известняка, песчаника, глинистого сланца
алевролита и других пород осадочного
происхождения. Начальные значения (при ^ = 0°С)
плотности теплового стока ?о изменялись от
20 до 80 ккал/(м2 ¦ ч). Естественная
температура горных пород принята равной 7°С.
Примерно такая температура наблюдается в
центральных районах европейской части СССР.
На поверхности земли задавалась средняя
месячная температура воздуха с учетом
отепляющего влияния снежного покрова [7].
На поверхности щели задавалась плотность
теплового стока, причем его величина
изменялась в зависимости от температуры породы в
первом блоке. При интенсивном охлаждении
горного массива плотность теплового стока
изменялась через равные промежутки времени
A—2 суток).
Плотность теплового стока задавалась при
помощи одного из подвижных сосудов
установки граничных условий, соединенного через
гидравлическое сопротивление со сливом в первый
блок таким образом, чтобы разность уровней
ДС/ между подвижным сосудом и сливом
соответствовала перепаду температур,
обеспечивающему при заданном термическом
сопротивлении требуемое значение q. Величина
плотности теплового стока колебалась в соответствии
со значениями AU при постоянной величине
гидравлического сопротивления.
Первый блок, непосредственно
прилегающий к поверхности камеры, был принят равным
0,40 м. Таким образом, температура в камере
хранения отождествлялась с температурой
горных пород на расстоянии 0,2 м от поверхности
выработки. Такое предположение создает
определенный «запас», так как к моменту то
температура поверхности, а следовательно, и
температура воздуха в камере будут ниже, чем в
первом блоке.
На нижней границе, в породах на
горизонте, отстоящем от щели более чем на 20 м (за
пределами температурного влияния щели),
задавалась постоянная температура, равная
естественной на этой глубине.
Задачу решали до установления в первом
блоке, непосредственно прилегающем к щели,
температуры, требуемой технологическими
условиями хранения (в рассматриваемом
случае —20°С). В целях выяснения интенсивности
изменения теплового потока из горного
массива в процессе эксплуатации хранилища (при
фиксированной температуре —20°С)
дополнительно было поставлено несколько вариантов
задачи.
Решение показало, что при глубине
расположения выработки, принятой равной 20 ли и
производительности холодильной установки,
обеспечивающей плотность теплового стока
qo>30 ккал/(м2-ч), условия на поверхности
земли не оказывают существенного влияния на
4*
27

продолжительность предварительного
охлаждения горного массива. В этом случае на
протяжении первых нескольких метров выше и
ниже щели температурное поле практически
симметрично и заданная температура —20°С
устанавливается в одно время. При qo<
<30 ккал/(м2-ч) симметрия нарушается и
длительность предварительного охлаждения в
верхней части существенно отличается от
нижней. Так, при плотности теплового стока 10—
15 ккал/(м2-ч) максимальное отклонение Ато
может достигать ±30 суток.
Из всех изменявшихся природных и
технических факторов наибольшее влияние на
продолжительность предварительного
охлаждения оказывает плотность теплового стока
(рис. 1, 2). Увеличение #о от 20 до
80 ккал/(м2хч) сопровождается уменьшением
времени предварительного охлаждения более
чем в 10 раз.
Согласно проведенным расчетам, наиболее
приемлемые сроки предварительного
охлаждения горного массива достигаются при значе-
300
250
200\
100\
50
•
3 V*
Г
20
Рис. 1. Зависимость
времени предварительного
охлаждения То от
плотности теплового стока qo
при различных значениях
коэффициента температу-
( ропроводности а и
влажности w=0%:
а = 3,6-10 , о — а =
=5-Ю-3 м2/ч.
д0,ккал/(м2-ч)
ниях q0 в диапазоне 40—60 ккал/(м2-ч). С
увеличением плотности теплового стока от 40 до
60 ккал/(м2-ч) длительность предварительного
охлаждения уменьшается примерно в 2,1 —
2,3 раза, в интервале 20—40 ккал/(м2-ч) — в
3,1—3,8 раза. Изменение q0 от 60 до
80 ккал/(м2-ч) приводит к уменьшению
времени предварительного охлаждения всего
лишь в 1,5—1,7 раза.
Приведенные решения соответствуют
случаям, когда Д/=0°С. Если производительность
холодильной установки, а следовательно, и
плотность теплового стока выражается
зависимостью B), длительность предварительного
охлаждения значительно увеличивается.
Нами была проведена серия расчетов при
Д/=10°С. Продолжительность периода охлаж-
250.
200
%
^100
50
Q .
3 \N^
20
40
Рис. 2. Зависимость
времени предварительного
охлаждения т0 от
плотности теплового потока
<7о при различных
значениях влажности горной
породы w и а =
= 2,2-Ю-3 м2/ч:
. 2 , i-w-0%;2-w-l%;
ц0, ккал/(м2ч) 3 __ ш = 3%; 4 — ш = 5%.
60
80
дения для эталонных параметров горной
породы (ш=0; а=2,2- Ю-3 м2/ч) возросла
соответственно на 33 при <7о = 80, на 59 при #0 = 60 и на
145 суток при q0=40 ккал/(м2 • ч). Дальнейшее
уменьшение плотности теплового стока до 20—
30 ккал/ (м2 • ч) и увеличение влажности
горной породы до 5% приводит к значительному
(в 4 и 5 раз) росту значения т0.
Характер изменения плотности теплового
потока во времени в процессе предварительного
охлаждения и эксплуатации хранилища при
фиксированной температуре хранения —20°С
приведен на рис. 3.
409-
35
30
25
Рис. 3. Характер изменения плотности
теплового потока во времени в процессе
предварительного охлаждения и
эксплуатации хранилища:
/, И, III — точки, соответствующие
окончанию предварительного охлаждения и
изменению граничных условий, tc =
=const=—20°С:
/ — изменение плотности теплового
стока по формуле #=20е-°'0555('); 2 — то же,
по формуле # = 40 е-о,о555(*-ю). з — то же,
по формуле #=40e-°'0555W.
т. годы
28

Естественно полагать, что следует
стремиться к сокращению продолжительности
предварительного охлаждения горных пород. Однако
быстрое понижение температуры их
приповерхностного слоя до заданного значения
сопровождается высокими (до 20 ккал/(м2ч) и
более) тепловыми потоками из горного
массива (см. рис. 3), что предопределяет
повышенные потери продуктов при хранении. Поэтому
иногда целесообразно начинать эксплуатацию
склада не сразу после охлаждения поверхности
выработки до требуемой температуры, а
несколько позднее, когда тепловой поток из
массива понизится, например, до 5—
10 ккал/(м2-ч). Решение этого вопроса будет
зависеть от ассортимента складируемых
продуктов.
При близком к стационарному тепловом
режиме в хранилище, обычно
устанавливающемуся через несколько лет его эксплуатации,
плотность теплового потока к поверхности
камер хранения снижается до 2—3 ккал/(м2-ч)
[8]. Это его значение и следует считать
исходным при выборе производительности
холодильной установки. Для увеличения плотности
теплового стока в период предварительного
охлаждения могут быть использованы
холодильные установки, предназначенные для
обслуживания камер замораживания и выработки
холода на прочие технологические потребности.
С их учетом плотность теплового стока может
быть значительно увеличена. Охлаждаемые
помещения, кроме того, могут вводиться в
эксплуатацию по этапам, количество которых
определяется расчетными значениями q, т. е.
сроком, заранее задаваемым при
проектировании сооружения.
В данной статье рассмотрены возможности
расчета времени предварительного
охлаждения горного массива до температуры —20°С.
Расчет методически не изменится при
необходимости получить еще более низкую
температуру хранения. Что касается температур,
близких к 0°С, то они обеспечиваются в короткие
сроки и существенно не влияют на время ввода
хранилища в эксплуатацию.
Только учет в теплофизических расчетах
реальной холодопроизводительности
холодильной установки позволяет определить время
предварительного охлаждения и тепловые
потоки из горного массива в первый период
нормальной эксплуатации хранилища. Задание на
поверхности выработки в начальный момент
времени постоянной температуры, равной
температуре хранения, при определении
теплового потока из окружающей среды в
рассматриваемый период времени может привести
к ошибке до 80—100%. Лишь на
третий—четвертый год эксплуатации холодильника способ
задания условий на охлаждаемой поверхности
существенно не влияет на результат
определения величины теплового потока.
ЛИТЕРАТУРА
1. Рубинэ М. Кондиционирование воздуха в
подземных выработках. Пер. с франц. М., Госстройиздат,
1963.
2. К а п и н у с А. Ф., М е л а м е д В. Г. О расчете
температурных полей в грунте вокруг крупных
источников постоянного возмущения температуры. В сб.
«Мерзлотные исследования», вып. VI., М., изд. МГУ,
1966.
3. 3 у с м а н В. С. Использование горных выработок
для устройства складов-холодильников». «За
технический прогресс». Бюллетень научно-технической
информации. Кишинев, 1958.
4. Л а в р о в а В. В. Диаграмма для определения хо-
лодопроизводительности аммиачных компрессоров.
«Холодильная техника», 1965, № 3.
5. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.,
«Высшая школа», 1967.
6. Лукьянов В. С, Головко М. Д. Расчет
глубины промерзания грунтов. Труды ВНИИ
транспортного строительства, вып. 23. М., Трансжелдориздат,
1957.
7. Шамшура Г. П. Влияние снежного покрова на
тепловой режим грунтов в Таймырской тундре. В сб.
«Материалы по общему мерзлотоведению», М., изд.
АН СССР, 1959.
8. 3 и л ь б е р б о р д А. Ф. Подземные холодильники
для хранения продуктов питания. М., изд.
ВСЕГИНГЕО, 1967.
¦

Расчет компактных теплообменников для термоэлектрических
охладителей
Канд. техн. наук Г. Л. СЕРЕБРЯНЫЙ
НИИавтоприборов
В настоящее время нет рекомендаций по
расчету оптимальной конструкции
теплообменников для термоэлектрических охладителей.
Для расчета компактных теплообменников с
учетом изменения температур по ходу
теплоносителей необходимо определить следующие
величины: число термоэлементов, их размеры,
геометрические характеристики
теплообменников, отношение водяных эквивалентов (или
расходов) теплоносителей, обеспечивающих
минимальный габаритный объем
теплообменников или минимальный их вес при ряде
исходных заданных величин. При этом следует
учитывать взаимосвязь тепловых и
гидравлических сопротивлений теплообменников.
Принимаем следующую расчетную схему:
площадь «горячего» и «холодного» основания
теплообменников равна поверхности
термоэлементов
S=2nf,
где п — число термоэлементов;
/— сечение ветви термоэлемента при
одинаковых размерах ветвей.
Теплообменники состоят из сплошных
прямоугольных ребер высотой h, толщиной А, с
зазором б (рис. 1).
2'—
а'-"""
^
\ 1
N
а
а
а
ь
Ш
|/|
[Ж
П1
А
i_
Рис. 1. Схема
конструкции:
/ — «холодный»
теплообменник; 2 —
термобатарея; 3 — «горячий»
теплообменник.
Габаритный объем теплообменников
V=S(hr+hx).
Емкость материала ребер
Кп = V ¦
1+'
A)
Aа)
где <ю
Представим S следующим образом:
Qx
5 =
Я*
B)
30
621.565.83:536.24
где Qx — заданная холодопроизводительность,
вт;
<7х — средняя удельная
холодопроизводительность, вт/м2.
Величину <7х необходимо представить как
функцию параметров, оптимальные значения
которых следует определить. Учитывая, что в
транспортных установках, для которых
наиболее важны требования минимального веса
и объема, напряжения источников постоянного
тока фиксированы, примем в качестве
определяющего параметра напряжение, подводимое
к термобатарее [4]. По этой причине известные
соотношения [1], полученные при заданном
токе, не могут быть использованы в расчете. При
заданном напряжении выражение qx можно
получить в явном виде для аппаратов,
работающих при сравнительно небольших
перепадах температур по ходу теплоносителей.
В этом случае изменение этих температур
можно считать линейным.
Вводя в расчет характеристику х = •
К,
равную отношению напряжения
электропитания к термо-э.д.с. батареи, при условии
обеспечения заданного перепада температур 8tx
охлаждаемого потока получим:
.x = (^^)[l + |/l-^
f*J
= /(fx, x, Z,, гг,гх), C)
W*
где f* = ~^г— отношение водяных эквивален-
тов теплоносителей;
-±[-
*2 (уМх + вм
] =
В = —btxfa + bu
с = уИх(^з-М4);
ввх^Т'г.вх^—Гв.вх — разность температур
нагреваемого и охлаждаемого
потоков, входящих в
теплообменники, °К;
Заданной может быть величина U или ап.

Г* + Гт
X
X
Bir
Bir
Bix+1rX~*Uix + Bix+ Bir
Bip \ 1
7Г + 1 )TX+ —
Bir J z
t Bir n \ /BiP ,
Гх + /"г
X
X
Bi>
¦ + 1
)(
з^хч-— ;-*
Bip
Bix
0
Bix / * \ Bix T 7 -\BI, J
;=— X
X -
1 1
1 + ii7 + ii7
*4
X
(?>•)
л:
= — x
'г
1 / "Bir ' \
г*+'тA+вг;+ш')-
BJj.
Bix
L —высота термоэлемента, м;
rx> rv — термосопротивления на
спаях элементов, м2 • град/вт;
Bi = число Био для термоэле-
г\
2 =
мента;
X — эффективный коэффициент
теплопроводности
термоэлемента, учитывающий
проводимость в самом
элементе и в зазорах,
вт/(м • град)\
— добротность термобатареи
1 +
^Рп
РгЛ
Го-
Рп"
(XIград) с учетом
сопротивления контактов;
- добротность батареи без
учета контактов;
- электрическое
сопротивление двух контактов в
направлении L, ом • м2\
• удельное
электросопротивление полупроводникового
вещества, ом • м;
Тх =
Тх.ъх — "у5 *х — заданная средняя
температура охлаждаемого
потока.
Исходя из известных соотношений для
расчета гидравлического сопротивления, величину
(Лг+Лх), входящую в формулу A),
представим следующим образом:
hv + hK = —
mV2g
V* A + сох) X
D)
где Ш, I — ширина фронта и длина
теплообменника (UIl=S)\
g = 9,81 Mj сек2;
V — объемный расход теплоносителя,
м^/сек;
Ар — располагаемые напоры
теплоносителей перед входом в
теплообменник, кг/м2;
?, ^ — соответственно коэффициенты
трения и сопротивлений входа и
выхода из теплообменника;
Y— удельный вес теплоносителя, кг}мъ\
d — гидравлические диаметры
теплообменников, м.
Как следует из выражений A) и B),
минимальные габаритные размеры
теплообменников при заданной холодопроизводительности
обеспечиваются при наименьшем значении дро-
Аг + h*
би
Ях
числитель и знаменатель
которой находятся согласно D) и C) как
функции различных параметров, подлежащих
оптимизации. Схема решения задач оптимизации
в каждом отдельном случае зависит от того,
какие величины заданы. При этом следует
учесть, что параметры х и L влияют на V
только через #х и их оптимальные значения
отвечают <7х тах.
Рассмотрим пример расчета теплообменника
для системы «воздух—воздух» или
«вода—вода» при следующих условиях:
— напоры теплоносителей заданы и равны
АрГ=Арх=Ар (работа с общим напорным
устройством);
— межреберный промежуток представляет
собой плоскую щель (/г>20 6), течение
теплоносителя (обычно воздуха) ламинарное и
стабилизированное (~^~>100)- Последнее
неравенство получено при условии Re <2000 на
основании результатов точных решений задачи
о теплообмене в канале с постоянной темпера-
31

турой стенки [2] при значении допускаемой
погрешности не более 5%;
— конструкции теплообменников
различаются только высотой, средние значения теплофи-
зических характеристик теплоносителей
одинаковы, контактные сопротивления RK между
основаниями теплообменников и
термоэлементов для «горячей» и «холодной» стороны также
одинаковы. В этом случае запишем
Гг = Гх = Г.
При этих допущениях с достаточной для
инженерных расчетов точностью, учитывая
эффективность ребра, можно считать:
Ь A + со)
г = + RK град-мУвт, E)
К Х0Хрсо Nu
где Яо, Яр — коэффициенты теплопроводности
теплоносителей и материала
ребер, вт/(м -град);
Nu — критерий Нуссельта (при
принятых допущениях Nu = 7,55).
Раскрываем величины, входящие в формулу
D). Коэффициент трения при ламинарном те-
Раекрывая
выражение числа Рейнольдса, получим:
чении в плоской щели С = -г—
75A +со) '
где v — коэффициент кинематической
вязкости, м2/сек.
Суммарный коэффициент сопротивлений
входа и выхода из решетки прямоугольных
ребер, согласно анализу данных, приведенных в
работе [3], можно приближенно, но с
достаточной точностью представить зависимостью
6 = 1,8
1 +С0
G)
с — весовая удельная теплоемкость,
вт• ч/(кг град);
Рг — число Прандтля.
Емкость материала ребер рассчитываем
согласно выражениям (8) и Aа).
В выражении (8) qx обычно есть функция
величин \х, г, х, L при прочих заданных
параметрах [см. формулу C)], причем аргументы л:
и L входят только в выражение qx.
Независимо от значений \i и г, минимум v или ир
обеспечивается при хоит и Lqht, отвечающих qx max.
Ввиду сложности зависимостей C) и (8)
найти оптимальные параметры х, \L, \i, г, о
аналитически невозможно. Эту задачу можно решить
только численным методом. Расчеты были
произведены с помощью ЭВМ при более простом
условии: заданы располагаемые напоры на
преодоление сопротивления трения, т. е.
Дргтр=Дрх тр—Дртр. В этом случае выражение
(8) имеет более простую форму:
+ Т" A4- оK
t/ = 2AI— е • - ' . (9)
Выразив б через г в формуле E) и
подставив формулы F) и G) в D), получим из
равенства A) развернутое выражение
габаритного объема теплообменников:
М
1 + —
q\{r-Rtf
X
~(8)
Это выражение отвечает случаю заданной
развернутой ширины Ш фронта термобатареи.
Здесь М = 0,463-10
-б
Рг
Ох3
Nu bpgllinpc*tbtx
// = 0,225 . 10* f -~-j l
de-
•ДкJ
Из выражения (9) можно определить
оптимальное значение со0пт, равное 0,5.
Практически оптимальное отношение
толщины ребер к зазору находится в пределах 0,35—
0,7, т. е. отклонение v от fmin может составлять
не более 5%. Конкретные величины со и б
выбираются при найденном значении (г—/?к)опт
из выражения, вытекающего из формулы G):
-["-±-— = (г- /?к)опт V VpNu . Eа)
V»
Предпочтительнее выбрать со = 0,35. Тогда,
согласно формулам Aа) и (9), можно
уменьшить вес ребер на 23% по сравнению со
случаем, когда соопт=0,5, при этом габаритный
объем увеличивается всего лишь на 5%.
Минимальный вес теплообменников, или
минимальная емкость ребер, как следует из
выражений (9) и Aа), обеспечивается при
возможно меньшем значении со, ибо t;pcv)(l+coJ.
Рациональный минимум со составляет 0,22.
Дальнейшее уменьшение со позволит снизить
вес не более чем на 5%. При этом габаритный
объем будет выше своего минимума на 22%.
Таким образом, запишем условия
минимального габаритного объема v и минимального
веса G теплообменников:
bv = 0A7D A„ = 0,235D!
bQ = 0,382 D AG = 0,084D
A0)
Ql
где D = {r — Як)опт V \ h Nu .
Величина (г—/?к)опт находится после
вычисления значения сомножителя
32

1 + —
м-
я\(г-Я*?
= ^(лг, L, [д., г), минимум которого
отвечает одновременно минимуму v и vv.
Исходные данные для расчета: /?к=10~4;
^=1,1; а = 36- Ю-5; zn=2,45- 10~3; г0 = 60- Ю-10;
7,г.вх = ^гх.вх = 308; 6^х=15.
На рис. 2 приведены значения г|э для
различных высот термоэлементов в зависимости от
jx. Расчет произведен при оптимальных
значениях х и г. Из рис. 2 можно найти значения
Иопт=0,25^-0,4 и L0nT=4-r-6-10~3,
обеспечивающих наименьшее значение -ф = 0,17—0,2.
o,s
0,5
0,4
0,3
0,1
0,1
I
I
I
ъ /
1
/у
1
1
1 II
I
:
4/
0,2
0,3
0,4
0,5
>0,5
0,7
0,6 ju
Рис. 2. Зависимость показателя
минимального объема ij)min от отношения расходов
теплоносителей [i при различных высотах
L термоэлементов.
В таблице приводятся численные значения
параметров лг0Пт и гопт для различных \i и L.
Как видно из таблицы, оптимальным
(отвечающим минимуму объема) (л и L
соответствуют х0пт= 150 и —— = Ю00.
М)ПТ
Полученные решения объединяют
конструкции при принятых исходных данных.
Дальнейший расчет каждой конкретной конструкции
производится в следующем порядке:
— согласно уравнению A0) выбирают б и А;
— по значению г|) согласно его
определению находят удельную холодопроизводи-
тельность qx;
— при заданной Qx согласно выражению
B) находят S;
— при заданном напряжении U при
оптимальном х определяют число термоэлементов
__ U
— рассчитывают
/ =
а Хоит
сечение
5
ветви элемента
2д
опт
— по формуле (8) находят величину М;
— по формуле (9) рассчитывают объем
теплообменников v, по выражению A) — емкость
ребер;
— из уравнения A) определяют сумму /гг+
+ЛХ, откуда
hr + hx
Если полученные значения hv и Лх очень
малы, т. е. выходят за пределы принятой схемы
плоской щели, то это свидетельствует о
завышенных располагаемых напорах на
преодоление сопротивления трения.
Величину плотности электроэнергии,
потребляемой батареей, определяют по уравнению
Ш , . bx-qx
= *3
вт/м2,
V-
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Значения оптимальных х и г при L (в м)
2 • Ю-3
X
1 150
150
150
150
150
150
1
г
1500
1500
2000
2000
2500
3500
з • ю~3
X
150
150
200
150
150
150
150
1
г
1000
1000
1500
1500
1500
2000
2500
4 . Ю-3
х
200
150
150
150
150
150
150
150
1
Т
юэо
! 1000
1000
1000
1500
1500
2000
2500
5 • 10~3
X
150
200
200
150
150
150
150
150
150
1
г
500
1000
1000
1000
1000
1500
1500
2000
3000
6 • 10~3
X
150
150
200
200
150
150
150
150
150
150
1
г
500
500
1000
1000
1000
1000
1500
1500
2500
3500
33

где / — сила тока, а;
b\^-bA — вычисляются по формуле C).
По этой методике был рассчитан
воздухоохладитель холодопроизводительностью Qx=
=500 вт при ?/ = 24 в, Д/?тр=1,5 кг/м2, б/х=
= 15°К, Ш=0,525 м.
В результате получено: л=443; L = 5 мм; /=
= 118- Ю-6 ж2; /=0,2 м; Лх=18,8-10-3 ж; Лг=
= 47 • Ю-3 ж; 6 = 1,43 лш; Д=0,51 мм.
Габаритный объем теплообменников: v =
=0,0694 м3. Вес алюминиевых ребер
теплообменников 5 кг.
Данную конструкцию можно пересчитать на
меньшие значения высоты термоэлементов и
добиться экономии полупроводникового
материала при известном увеличении веса
теплообменников. Так, при L=3 мм и 4 мм объем
полупроводников соответственно сокращается на
57 и 20%, а вес и габаритный объем
теплообменников возрастает на 33 и 10%.
ЛИТЕРАТУРА
1. Каганов М. А. Методика расчета параметров
полупроводниковых термоэлектрических охладителей и
нагревателей потоков жидкости и газа. В сб. трудов
АФИ по агрономической физике, вып. 13, Л., 1966.
2. Кутателадзе С. С, Боришанский В. М.
Справочник по теплопередаче. М.—Л., Госэнергоиз-
дат, 1959.
3. Кэйс В., Лондон А. Компактные
теплообменники. М., «Энергия», 1967.
4. О р л о в В. С, Серебряный Г. Л. К расчету
термоэлектрических холодильников. «Холодильная
техника», 1969, № 12
Теплообмен при конденсации смесей фреонов-12 и 22
Канд. техн. наук В. И. КОЗИЦКИЙ, доктор техн. наук. А. П. КЛИМЕНКО, Л. Ф. ТОЛУБИНСКАЯ, В. С. ШЕВЧУК
Институт газа АН УССР
В настоящее время теплообмен при
конденсации смесей фреонов изучен недостаточно.
Приведенные в работе [1] данные по
теплоотдаче при конденсации смесей фреонов-12 и 22
для конденсатора КТР2 нельзя считать
полными.
Вода
Рис. 1. Схема
экспериментальной
установки:
/ — испаритель; 2 —
опытный конденсатор;
3 — кожух; 4 —
вспомогательный
конденсатор; 5 —
напорный бак; 6 —
теплоизоляционные кольца;
7 — мерный бачок;
8 — изоляция
(пенопласт).
536.24:536.423.4:621.564.25
В Институте газа АН УССР на установке по
исследованию тепло- и массообмена при
фракционированной конденсации были проведены
опыты по конденсации смесей фреонов-12 и 22.
Схема экспериментальной установки,
работающей с замкнутой циркуляцией
холодильного агента, представлена на рис. 1.
Насыщенные пары рабочего вещества,
образовавшиеся в испарителе 1 с
электроподогревом, поступали в опытный конденсатор 2, где
конденсировались в вертикальной трубе
диаметром 40 и высотой 500 мм. Для измерения
температуры стенки эксперимеитальной трубы
было заделано по ее высоте пять хромель-ко-
пелевых термопар. Электродвижущая сила
термопар измерялась по потенциометрической
схеме, в которую были включены низкоомный
потенциометр Р 306 класса 0,015, нормальный
элемент II класса и гальванометр М 196/2.
Средняя температура парового потока по
центру опытной трубы определялась тремя
термопарами. Тепло конденсации отводилось
охлаждающей водой. Для регулирования
тепловых нагрузок и температуры насыщенных
паров был предусмотрен электроподогрев
охлаждающей воды зимой и охлаждение ее в
специальном фреоновом холодильном агрегате
летом. Вспомогательный конденсатор 4 при
проведении опытов iHe работал.
Коэффициенты теплоотдачи определяли по
уравнению
О
(TH-TW)F
вт.1(м2 • град),

где Q — количество тепла, отводимого в
конденсаторе, вт;
Тн — средняя температура парового
потока, °К;
Tw — средняя температура внутренней
поверхности трубы, °К;
F —внутренняя поверхность трубы, м2.
Количество тепла, отводимое в
конденсаторе, определяли по электрической мощности,
подведенной к испарителю, с учетом потерь
тепла в окружающую среду, а также по
расходу охлаждающей воды и ее подогреву.
Потери тепла в окружающую среду
определяли экспериментально для -каждого рабочего
вещества. Максимальная относительная
погрешность при расчетах не превышала 12%.
Для сопоставления механизма теплоотдачи
при конденсации смесей фреонов с одноком-
понентными парами холодильных агентов
первоначально были проведены исследования
теплоотдачи при конденсации фреонов-12 и 22.
При этом опыты на фреоне-12 являлись и та-
рировочными.
Результаты экспериментального
исследования теплоотдачи при конденсации фреонов-12
и 22 соответственно при температурах
насыщения 300 и 303°К представлены на рис. 2. Как
видно из рис. 2, опытные данные хорошо
согласуются с расчетными по уравнению Нус-
сельта для вертикальных труб с учетом
волнового течения конденсатной пленки [2].
Отклонение прямой, обобщающей
экспериментальные точки, от расчетной не превышает для
фреонов-12 и 22 соответственно 5 и 10%.
При проведении тарировочных опытов
коэффициенты теплоотдачи при противотоке
практически не отличались от коэффициентов
теплоотдачи при прямотоке. Это объясняется тем,
что скорость пара в опытах не оказывала
тормозящего действия на стекающую пленку
конденсата.
110°±
3-1 О'1
\*
^^^5
^
//.
О^.
^
^Ч
1
1
^0
СГ1"—'
f5^
1
!
•W2
оШ
^
,о
•^
^S^w
^
з-ю9
В 7 8 3 W
ZW
q, дт/м2
Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи при
конденсации фреонов-12 и 22 от тепловой нагрузки
соответственно при температурах насыщения 300 и
303°К ( расчетные данные).
Теплоотдача при конденсации смесей фрео-
нов-12 и 22 в вертикальной трубе
исследовалась при температуре насыщенного пара на
входе в опытный конденсатор ГН=305°К в
интервале удельных тепловых нагрузок q =
= 2400—-12300 вт/м2. Во всех опытах
происходила полная конденсация смесей (состав
конденсата практически был равен составу
поступающего пара).
Результаты экспериментального
исследования теплоотдачи при конденсации смесей
фреонов представлены на рис. 3, где каждая
опытная точка соответствует ряду точек с
близкими значениями коэффициентов теплоотдачи.
наг
•5 №
\? 9
8
7
S
Li
^
I ТИСЫ* J I
§ |
¦ П if ¦¦
Ш г-
¦ 1
¦j+Еь
5fH5&? CppBOHCL-ZZ
 о-12,0 w-B^S]
•-WV I I I
гс5Ц\ Г I
Z1Q*
6 ? 8 9 W* 210Ч
q, 6m/м*
Рис. 3. Зависимость коэффициента
теплоотдачи при конденсации смесей фреонов-12 и 22 от
тепловой нагрузки при различной
концентрации фреона-22.
Как видно из рис. 3, характер зависимости
коэффициента теплоотдачи от удельной
тепловой нагрузки зависит от весовой концентрации
смеси, поступающей в опытный конденсатор.
Так, для смесей с небольшим весовым
содержанием фреона-22 A2 и 28,4%) при
увеличении удельной тепловой нагрузки коэффициенты
теплоотдачи возрастают, а для смеси с
весовым содержанием фреона-22, равным 40,4%,
теплоотдача практически не зависит от
удельной тепловой нагрузки.
При более высоком весовом содержании
фреона-22 E1,6; 64,6 и 75,2%) коэффициенты
теплоотдачи уменьшаются с ростом удельной
тепловой нагрузки, как и при конденсации од-
нокомпонентных паров. При этом уклон
обобщающих прямых увеличивается по мере роста
концентрации низкокипящего компонента в
смеси, приближаясь при 75,2%-ном весовом
содержании фрео!на-22 в смеси к уклону для
однокомпонентных паров.
При конденсации бинарных смесей [3, 4] у
поверхности раздела фаз образуется паровой
пограничный слой, в котором концентрация
низкокипящего компонента выше, чем в паро-
35

вом потоке. По сечению этого пограничного
слоя имеется температурный перепад (от
температуры в паровом потоке Тп до температуры
на поверхности раздела фаз Ti). Средняя
температура на поверхности раздела фаз может
быть принята равной температуре полной
конденсации смеси, поступающей на конденсацию.
Таким образом, общая температурная
разность, необходимая для передачи тепла, будет
состоять из разиости температур *ТП Ср и Г* cp
и разности температур по сечению конденсат-
ной пленки At. Следовательно, при
конденсации бинарных смесей существует не только
термическое сопротивление пленки
конденсата, но и сопротивление тепломассопереносу в
паровой фазе. С увеличением удельной
тепловой нагрузки, по-видимому, изменяется
толщина пограничного слоя, а также градиент
температур и концентраций, что приводит к
уменьшению сопротивления тепломассопереносу в
паровой фазе. Соотношение обеих
составляющих общего сопротивления
тепломассопереносу и обусловливает сложный характер
зависимости коэффициента теплоотдачи от удельной
тепловой нагрузки.
Зависимость коэффициента теплоотдачи при
конденсации смесей фреонов от весовой
концентрации фреона-22 представлена на рис. 4.
Как видно из рис. 4, при постоянной
удельной тепловой нагрузке коэффициент
теплоотдачи снижается от значения для чистого
фреона-12 до минимального значения при 15%-ном
весовом содержании фреона-22 в смеси, причем
этот минимум резче выражен для малых
нагрузок, чем для больших.
С дальнейшим повышением концентрации
фреона-22 коэффициент теплоотдачи
возрастает до значения, соответствующего чистому фре-
ону-22. Такой характер зависимости,
по-видимому, можно объяснить тем, что сопротивление
тепломассопереносу в паровой фазе в
зависимости от концентрации фреона-22 имеет
максимум, которому удовлетворительно
соответствует максимальная разность температур
насыщения и полной конденсации для смесей
фреонов-12 и 22.
1,8
*
^
*? *
ityH——• fx\———
Itnr]—г——Ypv\————
1,0 PH— \Sj?\—————
H vH^oM ————
H HTi ————
Q7\—I—I—I—I—I—I—I—I—I—I
0 10 ZQ 30 40 50 60 70 80 90 10b
% бес. (рреона-22
Рис. 4. Зависимость коэффициента
теплоотдачи при конденсации смесей фреонов-12
и 22 от весовой концентрации фреона-22:
/ — G = 5000 вт/м2; 2 — ?= 10000 вт/м2.
Выводы
Характер зависимости a=f(q) при
конденсации смесей фреонов-12 и 22 отличается от
характера зависимости при конденсации одно-
компонентных паров.
Зависимость коэффициента теплоотдачи от
весовой концентрации фреона-22 имеет
минимум.
Полученные экспериментальные данные по
конденсации смесей фреонов-12 и 22 могут
быть использованы при расчете конденсаторов
холодильных установок.
ЛИТЕРАТУРА
1. Чайковский В. Ф., Кузнецов А. П.
Использование смесей холодильных агентов в
компрессионных холодильных машинах». «Холодильная
техника», 1963, № 1.
2. М и х е е в М А. Основы теплопередачи. М, Гос-
энергоиздат, 1956.
3. Н a s е 1 d e n G., Piatt W. «British Chem. Engng».
1960, Vol. 5, No. 1, p. 37—39.
4. Б о б е Л. С. Расчет поверхности теплообмена при
конденсации двухкомпонентной смеси паров. Труды
ЦКТИ. Вып. 57. Теплообмен при конденсации и
кипении, Л., 1965.
¦

Влияние условий замораживания и холодильного хранения на содержание
аскорбиновой кислоты в перце и томатах
Канд техн. наук Е. Г. КРОТОВ, Л. А. БРОВЧЕНКО
Одесский технологический институт пищевой промышленности им. М. В. Ломоносова
Сладкий перец и томаты — ценные
растительные продукты питания и сырье для
консервной промышленности. С помощью холода
можно продлить сезон их потребления и
переработки и в значительной мере сохранить
исходное качество.
Однако при выборе оптимальных условий
холодильной обработки следует учитывать
степень изменения пищевой ценности, а также ор-
ганолептических и технологических свойств
продукта [1].
Важным показателем высокого качества
перца и томатов является аскорбиновая
кислота. Изменение ее содержания — один из
главных критериев при оценке условий
холодильной обработки овощей [2].
Нами было изучено влияние условий
замораживания и холодильного хранения на
изменение содержания аскорбиновой кислоты в
сладком перце сортов «Восковидный Сенюшкина»,
«Майкопский», «Мясистый-7», «Юбилей-
ный-307» в технической и биологической
стадиях зрелости и в томатах сорта «Сан-Марциа-
но» и «Альфа».
Овощи замораживали тремя способами.
Первый способ — быстрое воздушное
замораживание при —35-4—40°С с интенсивной
циркуляцией воздуха в скороморозильных
аппаратах ГКА (продолжительность замораживания
перца 2,5—3,0 ч, томатов — 3,5—4 ч)\ второй—
медленное воздушное замораживание при
—18-=—20°С при естественной циркуляции
воздуха в холодильных камерах
(продолжительность замораживания перца 22—24 ч,
томатов — 30—32 ч)\ третий — контактное
замораживание в циркулирующем растворе
поваренной соли при —19-f—20°С
(продолжительность замораживания перца 25—30 мин,
томатов — 40—50 мин).
Овощи замораживали до —17-=—18°С и
хранили при этой температуре в течение
восьми месяцев.
Как показывают данные (рис. 1—3),
существенные потери общего содержания
аскорбиновой кислоты происходят в процессе
замораживания и колеблются от 10 до 20% для перца и
15—25% для томатов в зависимости от
способа замораживания помологического сорта.
При холодильном хранении значительные
потери наблюдаются в первые три месяца, а
547.475.2:635.037.5
затем темп потерь снижается. После восьми
месяцев холодильного хранения общие потери
аскорбиновой кислоты составляли в перце
25—35% и в томатах 35—40% от исходного
содержания в свежих овощах до
замораживания.
Значительные потери аскорбиновой кислоты
отмечены при медленном воздушном
замораживании, что объясняется длительностью
процесса льдообразования, медленным снижением
уровня активности оксидаз, значительными
изменениями структуры клетки и ее органоидов
и усилением процессов аутооксидации [3].
Самые низкие потери аскорбиновой кислоты
отмечены при быстром воздушном
замораживании. При контактном замораживании
уровень потерь аскорбиновой кислоты несколько
выше. Очевидно при данном способе
замораживания относительно большие потери
связаны с водорастворимостью аскорбиновой
кислоты, сдвигом рН среды в сторону увеличения и
влиянием ионов Na [4J.
СЬежий Заморожен- 2 4 6 8
ный
Продолжительность хранения, месяцы
Рис. 1. Изменение общего содержания
аскорбиновой кислоты при замораживании и
холодильном хранении перца:
/ — сорт «Майкопский»; // — сорт
«Восковидный Сенюшкина»; /// — сорт
«Мясистый»; / — быстрое воздушное
замораживание; 2 — медленное воздушное
замораживание; 3 — контактное замораживание.
37

^200
ilSO
160
%по
120
к
^
^
^
^
^===
г
I
л
i
п
J
I
8 100
|
Свежий Заморо- 2 b 6
Продолжительность хранения, месяцы
Рис. 2. Изменение общего содержания
аскорбиновой кислоты при замораживании и
холодильном хранении перца:
/ — сорт «Юбилейный-307» биологической
стадии зрелости; // — сорт
«Юбилейный-307» технической стадии зрелости; 1 —
быстрое воздушное замораживание; 2 —
медленное воздушное замораживание; 3 —•
контактное замораживание.
«3 ^
Щ
30\
20
V
N
hv
h,
5
^
===:
—
Свежие Заморо- 2 U 6 д
женные Продолжительность хранения.месяцы
Рис. 3. Изменение общего содержания
аскорбиновой кислоты при замораживании и
холодильном хранении томатов:
/ — Сорт «Сан-Марциано»; // — сорт «Альфа»;
/ — быстрое воздушное замораживание; 2 —
медленное воздушное замораживание; 3 —
контактное замораживание.
В процессе холодильного хранения уровень
потерь аскорбиновой кислоты ниже у овощей,
замороженных контактным способом (рис. 1—
3). Это можно объяснить меньшим
разрушением клеточной структуры ори контактном
замораживании.
Вид и сорт овощей
Перец
„Юбилейный-307"
(техническая
1 стадия зрелости)
„Юбилейный-307"
(биологическая
стадия зрелости)
„Восковидный
Сенюшкина"
Томаты
„Альфа"
и Сан-Марцианоа
Примечани
Формы аскорби- 1
новой кислоты
В.
С.
Д.
В.
с.
д.
В.
с.
д.
В.
с.
д.
В.
с.
д.
е. в,-
До
замораживания
136,0
4,0
183,0
6,0
6,0
126,0
7,0
0,2
36,6
2,1
1,1
47,0
2,3
1,0
- восст
После
замораживания
ГКА
117,5
3,8
0,5
161,9
5,8
6,5
110,2
6,5
0,5
28,5
2,2
1,4
38,6
2,2
1,3
ановле

контакт
111,6
3,9
0,7
152,0
5,8
6,8
104,7
6,5
0,8
27,8
2,0
1,2
34,8
2,1
1,2
иная <|
камера
108,8
3,8
0,8
143,1
6,7
7,0
101,7
6,4
0,9
27,7
2,0
1,6
35,3
2,2
1,5
орма а
ГКА
104,8
3,8
2,0
141,4
6,4
7,0
98,9
6,4
1,3
25,8
2,0
1,7
33,8
2,0
1,6
скорби
2

контакт
97,6
3,8
2,3
133,2
6,5
7,3
94,8
6,4
1,4
25,3
2,0
1,6
33,5
2,0
1,4
новой
После
камера
94,5
3,8
2,5
127,4
6,3
7,4
85,0
6,4
1,6
24,4
2,0
1,8
32,6
2,0
1,7
кислот
холодильного х
6
ГКА
95,0
3,8
2,0
139,9
6,4
6,8
91,2
6,0
1,4
22,5
1,9
2,0
29,1
1,9
1,8
ы, с.—

контакт
93,4
3,8
2,2
134,3
6,5
6,4
87,6
6,0
1,3
21,9
2,0
1,8
28,6
1,8
1,6
-связа!
ранения (в мес)
камера
83,4
3,8
2,4
120,3
6,3
6,0
82,4
6,0
1,5
21,6
1,7
2,2
27,7
1,8
2,0
1ная, д
ГКА
95,4
3,8
1,6
128,4
6,3
6,4
90,0
6,0
1,2
21,5
1,9
1,6
29,9
1,9
1,2
. — дег
8 1

контакт
92,4
3,8
1,8
122,5
6,4
6,3
87,2
6,0
1,4
21,9
2,0
1,7
27,6
1,8
1,4
идрофс
камера
81,1
3,8
1,9
112,4
6,3
6,7
79,4
6,0
1,2
21,2
1,6
1,8
28,4
1,8
1,3
>рма.
38

Потери аскорбиновой кислоты в перце после
восьми месяцев холодильного хранения
составили три контактном замораживании 30—
31%, при замораживании в ГКА 27—28% и в
камерах 38—39%.
При замораживании и холодильном
хранении томатов потери аскорбиновой кислоты
несколько выше, что объясняется более активной
окислительной ферментной системой томатов
[5] и структурными особенностями их тканей.
После восьми месяцев холодильного
хранения потери аскорбиновой кислоты в томатах
при контактном замораживании составляли
37—39%, при быстром воздушном
замораживании 35—36%, при медленном
замораживании 39—40% от исходного содержания в
незамороженных овощах.
Данные об изменении содержания форм
аскорбиновой кислоты (в мг %) приведены в
таблице. Основные потери при
замораживании происходят за счет разрушения
восстановленной формы аскорбиновой кислоты.
Связанная (с белковыми комплексами клетки)
форма практически не разрушается.
Количество дегидроаскорбиновой кислоты
увеличивается при замораживании и в первые
месяцы холодильного хранения. После шести
месяцев хранения ее содержание снижалось,
что связано с более глубоким процессом
распада аскорбиновой кислоты.
При сравнении помологических сортов перца
Исследование вязкости
фреонов-22, 114, 115 и СЗ18
Доктор техн. наук, проф. А. Г. ТКАЧЕВ, С. Т. БУТЫРСКАЯ
Ленинградский технологический институт холодильной
промышленности
Канд. техн. наук Н. А. АГАЕВ
АзНИИ энергетики им. Есьмана (г. Баку)
621.564.25:532.13.001.5
Анализ опубликованных в литературе
экспериментальных данных по вязкости фреонов показал, что
измерения ее проводились в основном для жидких
фреонов при состоянии насыщения и для
газообразных фреонов при атмосферном
давлении i[l, 2, 3]. Вязкость газообразного фреона-22
была измерена Беннингом и Марквудом [1] на изотерме
79°С также при давлениях 6 и 9 бар и Макитой [4] —
на изотермах 25—200°С при давлениях 1—20 бар.
Вязкость жидких фреонов при повышенных давлениях вооб-
и томатов не отмечалось существенных
различий в динамике изменения содержания
аскорбиновой кислоты. Вместе с тем очевидно, что
замораживать надо помологические сорта с
высоким исходным содержанием аскорбиновой
кислоты, так как это позволяет получить
более витаминозный продукт.
Таким образом, после замораживания и
холодильного хранения перца и томатов в них
сохраняется от 60 до 75% аскорбиновой
кислоты IB зависимости от условий замораживания
и вида сырья.
Приведенные исследования позволяют
сделать вывод о допустимости применения
контактного замораживания овощей для
сохранения их витаминозности наряду с
замораживанием в скороморозильных аппаратах.-
ЛИТЕРАТУРА
1. Шелапутин В. И., Саатчан А. К.
Замораживание и хранение ягод и плодов. Научное сообщение.
М, Госторгиздат, 1958.
2. Р h i 1 i р р о n M. Quelques tests americains de
controle des produits vegetaux surgeles. «Rev. prat,
froid», 1965, Vol. 18, No. 231, p. 25—30.
3. FennemaO., Paurie W. Fundamentals of low-
temperature food preservation. «Food Research»,
Vol. 13. Academic Press. New-York and London, 1964.
4. Xe й с Р. Новое в технологии консервирования
овощей и плодов. М., Пищепромиздат, 1957.
5. Кротов Е. Г. Изменение форм аскорбиновой
кислоты в томатах. Труды Одесского технологического
института пищевой и холодильной промышленности,
6, 1956.
/ и т
Рис. 1. Капиллярный вискозиметр:
/ — нижний баллончик; 2 — овальная трубка; 3 —
измерительный баллончик; 4 — капилляр; 5 —
платиновые контакты; /—/// — положения вискозиметра.
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
39

2800
100
7000
6000
5000\
U000\
иооо
3600
3200
Z800\
ч 2W0
2000
1600
200 300 400 500 1200
a LA бары
800\
400
3000\
Ъ-
2000'
то
100 200
300 400 500
р, бары
МО 500
р, бары
ще не измерялась. Между тем измерение вязкости при
повышенных давлениях имеет большое значение, так
как в настоящее время нет строго разработанной теории
вязкости в жидком и газообразном состоянии.
Экспериментальные данные по вязкости одного или
нескольких веществ, полученные в широком диапазоне
изменения параметров состояния, позволяют, используя
принцип подобия и теорию соответственных состояний,
вычислить вязкость многих других веществ также в
широких пределах изменения параметров состояния.
Вязкость фреонов-22, 114, 115 и С318 измеряли при
температурах от —20-г-+200°С и давлениях от 1 до
500 бар на двух экспериментальных установках. Схема

еооо\
зоо
400 500
р, 5арь>
Рис. 2. Зависимость вязкости фреонов
от давления при постоянных
температурах:
а — для фреона-22; б — для фреона-
114; в — для фреона-115; г — для фрео-
на-С318; линия насыщения.
одной установки приведена в работе [5]. Другая
установка аналогична описанной в работе [7], некоторые
изменения ее обусловлены особенностями работы с низ-
кокипящими жидкостями.
Для исследования был использован капиллярный
вискозиметр (рис. 1), выполненный по типу вискозиметра
Голубева и Петрова E вариант) [6, 7]. Объем
баллончика Ун вискозиметра был измерен калибровкой по
ртути при многократном заполнении. Перепад давлений на
концах капилляра Нн находили как среднелогарифмиче-
скую разность перепада уровней ртути в начале и конце
истечения, измеренных катетометром КМ-5. Диаметр
капилляра dn определяли абсолютным методом и
относительным, т. е. калибровкой вискозиметра по эталонной
жидкости («-гептану при f=22°C и /=40°С). Значения
плотности и вязкости я-гептана заимствованы из
справочника по физико-химическим свойствам
углеводородов [8].
Характеристики вискозиметра Ун=0,7703 см, #„=*
« 6,315 см, dH=0,0908 см, /н=4,580 см.
При проведении опытов давление измеряли грузо-
поршневыми манометрами марки МП-60 и МП-600
класса точности 0,05; температуру — образцовым
платиновым термометром сопротивления с точностью 0,02°С;
время истечения ртути — электросекундомером П-14М
с применением электронной схемы [5].
После заполнения установки исследуемым
веществом и проверки ее работоспособности устанавливались
строго постоянная температура опыта и требуемое
давление. Для измерения вязкости определяли время
истечения т при заданных температурах и давлениях.
Опыты проводили по изотермам с интервалом 20—
25°С, а вблизи критической точки — через 3—10°С.
Давление повышалось вблизи линии насыщения с
интервалом 5—10 бар, а выше 100 бар — через 50—100 бар.
Вблизи критической точки интервал по давлению
составлял 0,5—2 бар. В каждой точке измерения проводили
2—3 раза. Расхождение между результатами опытов не
превышало 0,3%. Чистота фреонов-22, 114, 115 и С318
по данным хроматографического анализа, полученным из
ГИПХ, составляла соответственно 99,98, 99,87, 99,88 и
99,98%.
Коэффициент динамической вязкости вычисляли по
уравнению, приведенному в работе [7]. Значения
плотности исследованных фреонов заимствованы из работ
[9—14], а при отсутствии экспериментальных данных
были вычислены приближенно с помощью теории
соответственных состояний по методу Карапетьянца [15].
Точность полученных экспериментальных данных
составляла 1%.
На рис. 2 (а, б, в, г) приведены экспериментальные
изотермы вязкости фреонов-22, 114, 115 и С318.
Опытные данные были предварительно обработаны
в виде зависимости избыточной вязкости от плотности
(Лр.т—Ч1т)=/(р). Соответственно обобщающим кривым
на ЭВЦМ «МИР» подобраны аналитические уравнения
вида полиномов:
Р<0,515 г/см3 т)Р) т = % + 1,827 + 42,9р +
+3 267р2—16 760р'3+43672р*—55606р5+29 48Эр<\
0)
р>0,515 г/см3 у]р$ т = %—1 470 + 13 313р —
—39 026р2+50561 р3—25140р*+29,975р5+2656рр.
(la)
(Р<0,582 г/см3 т^ т =%—0,03+156р+2 293р2—
—23 400р3 + 108 436р*-~ 213 010р5+148 68Эрб
B>
р>0,582 г/см3 т]р> т = %+ 50 061 —293 1Сбр +
+693 280р2— 846 235р3+564 676Р* — 195 68Эр5+
+ 27 8116PQ... Ba)
'р<0,591 г[см3 7jpj т == y)t + 0,746 + 19,26р +
-Ь3041р2—12 515р3+23 138р* — 20 812р5+9033р*
р>0,591 г/см3 t]Pt т = % + 2534 — 20 180Р +
+684 27 р2 — 120 813Р3+ 117 770р* — 58 990р5 +
+ 119S6p6... (За)
р<0,62 г/см3 7jPf т = % — 0,8029 + 134р +
+ 1163р2 — 17 626р3+84 795р* — 158 1С6р5 +
+ 102 387Р*... D)
|Р>0,62 г/см3 Y)Pf т = %— 34 896+202 98Эр—
— 476 850р2 + 578 636р3 — 379493р* +
+ 126 754р5 — 16 439рб... Dа)
для Ф-22:
для
Ф-114:{
для
Ф-115:]
для Ф-С318:]
41

ЛИТЕРАТУРА
1. Никульшин Р. К. Диссертация на соискание
ученой степени кандидата технических наук.
ОТИПХП, 1966.
2. Benning А., Маг k wood W. «J. ASRE», 1939,
April, pp. 243—247.
3. Witzel O., Johnson I. «ASHRAE Trans.», 1965,
Vol. 71.
4. M а к i t a T. «The Review of Physical Chemistry of
Japan», 1954, Vol. 24, No. 2, p. 74.
5. Бутырская СТ. Тезисы докладов III Всесоюзной
конференции по теплофизике. Баку, изд. АН АзССР,
1968.
6. Голубев И. Ф. Вязкость газов и газовых смесей.
М., Физматгиз, 1959.
7. Голубев И. Ф., Агаев Н. А. Вязкость
предельных углеводородов. Баку, Государственное изд-во
АзССР, 1964.
Экспериментальное
исследование коэффициента
теплоотдачи при конденсации
паров аммиака с маслом
на горизонтальных трубках
Канд. техн. наук X. А. АБДУЛЬМАНОВ, Н. И. МИРМОВ
Астраханский технический институт рыбной
промышленности и хозяйства
536.24:536.423.4:621.564.22
Процессу теплообмена на гладких шлифованных и
шероховатых трубках при конденсации технически
чистого аммиака был посвящен ряд исследований [1—4].
В промышленных установках пары аммиака содержат
примеси масла, уносимого паром в конденсатор из
компрессора. В работах [1, 5] указано на значительное
влияние пленки масла на теплоотдачу как дополнительного
теплового сопротивления. При расчетах конденсатора
толщина пленки масла на трубках принимается равной
0,05—0,08 мм. Однако в известных нам литературных
источниках нет ссылок на непосредственное
исследование образования пленки масла или измерение ее
толщины.
В работе [4] сделан вывод о преобладающем влиянии
пленки масла, несмотря на смешанный вид конденсации.
Приведенное в работе [4] численное значение
коэффициента теплоотдачи а, равное 4650 вт/(м2-град), является
условным, так как включает в себя тепловое
сопротивление слоя масла.
Образование пленки масла на трубках конденсатора
вызывает сомнение, если учесть характер
взаимодействия минеральных масел с аммиаком при различных
температурах. Масло и аммиак имеют ограниченную
взаимную растворимость [1, 5, 6]. Количество масла,
вносимого парами аммиака после маслоотделителя в
конденсатор (при отделении 80% масла, уносимого из
компрессора), составляет в среднем 0,05% к весу аммиака [1, 6, 7].
Данными о количественном соотношении
растворимости масла в аммиаке мы не располагаем. Имеются
лишь сведения о растворимости аммиака в масле [1, 6].
Опыты, проведенные во ВНИХИ [8], и практика
эксплуатации аммиачных холодильных установок показывают,
8. Справочник по физико-химическим свойствам
индивидуальных углеводородов. Под редакцией проф.
В. М. Татевского. М., Гостоптехиздат, 1960.
9. Клецкий А. В. «Холодильная техника», 1964, №6.
10. Клецки й А. В. «Холодильная техника», 1967,
№ 4.
11. Douslin D. et al. «J. Phys. Chem.», 1959, Vol. 8,
p. 1959.
12. Morsy T. «Kaltetechnik», 1965, 17 Jahrgang, Heft 3.
13. Zander M. «Proceedings of the Fourth Symposium
on Thermophysical Properties». Mc. Graw-Hill Book
Company Inc., 1968.
14. Варгафти к Н. Б. Справочник по теплофизиче-
ским свойствам газов и жидкостей. М., Физматгиз.
1963.
15. Карапетьянц М. X. Химическая
термодинамика. М, Госхимиздат, 1953.
что масло в конденсаторе и ресивере не скапливается, а
уносится жидким аммиаком в испарительную систему.
На кафедре холодильных машин Астраханского
технического института рыбной промышленности и
хозяйства было проведено опытное определение влияния масла
на коэффициент теплоотдачи при конденсации аммиака
на горизонтальных трубках.
Схема экспериментальной установки дана на рис. 1.
Приняты два варианта работы по замкнутой системе
Рис. 1. Схема экспериментальной установки.
42

циркуляции холодильного агента: с компрессором
(ФВ-0,75, приспособленный для работы на аммиаке) и
без него. В схеме без компрессора масло в установку
вводится периодически с помощью специального
плунжерного насоса и топливной форсунки двигателя 1-44.
Установка состоит из кипятильника /,
пароперегревателя 2, форсунки 3, смесительной камеры 4, масляного
насоса 5, водонапорного бака 6, экспериментальной
трубки 7, экспериментального конденсатора 8,
водомерного бака 9, мерника жидкого конденсата 10, водяного
насоса 11, компрессора 12. В нее входят также щит
электроизмерительных и регулирующих приборов,
нагревательные элементы, вакуум-насос, штуцера для отбора
проб. Установка изолирована минеральной ватой и
поролоном.
Опытные величины коэффициента теплоотдачи
определяли по формуле
Qk
а = — — втЦм? • град), A)
' Uh.ii 111)
где QK — тепловая нагрузка конденсатора, вт;
F — поверхность экспериментальной трубки, м2\
^н.п — температура насыщенного пара, °С;
tct — средняя температура стенки с учетом
поправки на глубину заделки термопар.
Температуру стенки трубки замеряли в шести
сечениях по длине через каждые 168 мм (при рабочей
длине трубки 900 мм) хромель-копелевыми термопарами,
расположенными на верхней и боковой образующей,
температуру насыщенного пара — термопарами,
размещенными в паровом пространстве конденсатора и
кипятильника, температуру жидкого аммиака — термопарой,
находящейся в сборнике жидкого конденсата.
Температуру воды на входе и выходе из трубки также
замеряли хромель-копелевыми термопарами. Измерения
дублировали лабораторными термометрами с ценой
деления 0,ГС.
Термо-э.д.с. определяли потенциометром ППТН-1,
нормальным элементом типа НЭ-65 класса 0,005 и
зеркальным гальванометром ГЗС-47 чувствительностью
2,0-МОА.
Термопары градуировали в собранной измерительной
схеме. Эталоном температур служила контрольная
термопара, которую градуировали по эталонному
термометру сопротивления с точностью 0,0 ГС.
Точность измерения температур в опытах 0,04°С.
Тепло конденсации находили тремя способами: по расходу
электроэнергии на испарение и перегрев пара,
измерением количества конденсата и по расходу и нагреву
охлаждающей воды. Расхождение всех трех балансов
3-7%.
Опыты проведены на двух одинаковых трубках
диаметром 25x2,5 мм: трубка № 1 окисленная,
шероховатая, складского хранения; трубка № 2 очищена
наждачной бумагой.
В схеме с компрессором в основном старались
получить качественную оценку влияния масла на процесс
конденсации, а также определить возможность
образования слоя масла на теплопередающей поверхности при
отсутствии маслоотделителя и значительном количестве
масла, уносимого из компрессора.
В схеме без компрессора масло периодически вводили
в установку через смесительную камеру. Температуру
масла поддерживали постоянной электроконтактным
термометром. Масло подавали под давлением 130—
150 бар, при котором форсунки двигателей дают
распыление подогретого топлива до среднего диаметра
капель 0,023 мкм. Количество подаваемого масла
определяли тарировкой форсунки и насоса на стенде.
Для опытов брали смазочные масла различной
вязкости: ХА-34, веретенное-2, ХФ-12 и ХА-Фригус.
Удельная тепловая нагрузка конденсатора изменялась от
2500 до 19000 вт/м2, давление конденсации — от 7,5 до
13,5 бар. За протеканием процесса конденсации
наблюдали визуально, а также с помощью фото- и киносъемки.
Методика испытаний позволила сравнить полученные
значения а с данными Городинской при конденсации
чистых паров аммиака, а также определить влияние масла.
Конденсация чистых паров аммиака носила
пленочный характер. Трубка № 2 была предварительно
смазана маслом. В этом случае в течение 10 ч непрерывной
работы по схеме без компрессора и без подачи масла
наблюдалась капельная конденсация, которая затем
перешла в пленочную. Как было установлено, пленка
масла длительное время не удерживается на трубке. Масло
постепенно смывается потоком жидкого конденсата.
На рис. 2 приведены данные, полученные при
конденсации чистых паров аммиака, и для сравнения —
экспериментальные значения теплоотдачи [3] для
шлифованной и окисленной трубок. Прямая, показанная
пунктиром, рассчитана по уравнению Нуссельта
а = 0,72 у ? d*t вгЩ(м* . град). B)
Найденные значения а подтвердили выводы, что
состояние поверхности конденсации существенно влияет
на коэффициент теплоотдачи.
5-ЮJI I I I I I I i i i I I 1 L. J_J I
2-W~f J H 5 В 7 8 910° 2 2,5
ut,°C
Рис. 2. Значения теплоотдачи при конденсации чистых
паров аммиака:
трубка № 1 — данные авторов: Л — Рк*=11 бар, А —
рк=8,5 бар; данные Городинской: X — Рк=П бар;
? — рк==9,6 бар; трубка № 2 — данные авторов: О —
рк = 8,5 бар; данные Городинской: ф — рк=11 бар,
4~Рк=8 бар.
В опытах с подачей масла при помощи форсунки
также установлено, что масло не удерживается на
трубке, а потоком жидкости уносится в кипятильник.
Визуальные наблюдения и фотосъемка не выявили
заметных изменений режима течения конденсата на видимых
участках трубок. После прекращения процесса
конденсации, проводимого с подачей масла, поверхность
трубки была без каких-либо следов масла. Наличие масла
на поверхности трубки определяли визуально и с
помощью фильтровальной бумаги.
На рис. 3 приведены прямые, показывающие измене,
ние коэффициента теплоотдачи в зависимости от
удельного теплового потока для трубки № 1. Как видно,
коэффициент теплоотдачи при конденсации смеси
аммиака с маслом выше, чем при конденсации чистых паров
аммиака. То же характерно и для трубки № 2 (рис. 4).
Увеличение численных значений коэффициента
теплоотдачи при конденсации аммиака в присутствии
минеральных масел можно объяснить изменением
поверхностных сил, действующих на движущуюся пленку
конденсата за счет поверхностно-активных веществ [9, 10].
Однако это объяснение требует еще экспериментальной
проверки.
43

ю<
ZE-W3
2"
A A
A
A
=t
«*№?й
1
k^2
'*№¦
l
^//7J
6 7 8 9 10"
q, 6m/'m
Рис. З. Опытные данные при конденсации паров
аммиака (трубка № 1):
Л — зависимость коэффициента теплоотдачи от
теплового потока при конденсации чистых паров
аммиака; А — то же, при конденсации паров аммиака с
примесью минеральных масел.
зг
q, 6т/'м'
Рис. 4. Опытные данные при конденсации паров
аммиака (трубка № 2):
О — зависимость коэффициента теплоотдачи от
теплового потока при конденсации чистых паров аммиака;
ф — то же, при конденсации паров аммиака с
примесью минеральных масел.
В опытах количество подаваемого масла в десятки
раз превышало количество масла, поступающего в
конденсаторы промышленных установок. Однако пленка
масла на экспериментальных трубках не образовывалась,
хотя влияние масла проявлялось в последующих
опытах после прекращения его подачи. Это могло быть
вызвано тем, что часть масла, поступающего в
смесительную камеру, оседает в ней и подводящем трубопроводе
и постепенно вместе с паром проходит в конденсатор.
Работа экспериментальной установки с компрессором
осуществлялась без маслоотделителя. В период пуска
компрессора наблюдался значительный унос масла из
картера. Л1асло выбрасывалось в конденсатор в виде
крупных капель. Несмотря на большое количество
поступающего масла и крупные капли, масляная пленка на
трубке не образовывалась.
Выводы
Поставленный эксперимент по исследованию
влияния масла на коэффициент теплоотдачи при конденсации
аммиака дал результаты, отличающиеся от
общепринятых положений.
Пленка масла на трубках конденсатора не
образуется, так как масло постоянно смывается жидким
аммиаком и уносится в испарительную систему, где его
присутствие безусловно вредно. Коэффициент теплоотдачи
при конденсации паров аммиака с примесью
минеральных масел выше, чем при конденсации чистых паров
аммиака.
ЛИТЕРАТУРА
1. Цыдзик В. Е., Б ар мин В. Н., Вейн-
берг Б. С. Холодильные машины и аппараты. М.,
Машгиз, 1946.
2. Тгарр J. «Warme un-d Kaltetechnik», 1946 Nr. 11.
3. Городинская С. А. Исследование теплоотдачи
при конденсации паров аммиака на наружной
поверхности труб. Труды института теплоэнергетики
АН УССР, сб. № 4, Киев, 1951.
4. Мазюкевич И. В. Исследование процесса
конденсации паров аммиака на вертикальной
поверхности. «Холодильная техника», 1952, № 2.
5. Холодильная техника. Энциклопедический
справочник. Т. 1. М.—Л., Госторгиздат, 1960.
6. К у р ы л е в Е. С, Герасимов Н. А.
Холодильные установки. М.—Л., Машгиз, 1961.
7. Мельцер М. 3. Смазка фреоновых холодильных
машин. М, «Пищевая промышленность», 1969.
8. Яковлев Н. В. Отчет ВНИХИ, 1962.
9. Левич В. П. Физико-химическая термодинамика.
М., Изд. АН СССР, 1952.
10. Бояджиев Христов. Влияние поверхностно-
активных веществ на ламинарно текущую ^ пленку.
Известия института общей и неорганической химии.
София, 1965, № 3.
Изменения свободных
аминокислот и пептидов при
созревании размороженного
мяса
Канд. техн. наук А. И. ПИСКАРЕВ, М. А. ДИБИРАСУЛАЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
668.394:637.513.82
При интенсификации процессов холодильной
обработки в мясной промышленности (замораживание мяса в
горячепарном состоянии, применение низких и
сверхнизких температур) резко тормозятся автолитические
процессы в мышечной ткани после убоя животных. В
связи с этим необходимы дальнейшие исследования
качественных изменений мяса и мясопродуктов,
подвергнутых такой обработке, при последующем хранении их
в замороженном виде, а также при размораживании и
хранении в размороженном состоянии в зависимости от
назначения для дальнейшей переработки.
Для определения влияния такой обработки на
характер протеолиза и изменение пищевой ценности мяса
важное значение имеет изучение биохимических
показателей, в частности содержания свободных аминокислот.
Исследование изменений естественных пептидов
мяса (карнозина, ансерина, глютатиона) и аминокислот,
связанных в форме пептидов, позволит
дифференцировать влияние холодильной обработки на степень
протеолиза мышечных белков до полипептидов и аминокислот.
Задача данной работы — сравнительное изучение
влияния замораживания и размораживания, а также
конечной температуры замораживания (—18, —50, —196°С)
на биохимические изменения, происходящие при
созревании размороженного мяса, замороженного в
горячепарном состоянии, в течение 12 суток хранения при
температуре около 0°С.
44

Исследованию изменений свободных аминокислот
при автолизе немороженою мяса посвящено много
работ, результаты которых обобщены в монографии
Соловьева [1].
Сравнительное исследование изменений свободных
аминокислот при автолизе немороженого и
размороженного мяса в течение 2 суток хранения при 4°С проводил
Павловский [2]. Им выделено из мышечной ткани 17
аминокислот, в том числе орнитин и Р—аланин, которые
не входят в состав белков. Данные этой
работы показывают, что замораживание и размораживание
мяса способствуют повышению содержания в мышцах
многих аминокислот в результате возрастания протео-
литической активности. Вместе с тем отмечается
меньшее накопление глютаминовой кислоты, а—аланина,
гистидина вследствие более интенсивного их
превращения в другие продукты.
Исследователи [3—5] также указывают на рост
содержания свободных аминокислот после отепления и
хранения при 0°С в течение 2—3 суток говядины,
свинины и рыбы, хранившихся до этого в подмороженном
состоянии, и объясняют это явление [3] усилением
деятельности протеолитических ферментов, катепсинов А и С,
способствующих расщеплению пептидных связей белков.
Поскольку оптимальный срок созревания
немороженого мяса при 0°С составляет 10—12 суток [1],
представляет практический интерес выяснить, сохраняется ли
стимулирующее действие холодильной обработки при
более продолжительном хранении размороженного мяса.
Изучение этих вопросов позволит установить
оптимальный срок созревания размороженного мяса и
направленность биохимических реакций в этом случае.
Данных об изменении свободных аминокислот при
хранении размороженного мяса, замороженного до
разных конечных температур, в литературе нет.
Исследованиями Гингера и сотрудников [6]
установлено, что в охлажденном B суток после убоя) и
созревшем A4 суток хранения при 1,1°С) мясе имеются не-
идентифицированные пептиды, в состав которых входят
лейцин, тирозин, лизин и глютаминовая кислота.
Помимо карнозина в небелковом экстракте содержатся
другие связанные формы гистидина и пептидиосвязанный
гистидин не подвергается расщеплению при созревании
.мяса. Эти данные были дополнены исследователями
[7—8], которые нашли в безбелковом экстракте из мяса
связанные формы и других аминокислот (кроме тех,
которые входят в состав карнозина, ансерина, глюта-
тиона).
Состав указанных пептидов неизвестен, не выяснено
также, какие из них содержатся в парном мясе сразу
после убоя животного и какие образуются в процессе
автолиза.
Объектом нашего исследования служили длиннейшие
мускулы спины крупного рогатого скота от животных
возрастом 3—4 года 1-й категории упитанности,
вырезанные от полутуш непосредственно после убоя.
Образцы замораживали через 2 ч после убоя.
Температура в толще мышц до замораживания была
26—30°С.
Для обеспечения однородности опытного материала
и сравнимости результатов образцы отбирали от одних
и тех же туш. Замораживание проводили ступенчато до
конечной температуры —18, —50, —196°С
соответственно: в морозильном шкафу при температуре воздуха
—35°С и скорости движения 3 м/сек, в интенсивной
воздушной морозилке туннельного типа при температуре
воздуха —65°С и скорости движения 6 м/сек и в
жидком азоте. Продолжительность замораживания "до —18°С
составляла 50—60 мин, до —50°С — 18—20 мин и до
—196°С — 5—6 мин.
Образцы мяса по достижении указанных температур
сразу же перемещали для размораживания и
последующего хранения в камеру с температурой 0°С.
Температуру в камере поддерживали автоматически с к^леоа-
ниями ±0,5°С. Продолжительность размораживания 16—
Контролем служили образцы немороженого мяса,
хранившиеся при тех же условиях. Анализы проводили
через 2 ч после убоя (для немороженого мяса), через
2, 7, 12 суток хранения одновременно для
немороженого и размороженного мяса. Чтобы устранить влияние
усушки и действие микрофлоры, пробы на анализ
отбирали после удаления поверхностного слоя мышечной
ткани. Свободные аминокислоты, пептиды и другие нин-
гидринположительные вещества определяли на
автоматическом аминоанализаторе фирмы «Бекман» (ФРГ).
Аминокислоты и пептиды экстрагировали из
мышечной ткани по методу Вуда [9].
Гидролиз пептидов проводили в стеклянных ампулах
с 5 мл соляной кислоты при температуре 110±1°С в
течение 22 ч. Из экстракта мышечной ткани в свободном
виде выделено 43 нингидринположительного вещества,
из них три неизвестных, а шесть находятся в
незначительных количествах. В экстракте мышечной ткани
после гидролиза обнаружено 33
нингидринположительного вещества, из них два неизвестных, а четыре
находятся в незначительных количествах.
Содержание всех нингидринположительных веществ
дано в мг на 100 г сырого веса ткани и представлено в
табл. 1—3. Для иллюстрации приводится одна из амино-
грамм (см. рисунок).
Из данных табл. 1, в которой представлено
изменение содержания свободных аминокислот и других
нингидринположительных веществ при созревании
немороженого и размороженного (после замораживания до
—18°С) мяса в процессе хранения при 0°С, видно, что
уже через 2 суток, включая время замораживания и
размораживания, накопление аминокислот в
размороженном мясе происходит быстрее, чем в немороженом.
Количественное содержание некоторых аминокислот
меньше в размороженном мясе (глютаминовой, глицина,
лизина, орнитина). Особенно интенсивно наблюдается в
этот период в размороженном мясе образование
ароматических аминокислот (тирозина и фенилаланина) и се-
русодержащих аминокислот (метионина). Накопление
диаминомонокарбоновых (гидроксилизин, лизин,
аргинин) и моноаминодикарбоновых (аспарагиновой и
глютаминовой) аминокислот несколько меньше в
размороженном мясе, а образование моноаминомонокарбоновы*
(треонин, серии, глицин, аланин, валин, изолейцин, лей-
цин) несколько выше.
После 7 и 12 суток хранения выявляется
существенная разница в содержании свободных аминокислот в
размороженной мышечной ткани по сравнению с
немороженой — их прирост больше соответственно на 62,5
и 103,7% (по отношению к содержанию аминокислот в
парном мясе). Самое интенсивное накопление
характерно в этот период для ароматических аминокислот (в 4
раза), в 1,5—2 раза выше накопление моноаминомоно-
карбоновых и диаминомонокарбоновых аминокислот.
Более интенсивное накопление фенилаланина и тирозина
по сравнению с другими аминокислотами в
размороженной ткани отмечается Павловским [10]. Ссылаясь на
работу [11], он' объясняет это повышением
ферментативной активности катептической карбоксипептидазы.
Рост моноаминодикарбоновых кислот
(глютаминовой и аспарагиновой) за все время хранения меньше в
размороженном мясе. Уменьшение содержания этих
аминокислот при хранении мяса в размороженном виде
совпадает с соответствующим увеличением содержания
амидов этих кислот (аспарагина и глютамина). Степень
накопления свободных аминокислот (см. табл. 1) в
размороженном мясе через 7 суток хранения значительно
больше (на 53,3%), чем для немороженого мяса,
хранившегося 12 суток при тех же условиях, за
исключением глютаминовой и аспарагиновой кислот.
45

z,
t,5\
io\
0J\
d,8\
0,7
/7,5
ДО|
ДО
/7,/
иг-->*
4. \
Xj
\ssmu
=
2
—
J
:.,У
*fi
¦ Л i
:iAl
1 |
¦
\ ^
¦ J
V
——
к
—
6
——:
7
w
^—
8
• ••"'. ¦
/
/
7
: /
1
"\J
"\
\
\ f
4
ч
—
\
чч
\Г"
—
=
—
—
10
л
/ \
Д0
/,5
/,/7
ДО
/7,,?
ДО
ДО
/7,5
#4
ДО
ДО!
0,1
ft//
: * !
:л.: ':
К
•м-,/
|W
tf :1
i V;
v *
к l
¦y
15
\
\хг
id
/j
17 :
' i
i **:
•"•/7
::';'
I
:'«•:':
V5 ::
I» ::
<?0
#l
Л|:
f
\
v
Щ. '¦'
• s:
:- v 5 ';
V
4.^'
** \
;i/
Л'
??
\
i : .ft
V;f"
J/
"'\.-f!
sa?
'*.¦ .
\ '¦':
JJ
l\ .,.
...J4
-3
J5
/\4
i -..'¦; ;
J7
2:
i
•-.'¦'.•—. l
Содержание свободных аминокислот и других нингидринположительных веществ в небелковом
экстракте мышечной ткани до гидролиза (мясо замораживали до конечной температуры 18°С,
размораживали и хранили при 0°С в течение 12 суток):
а — на малой колонке аминоанализатора; б —на большой колонке аминоанализатора; / — гидро-
ксилизин; 2 — у-аминомасляная кислота; 3 — орнитин; 4 — аммиак; 5 — лизин; 6 — 1-метилгисти-
дин; 7 — гистидин; 8— ансерин+триптофан; 9 —креатинин + карнозин; 10 — аргинин; 11 — фосфосе-
рин; 12 — фосфоэтаноламин; 13 — таурин; /4—мочевина; 15 — метионинсульфоксид; 16 — аспара-
гиновая кислота; 17 — треонин; 18 — серии; 19—аспарагин + глютамин; 20 — саркозин; 21 — пролин;
22 —- глютаминовая кислота; 23 —цитрулин; 24—глицин; 25—аланин; 26—а-аминоадипиновая кислота;
27 — а-аминомасляная кислота; 28 — валин; 29 — цистин; 30 — цистатионин; 31 — метионин:
S2 — изолейцин; 33 — лейцин; 34 — глюкозамин; 35 — тирозин; 36 — фенилаланин; 37 — р-аланин:
Х\, Х2, Хг — неизвестные соединения.
Накопление аммиака более интенсивно при автолизе
размороженного мяса, а накопление мочевины выше для
немороженого мяса.
Данные табл. 2, в которой приведено изменение
содержания белковых свободных аминокислот при
созревании размороженного мяса в зависимости от конечной
температуры замораживания, показывают, что конечная
температура замораживания влияет на степень
накопления свободных аминокислот: чем ниже конечная
температура замораживания, тем больше их суммарное
накопление. Это влияние более значительно в начальный
период хранения размороженного мяса и при переходе
от умеренных температур замораживания (—18, —50°С)
к ультранизким (—19б°С).
При сравнении влияния температур замораживания
__18° и —196°С на степень протеолиза при последующем
хранении мяса в размороженном виде обнаруживается
значительная разница. Обращает на себя внимание тот
факт, что чем ниже температуры замораживания, тем
выше рост ароматических и моноаминомонокарбоновых
кислот, в то время как в динамике изменения диамино-
монокарбоновых аминокислот выявляется обратная
картина. Накопление глютаминовой кислоты при автолизе
размороженного мяса, замороженного до —50° и
—196°С, больше, чем для немороженого (см. табл. 1 и 2).
Из данных табл. 3, где приведено изменение
содержания свободных и пептидносвязанных аминокислот в
небелковом экстракте парного и созревшего мяса за 14
суток хранения при 0°С, видно, что замораживание с
последующим размораживанием усиливает протеолиз
белков при хранении мяса не только до конечных
продуктов распада (свободных аминокислот), но и до
промежуточных продуктов (полипептидов и пептидов).
Более интенсивное нарастание промежуточных продуктов

Таблица 1
Аминокислоты и другие нингидринполо-
жительные вещества
Содержание свободных аминокислот и других нингидринположительных веществ
( в мг на 100 г мяса)
парное
мясо
продолжительность хранения мяса, сутки

немороженое
разморо-
немороженное женое

размороженное
12

немороженое

размороженное
Фосфосерин
Фосфоэтаноламин
Таурин
Мочевина
Метионинсульфоксид
Аспарагиновая кислота
Треонин
Серии
Аспарагин -J- глютамин
Саркозин
Пролин
Глютаминовая кислота
Цитрулин
Глицин
Алании
аА-миноадипиновая кислота
аА-миномасляная кислота
Валин
Цистин
Цистеин
Метионин
Изолейцин
Лейцин
Глюкозамин
Тирозин
Фенилаланин
р-Аланин
Гидроксилизин
7-аминомасляная кислота
Орнитин
Аммиак
Лизин
1-Метилгистидин
Гистидин
Ансерин + триптофан
Карнозин -f- креатинин
Аргинин
Общее количество свободных
аминокислот, входящих в состав
белков
Рост свободных аминокислот по
сравнению с начальным
содержанием их в парном мясе, %
Ароматические
Моноаминомонокарбоновые
Диаминомонокарбоновые
Моноаминодикарбоновые
Всего нингидринположительных
веществ
0,81
2,96
10,48
8,66
0,58
2,39
3,91
18,73
4,22
3,53
5,01
3,23
11,83
29,17
0,67
2,66
3,21
1,84
1,68
0,88
3,29
2,06
7,78
5,32
1,84
33,21
592,8
5,43
85,92
100
3,52
100
56,73
100
14,04
100
5,59
100
771,74
2,01
5,38
18,71
14,05
0,60
2,81
4,44
29
3,67
8,37
14,21
30,49
3,56 | 4,39
0,89
3,56
4,32
2,07
1,93
1,18
6,9
3,68
11,25
7,12
1,76
36,34
8,57
106,10
123,53
4
113,63
64,22
113,20
22,59
160,89
8,97
160,46
1,83
5,36
21,72
14,87
8,10
11,34
19,52
22,82
2,43
6,6
22,53
16,36
Неполное разделение
0,798
3,42
5,22
29,69
4,28
7,77
12,01
34,05
0,89 | 0,63
3,15 5,48
5,17 10,92
37,65 I 44,37
Неполное разделение
4,74 I 7,68 I
18,72 I 10,42 I
Неполное разделение
5,10
45
30
76
14,68
33,58
Следы
Следы
5,24
Следы
Следы
1,37
3,52
5,53
19,36
40,07
8,85
4,65
6,97
11,43
98
83
1,24
8,69
3,17
10,56
6,26
1,82
36,65
Неполное разделение
2,18
1,98
1,47
6,87
Следы
2,76
10,91
4,97
Следы
1,49
34,08
7,90
6,87
1,39
13,82
8,75
10,78
15,22
21,37
4,68
3,22
5,84
32,15
6,95
20,77
14,89
33,16
5,06
1,49
3,46
5,29
2,68
2,38
0,98
6,67
2,90
11,16
7,26
2,90
9,96
5,20
Не определялись
7,31 [ 6,41
118,05
137,44
7,81
221,8
70,86
124,90
22,26
158,64
8,57
153,30
120,51
140,31
4,16
118,18
70,87
124,92
18,25
129,98
19,61
350,80
3,02
38,28
8,85
174, с"
202,79
14,77
419,6
103,08
181,79
29,93
213,17
11,05
197,67
1,39
32,19
579,2
5,23
128,36
149,44
5,06
848,88
143,75
70,92
125,01
17,10
121,79
25,45
455,27
10,48
16,08
27,28
19,41
0,91
6,67
13,53
54,31
6,7
18,36
22,07
42,38
11,33
8,24
9,70
15,01
9,86
8,59
0,87
17,19
3,84
15,09
11,46
3,49
36,57
586,4
11,98
217,46
253,18
18,38
522,15
120,69
212,74
40,63
289,38
19,27
344,72
995,28
Примечания. 1. В дробных числах знаменатель означает содержание веществ в %.
2. Прочерки означают, что вещества не определялись.

Таблица 2
Амигокислоты
Содержание белковых свободных аминокислот (в мг на 100 г мяса) при
продолжительности хранения мяса (сутки)
12
и температуре замораживания (°С)
-18 | -50 | -195,61 -18 | -I
50
-195,6 -18 -50 -195,
Аспарагиновая кислота
Треонин
Серии
Пролин
Глютаминовая кислота
Глицин
Алании
Валин
Цистин + цистеин
Метионин
Изолейцин
Лейцин
Тирозин
Фенилаланин
Гидроксилизин
Лизин
Гистидин
Триптофан
Аргинин
Общее количество белковых свободных^амино-
кислот
Рост свободных аминокислот по сравнению с
начальным содержанием их в парном
мясе, %
Ароматические
Моноаминомонокарбоновые
Диаминомонокарбоновые
Моноаминодикарбоновые
0,798
3,42
5,22
4,28
7,77
12,01
34,05
5,10
2,45
4,30
6,76
3,98
3,83
8,69
6,26
1,82
7,31
118,05
137,44
7,81
221,9
70,86
124,90
22,26
158,64|
8,57
153,30
0,74
3,05
5,13
3,40
17,06
15,82
35,65
5,06
0,638
4,82
7,69
6,01
15,95
27,59
50,52
7,30
0,63
5,48
10,92
7,68
10,42
19,36
40,07
8,85 1
0,89
4,90
9,79
5,11
38,07
15,61
40,68
. 9,23
Следы
0,73
5,14
8,99
6,31
30,66
21,30
51,03
10,54
0,91
6,67
13,53
6,7
18,36
22,07
42,38
11,33
0,76
5,95
14,87
9,09
32,48
13,69
43,92
12,08
1 2,51
4,14
6,14
3,41
1 3,63
7,98
4,38
1 1,51
2,80
5,29
8,03
4,42
4,76
9,99
5,91
2,33
4,65
6,97
11,43
7,90
6,87
13,82
7,26
3,02
7,40
8,24
12,80
7,68
7,33
13,75
5,79
2,26
6,91
9,27
13,01
8,01
7,58
11,80
7,72
2,82
8,24
9,70
15,01
9,86
8,59
17,19
11,46
3,49
8,06 1
10,44
15,95
9,78
8,33
16,80
5,91
2,51 1
5,15
124,79
145,29
7,04
200
74,99
132,18|
17,51
124,71
17,80
318,42
Неполное разделение
7,66 | 8,85 I 7,87 | 7,94
172,10
200,37
9,18
260,79
111,64
196,79
23,56
167,8
16,59
296,77
174,88
202,79
14,77
419,60
103,08
181,70|
29,93
213,27
11,05
197,67
197,40
229,82
15,01
426,42
101,25
178,47!
27,41
195,22|
38,96
696,95
209,76
244,21
15,59
217,46
253,18
18,08
442,89
119,28
210,25
27,46
195,58
31,39
561,53
11,981 9,26
512,15
120,691
|212,74|
40,63
289,38|
19,27
344,72
219,8
255,9
18,11
0,96
6,43
14,20
5,64
31,89
22,40
51,58
12,36
8,47
10,49
16,16
9,86
8,33
17,65
7,19
3,89
10,38
251,88;
293,27
18,19
514,48
116,901
206,06|
31,97
227,70|
33,24
594,63
516,76
133,62
235,531
35,22
250,85
32,85
587,65
Примечание. В дробных^числах знаменатель означает содержание аминокислот в % по
отношению к парному мясу.
распада в случае искусственного созревания мяса
отмечено в работе [12].
Суммарное содержание ароматических и моноамино-
монокарбоновых кислот (после гидролиза) при
созревании выше для размороженного мяса, чем для
немороженого, соответственно на 160,8 и 62,7%, содержание
диаминомонокарбоновых и моноаминодикарбоновых
аминокислот примерно одинаково в обоих случаях.
Количество глютаминовой кислоты, цистнна и гидроксили-
зина меньше в экстракте из размороженного мяса после
гидролиза.
В табл. 3 приведены также данные о содержании
пептидносвязанных аминокислот в парном и созревшем
немороженом мясе с учетом их количества, входящего в
состав аспарагина, глютамина, ансерина и карнозина.
При анализе этих данных видно, что в парном мясе
отсутствуют пептиды, в состав которых входят такие
аминокислоты, как серии, аланин, метионин, тирозин, а в
процессе созревания мяса накапливаются пептиды,
содержащие эти аминокислоты. При этом наиболее
интенсивно растут пептиды, в состав которых входят
ароматические, моноаминодикарбоновые и
моноаминомонокарбоновые аминокислоты.
Выводы
Изменения свободных и пептидносвязанных
аминокислот при созревании размороженного и
немороженого мяса в течение 12—14 суток хранения имеют
качественно одинаковую направленность.
Созревание размороженного мяса по сравнению с
немороженым сопровождается более интенсивным
накоплением свободных и пептидносвязанных аминокислот. По
содержанию свободных аминокислот размороженное
мясо, хранившееся 7 суток, превосходит немороженое
мясо, хранившееся 12 суток.
Конечная температура замораживания при принятых
условиях холодильной обработки влияет на скорость
биохимических процессов при автолизе размороженного
мяса, особенно в начальный период хранения. Чем ниже
конечная температура замораживания, тем больше
суммарное накопление свободных аминокислот при
хранении размороженного мяса.
48

Таблица 3
Аминокислоты
Аспарагиновая кислота
Треонин
Серии
Аспарагин + глютамин
Пролин
Глютаминовая кислота
Глицин
Алании
Валин
Цистин
Метионин
Изолейцин
Лейцин
Тирозин
Фенилаланин
р-Аланин
Гидроксилизин
•у-Аминомасляная кислота
Орнитин
Лизин
1-Метилгистидин
Гистидин
Аргинин
Общее количество
Рост свободных аминокислот по
сравнению с содержанием их в парном мясе, %
Ароматические
Моноаминомонокарбоновые
Диаминомонокарбоновые
Моноаминодикарбоновые
Примечания. 1. В первых трех гр
на, цистина и тирозина с учетом их потер
ролиза.
2. Прочерк в графах означает, что ами
i 3. В дробных числах знаменатель озна
Содержание свободных и пептидно связанных аминокислот при температуре |
0°С (в
после гидролиза
парное
7,83
5,14
5,29
—
8,42
71,15
! 67,65
31,95
7,02
7,61
1,6
5,04
7,08
1,96
3,37
219,54
134,16
1,11
2,83
15,78
65,34
497,96
10,24
1178,07
100
5,33
100
129,17
100
160,18
100
78,98
100
афах Ta6j
ь в проце
НОКИСЛОТс
чает соде
созревшее

немороженое
29,71
18,15
22,44
—
28,45
147,08
79,63
53,97
20,79
13,26
8,23
14,64
23,45
11,74
11,10
216,43
148,70
1,6
3,05
40,00
67,86
508,62
21,11
1490,1
126,48
22,84
428,51
233,07
180,43
209,81
130,98
176,79
223,84
шцы при
ссе гидро
l отсутств;
шание ai
созревшее

размороженное
47,12
24,15
33,03
—
38,99
129,24
100,98
76,09
27,68
11,09
11,64
19,52
32,58
14,78
16,65
222,69
128,85
1,05
4,15
54/8
66,89
516,23
25,29
1603,10
136,07
31,43
589,30
314,03
243,11
208,52
131,82
176,36
223,2
ведены д
лиза путе
ует.
УШНОКИСЛС
мг на 100 г мяса)
до гидролиза
парное
0,48
3,72
5,97
31,80
3,68
6,94
16,64
33,06
5,67
созревшее

немороженое
б,ео
10,29
15,88
34,06
7,64
22,24
20,60
46,91
11,19
Следы
1,62
4,41
6,24
2,68
2,44
1,68
5,44
4,42
9,55
16,00
9,28
7,20
1,82
16,07
Следы
3,17
9,76
—
3,58
7,11
156,09
100
5,12
100
75,71
100
22,31
100
7,42
100
4,32
17,25
—
4,59
17,07
282/8
181,29
16,48
321,87
130,42
172,26
50,39
225,86
28,84
388,67
анные о содержав
количество пептидно-
связанных аминокислот
парное
4,65
1,42
—
4,74
42,53
51,01
—
1,35
—
0,63
0,84
—
0,93
128,72
1,11
6,02
171,72
2,33
417,99
100
0,93
100
55,25
100
137,07
100
47,18
созревшее

немороженое
19,71
7,86
6,56
20,81
94,22
59,03
7,06
9,6
3,81
5,09
7,45
2,46
3,90
132,63
1,6
37,13
170,88
4,04
593,84
142,07
6,36
С83,87
102,65
185,79
173,80
126,79
119,93
100 241,47 1
in треонина, сери-
м экстраполяции на 0 времени гид- 1
)Т В %.
ЛИТЕРАТУРА
1. Соловьев В. И Созревание мяса. М.,«Пищевая
промышленность», 1966.
2. Павловский П. Е. Автореферат докторской
диссертации. М., 1969.
3. Васильев А. А. Автореферат кандидатской
диссертации. Л., 1967.
4. В а с и л ь е в а Л. Д., П и с к а р е в А. И.
Изменение содержания свободных аминокислот при
холодильном хранении свинины. «Холодильная техника»,
1970, № 3.
5. Пискарев А. И., Басьюни С. Изменения
аминокислот при хранении рыбы в подмороженном
состоянии. «Холодильная техника», 1968, № 12.
6. Ginger L., Wachter I., D о t i D., S с h w e i-
gert B. «Food Research», 1954, Vol. 19, No. 4, p. 411.
7. Bouton P., Howard A., L aw r i e R. «Studies on
beef quality», 1958, part 7.
8. Niewiarowicz A. «Przemysl Spozywczy», 1956,
Nr. 27, R. 10, 280.
9. W о о d I. «Canad. J. Bioch. and Phisiol.», 1958, Vol. 36,
No. 8, p. 833.
10. П а в л о в с к и й П. Е. Пищевая технология.
Известия вузов СССР, 1965, № 2.
11. Lonz I. «Biochim. et Biophys. acta», 1949, No. 3,
p. 367.
Shormuller I. und A d 1 e г G. «Zeitschrif t fur
Lebensmittel-Untersuchung und Forschung», 1959,
Vol. 109, Nr. 1, S. 13.
12
49

ОБМЕН ОПЫТОМ
Эксплуатация комплексных холодильных
KSA-600 и KSA-440
установок
В настоящее время на отечественных
предприятиях мясной и молочной промышленности
эксплуатируется большое число комплексных
(полностью агрегатированных) холодильных
установок KSA-600 и KSA-440, выпускаемых
заводом Галле (ГДР). Эти установки
предназначены для охлаждения рассола и состоят из
компрессора, маслоотделителя, конденсатора,
поплавкового регулирующего вентиля, кожухо-
трубного испарителя, щита управления и
автоматики. Кроме того, в комплект установок
входят рассольный и водяной насосы.
Холодопроизводительность установок
KSA-600 и KSA-440 соответственно 120000 и
225000 ккал/ч при /0=—Ю°С и ^К = 25°С.
Установки различаются типом компрессоров,
размером аппаратов и общей компоновкой.
Техническая характеристика
KSA-600 KSA-440
Тип компрессора 2W6 2V\
Число оборотов в минуту 1440 1430
Число цилиндров, шт 6 4
Диаметр цилиндров, мм 100 140
Ход поршня, мм 60 80
Мощность электродвигателя, кет 40 75
Поверхность, м2
конденсатора ....-..-.. 40 80
испарителя . . . • 56 125
Одной из особенностей установок является
дозированная зарядка их аммиаком, причем
весь жидкий аммиак находится в испарителе.
Это обеспечивается с помощью поплавкового
регулирующего вентиля высокого давления,
который перепускает всю
сконденсировавшуюся жидкость из конденсатора в испаритель.
Такая система питания испарителя жидким
аммиаком упрощает автоматизацию установки и
не требует применения приборов защиты от
превышения уровня в испарителе.
Кроме поплавкового регулирующего
вентиля, установки укомплектованы следующими
приборами автоматики: реле высокого и
низкого давления, реле контроля смазки и реле
температуры, которое может обеспечивать
автоматический пуск и остановку компрессора в
зависимости от температуры выходящего из
испарителя рассола.
621.565.59.004
Эксплуатация установок KSA-600 и KSA-440
и испытания установки KSA-600 на стенде
ВНИХИ показали, что при правильно
выполненном монтаже они удобны в эксплуатации,
особенно на небольших производственных
холодильниках.
Следует, однако, отметить ряд
обстоятельств, которые иногда препятствуют
нормальной работе установок.
Компрессоры установок KSA-600 и KSA-440
не имеют водяных охлаждающих рубашек,
охлаждаются только крышки цилиндров, в
связи с чем температуры корпуса компрессора и
масла выше обычных, а при больших
отношениях давлений всасывания и нагнетания
становятся недопустимо высокими. Поэтому
при tK=25ч-30с'С в температура кипения не
должна быть ниже —20ч—25°С.
Одним из слабых мест компрессора
являются его шатунные болты, которые имеют
недостаточный запас прочности. Поэтому
недопустима затяжка этих болтов при сборке
компрессора после ремонта без
динамометрических ключей.
При монтаже установки, до зарядки ее
аммиаком, следует освободить поплавок
регулирующего вентиля, который на заводе, во
избежание повреждений три транспортировке,
закрепляется в открытом положении.
При работе установки с закрепленным
поплавком холодопроизводительность ее
значительно ниже паспортной, так как происходит
прорыв газов из конденсатора в
испаритель.
Схемой автоматики предусматривается два
режима работы установки — ручной и
автоматический. При автоматическом режиме пуск и
остановка осуществляются термореле в
зависимости от температуры рассола. Защитные
приборы остаются включенными при обоих
режимах работы. Однако во многих установках
электросхема собрана неправильно: защита
против замерзания рассола осуществляется с
помощью реле температуры, а пуск и
остановка—по давлению кипения аммиака в
испарителе. В этом случае при переводе ключа управле-
50

ния в ручное положение реле давления
блокируется и при случайном прекращении протока
рассола испаритель остается без защиты от
замерзания рассола. Для защиты испарителя
следует установить дополнительный
датчик протока рассола в соответствии с
отечественными Правилами техники
безопасности на аммиачных холодильных
установках.
Установленный на компрессоре
маслоотделитель циклонного типа малоэффективен, унос
масла из него достигает 120 г/ч. При заедании
поплавка, перепускающего масло из
маслоотделителя в картер компрессора, или при
засорении маслопроводных трубок унос масла
может возрасти до 300 г/ч. Наиболее подходящим
маслом для компрессоров этого типа является
ХА-30. В отдельных случаях, когда установка
работает при температуре кипения не ниже
—10°С допустимо применение масла ХА-23.
Компрессионные кольца имеют
антифрикционные вставки, уменьшающие трение колец по
цилиндру. Однако эти вставки значительно
уменьшают прочность самого кольца, поэтому
при снятии и надевании колец надо проявлять
особую осторожность во избежание их
поломки.
При ревизиях и разборке сальника
сплошные ограждения муфт препятствуют
проведению центровки валов электродвигателя и
компрессора. Эти ограждения следует делать
разъемными. После центровки необходимо
установить на электродвигатель контрольные
штифты, позволяющие при последующих
разборках точно ставить его на место.
Для удобства эксплуатации установки и
контроля за ее работой следует предусмотреть
счетчик часов работы компрессора. Это
особенно важно при работе установки в
автоматическом режиме, когда учет по журналу вести
невозможно.
Следует установить на конденсатор и
испаритель дополнительные предохранительные
клапаны с переключающим трехходовым
вентилем, так как ремонт фирменных
предохранительных клапанов требует выпуска всего
аммиака из аппаратов.
При правильном монтаже и соблюдении
изложенных выше рекомендаций установки типа
KSA-600 и KSA-440 надежно работают как в
ручном, так и в автоматическом режимах без
постоянного наблюдения обслуживающего
персонала. Использование компрессоров от
этих установок в общих схемах недопустимо,
так как при работе за пределами допустимых
рабочих режимов компрессоры быстро выходят
из строя.
Ю. В. МАЯКОВСКИЙ
Краснодарское управление
молочной промышленности
Ю. Я. СЕНЯГИН — ВНИХИ
Устройство для учета числа включений холодильного
компрессора
621.57.041-52
Для определения научно обоснованных
сроков проведения профилактических осмотров и
ремонта малых холодильных компрессоров
необходимо знать продолжительность их (работы.
Не менее важно знать число включений
компрессоров, что влияет на износ контактных
групп и изоляции катушек электроаппаратуры.
В настоящее время промышленностью
выпускаются счетчики импульсов типа А-440 для
определения числа включений
электрооборудования. Катушка счетчика подключается
параллельно катушке магнитного пускателя
электродвигателя компрессора. Однако при таком
подключении во время работы компрессора
катушка счетчика находится под напряжением, в
результате она чрезмерно нагревается и, в
конечном итоге, счетчик импульсов выходит из
строя.
На кафедре энергетики Ленинградского
института советской торговли им. Ф. Энгельса
автором разработана схема подключения
счетчика импульсов (см. рисунок), которая не
имеет указанных недостатков.
Г мп
И}
-2203
и.с
I
-и-
с
%д
Схема подключения
счетчика импульсов.
51

Схема состоит из диода Д (Д7Г), счетчика
импульсов И С (А-440), конденсатора С (КБГ,
4 мкф, 400 в) и разрядного сопротивления R
(ВС, 220 ком, 2 вт). Схема подсоединяется
параллельно катушке магнитного пускателя МП
электродвигателя компрессора. При
включении реле температуры РТ, пока не зарядился
конденсатор С, под напряжением находится
катушка счетчика импульсов И С, и он
срабатывает. После того как конденсатор С
зарядится, напряжение на катушке счетчика
импульсов становится незначительным.
При отключении реле РТ конденсатор С
разряжается на разрядное сопротивление R и
устройство подготавливается к следующему
включению. Время разряда конденсатора С
можно регулировать путем подбора его
емкости и величины разрядного сопротивления R.
Одно из основных условий нормальной
эксплуатации фреоновой холодильной
установки — герметичность системы. Это требование
особенно важно для судовых холодильных
систем непосредственного охлаждения, которые
работают при постоянной вибрации и ударной
нагрузке на корпус судна.
В связи с этим представляет интерес
дистанционный автоматический инфракрасный
газоанализатор УРАС-2 фирмы «Хартман и
Браун», используемый для контроля
герметичности фреоновой (фрео'Н-22) холодильной
установки на транспортных рефрижераторах типа
«Остров Русский» и «Амурский залив».
Газоанализатор состоит из измерительного
блока, мембранного насоса и системы
трубопроводов для отбора проб воздуха. Пробы
воздуха для анализа берутся поочередно из
десяти точек, восемь из которых находятся в
грузовых трюмах (по две точки на каждый трюм)
у воздухоохладителей, а две — в машинном
рефрижераторном отделении у
распределительных коллекторов.
Газоанализатор УРАС-2 можно
использовать для обнаружения и других веществ,
например, углекислоты, сернистого газа и
бензина.
Принцип действия прибора основан на
селективном поглощении инфракрасного излуче-
После лабораторных испытаний
разработанная схема была реализована в автоматах типа
АТ-114 и АТ-100С для приготовления и
продажи газированной воды в целях учета числа
включений холодильного агрегата ФАК-07. В
результате значительного снижения токовых
нагрузок на катушку счетчика импульсов
(более чем в 15 раз) у разработанного
устройства не было отказов.
Описанная схема подключения счетчиков
импульсов может найти широкое применение для
учета числа включений холодильных
компрессоров в процессе их эксплуатации.
Е. К. БУКИН — Ленинградский институт советской
торговли им. Ф. Энгельса
543.27:621.564.25
ния в диапазоне волн от 2,5 до 12 мкм. Для
измерения поглощения используют
недисперсионный метод (отсутствует спектральное
разложение) .
Техническая характеристика газоанализатора
Максимальный диапазон измерений для
всех компонентов, 96 От 0 до 100
Нормальный расход газа, л 1ч От 30 до 60
Максимальная температура
анализируемого газа, °С 45
Основная погрешность, % 2
Потребляемая мощность, в-а 60
Габаритные размеры, мм 480Х438Х
Х230
Вес, кг 31,5
Принципиальная схема газоанализатора
приведена на рисунке.
Как видно из рисунка, ток от сети подается
через стабилизатор напряжения 1 к двум
последовательно включенным спиралям 2 —
источникам постоянного излучения. Чтобы
получить периодическое и синфазное излучения,
постоянное излучение в обоих ходах лучей
прерывается обтюратором 3, приводимым в
движение электродвигателем 4.
Оба луча, пройдя фильтр 5, направляются в
измерительное устройство 6, состоящее из
аналитической 7 и сравнительной 8 камер. Изме-
Автоматический газоанализатор для определения
утечек фреона
52

ряемый газ засасывается из помещения
мембранным насосом и пропускается через
аналитическую камеру 7, находящуюся в ходе
измерительного луча. В этой камере инфракрасное
излучение поглощается гетороядерными
молекулами анализируемого газа. Поглощение
происходит при частотах, определяемых
собственными колебаниями молекул.
1 |?й1
1 ш[
таУ
щи
/
<
0 9
ТТ ТГ .
I I 8 1
1
LL
a,
1 7
4
I'lH
Принципиальная схема газоанализатора.
В сравнительной камере 8, расположенной
в ходе второго луча, находится азот, который
не поглощает излучения, так как частоты его
собственных колебаний значительно выше
диапазона частот инфракрасных лучей. Другими
словами, энергия инфракрасного излучения
недостаточна для колебательного возбуждения
молекул азота.
Пройдя аналитическую и сравнительную
камеры, излучение через диафрагму 9,
предназначенную для грубой настройки нулевой
точки прибора, попадает в приемное устройство
10, которое разделено натянутой
металлической мембраной 11 на две камеры. Камеры
заполнены измеряемой компонентой газа
(фреон) и имеют окна из плавикового шпата,
который пропускает инфракрасные лучи. В обеих
камерах излучение поглощается только в
специфической полосе спектра поглощения газа
приемного устройства, т. е. селективно. Чем
выше содержание исследуемой компоненты
(фреона) в воздухе, прокачиваемом через
аналитическую камеру 7, тем больше энергии
поглощается в этой камере я меньше в одной из
камер приемного устройства.
Энергия излучения, поглощаемая в другой
камере приемного устройства (находящейся в
ходе второго луча), постоянна и зависит
только от мощности излучателя (спирали), так
как при прохождении луча через
сравнительную камеру энергия не поглощается. Таким
образом, энергии излучений, поглощенные в
обеих камерах приемного устройства 10,
различаются на величину перепада энергий. Эта
величина тем больше, чем выше в исследуемом газе
содержание фреона. При мгновенном-
превращении поглощенной световой энергии в
тепловую перепад энергий в обеих камерах приводит
к разности температур и давлений между
камерами приемного устройства.
Перепад давлений вызывает прогибание
мембраны 11, в результате чего изменяется
емкость мембранного конденсатора, состоящего
из мембраны 11 и противоэлектрода 12.
Поскольку излучение периодическое и синфазное,
то колебания давления и емкости также
периодические. Мембранный конденсатор через вы-
сокоомное сопротивление 13 соединен с
источником постоянного напряжения 14. Колебания
емкости вызывают периодический емкостный
ток, который через высокоомное сопротивление
создает переменное напряжение в милливольт-
ном диапазоне. Это напряжение усиливается,
выпрямляется и подается на измерительный
прибор или во внешнюю цепь.
Из-за частичного перекрытия полос спектра
поглощения селективность прибора
ограничена, особенно если в измеряемом газе помимо
обнаруживаемой компоненты (фреон)
присутствуют другие газы, например ССЬ, которые
также поглощают в инфракрасной чапти
спектра. В этом случае они могут оказывать
влияние на результаты измерения. Для
устранения этого влияния можно использовать
фильтр 5, заполненный мешающей
компонентой. Тогда поглощение ею энергии в обоих
лучах станет одинаковым и перепад энергий в
приемном устройстве 10 вновь будет зависеть
только от концентрации измеряемой
компоненты. При использовании фильтра 5 необходимо
заново настроить прибор.
Помимо описанного, существуют более
сложные методы фильтрования, уменьшающие
влияние различных примесей на точность
измерений. Однако при определении утечек фреона
в судовых условиях они практически не нужны.
Испытания газоанализаторов, проводимые в
процессе приемки судов, показали их высокую
чувствительность.
А. В. КАН, А. С. БЕСТУЖЕВ, А. Г. ИОНОВ

КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Новая книга о термоэлектрическом охлаждении
М. А. Каганов, М. Р. Привин. Термоэлектрические тепловые насосы.
Л., «Энергия». 1970, 176 стр. Цена 44 коп.
В настоящее время ощущается острая необходимость
в точных методах расчета и в оптимизации
термоэлектрических тепловых насосов. Разработке таких методов
посвящена интересная книга М. А. Каганова и
М. Р. Привина, написанная на высоком уровне. Авторы
нашли достаточно строгое решение ряда задач,
имеющих непосредственное отношение к широкому классу
термоэлектрических устройств, и пришли, где это
возможно, к обоснованному упрощению, отвечающему
необходимой точности технических расчетов. Основные
энергетические соотношения представлены в
безразмерном виде. Для этого введен ряд новых безразмерных
параметров, учитывающих специфику термоэлектричества.
Удачная безразмерная форма записи физических
уравнений позволила в отдельных случаях не только
упростить задачи оптимизации, но и получить решения в
более обобщенном виде.
Книга состоит из двух больших глав. В первой
главе рассматриваются термоэлектрические устройства,
работающие при постоянных температурах вдоль спаев
термоэлементов, во второй — при переменных
температурах.
В первой главе приводятся решения задач,
связанных с оптимизацией параметров термоэлектрических
тепловых насосов. Рассматривается влияние теплообмена
на спаях на эффективность термоэлектрических
устройств. Показана принципиальная возможность (в
определенных условиях) улучшения энергетических
показателей термобатарей при обдуве неизолированной части
термоэлементов, а также при рассредоточении
термоэлементов.
Большой практический интерес представляет
уравнение работы термопары в экстремальных режимах с
учетом теплообмена.
Найдут применение на практике и аналитические
выражения для определения оптимальной высоты
термоэлемента, учитывающие теплообмен на спаях и
условия максимальной холодопроизводительности с
единицы площади и объема термоэлементов. Целям
оптимизации отвечает методика определения параметров,
обеспечивающих применение радиатора минимального веса.
Авторами получен очень важный результат —
убедительно показана практическая независимость тока в
режиме максимального холодильного коэффициента
бгаах от условий теплообмена (это впервые отмечалось
Г. А. Вихоревым и В. А. Наером).
Однако в изложении методики расчета режима етах
для термобатареи с заданной площадью и нагрузкой
допущена ошибка. Для нахождения температуры спаев
используются уравнения идеализированного термоэлемента
(формулы 1—38 и 1—39). Как известно и как следует
из материалов книги, разности температур
идеализированной термопары и термопары, работающей с
термическими сопротивлениями на спаях в режиме Етах, не
совпадают. При этом различия могут быть значительными.
Заключительный параграф первой главы (§ 6)
посвящен нестационарной работе термоэлемента.
Нестационарные процессы до настоящего времени еще мало
изучены, литература по этому вопросу ограничена, в
связи с этим материалы параграфа могут быть
особенно интересны. В частности, приводятся решения для
изменения температуры на спаях термопары после
включения тока. Решение дано с учетом теплоемкости
нагрузки, теплоотдачи в окружающую среду и действия
постоянных источников тепла. Чтобы облегчить
использование довольно громоздких выражений, авторами даны
таблицы значений отдельных функций, входящих в
общее выражение.
Изложение основ теории нестационарного режима
при меняющемся во времени токе носит журнальный
характер, очевидно, что современное состояние теории не
может предложить приемлемую методику расчета таких
режимов.
Содержание второй главы имеет большое
прикладное значение. Предложенные расчетные соотношения
могут использоваться при проектировании и анализе
широкого класса устройств, в частности, охладителей
потоков жидкости и газов. В главе подробно рассмотрено
влияние исходных данных на работу термобатарей,
обтекаемых жидкостью.
В тех случаях, когда невозможно дать явные
зависимости (отдельные варианты оптимизации), приводятся
рекомендации по составлению соответствующих
алгоритмов для расчетов на ЭВМ. Даются также графики,
облегчающие подбор оптимальных параметров при
проектировании.
К сожалению, в книге имеются опечатки. Так, на
стр. 73 вместо ссылки на формулу B—3) дана ссылка
на формулу A—37), в формуле B—5) пропущен
множитель в знаменателе, в формуле A1—12) пропущены две
фигурные скобки. Имеются опечатки в индексах и
числовых значениях таблиц.
Книга М. А. Каганова и М. Р. Привина является
ценным вкладом в развивающуюся технику
термоэлектрического охлаждения.
Канд. техн. наук Д. Л. ТАЙЦ —
СКВ полупроводниковых приборов
¦

НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
Класс 17 а, 1/02 МПК F 25 b 25/02
№ 282345 A215663/24-6 от 7 февраля 1968 г.)
Авторы изобретения А. Г. Д е р г а ч е в и Б. А. М и н к у с
Заявитель Одесский технологический институт
пищевой и холодильной промышленности
Способ работы компрессионной холодильной установки
Способ работы компрессионной холодильной
установки с дегазатором для производства холода,
компрессором, сжимающим пары после дегазатора, ресорбером
для образования крепкого раствора и регулирующим
вентилем для подачи крепкого раствора в дегазатор,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности, крепкий раствор перед регулирующим вентилем
дросселируют до промежуточного давления, а
образующиеся пары хладагента поглощают слабым раствором,
отходящим от дегазатора.
Ф
Класс 17 а, 5 МПК F 25 b 9/02
№ 283246 A340946/24-6 от 12 июня 1969 г.)
Г. И. Воронин, Ю. В. Антонов,
В. К. Евстратов и М. И. Опарина
Вихревая труба
Вихревая труба с охлаждающей рубашкой на
горячем конце, заполненной низкокипящим хладагентом,
например фреоном, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности, параллельно рубашке включен
оребренный трубопровод, охлаждаемый наружным
воздухом и образующий с рубашкой замкнутый
циркуляционный контур.
Класс 17а, 4/01 МПК F 25 b 7/00
№ 283245 A346722/24-6 от 23 июня 1969 г.)
Авторы изобретения А. И. К о м е й к о,
А. Г. Б а т о в а, Г. Е. 3 а в е л и о н, М. С. Вайнштейн
Заявитель Одесское специализированное монтажно-
наладочное управление-11 «Хладмонтажавтоматика>
Способ автоматической защиты холодильной установки
Способ автоматической защиты холодильной
установки с двухступенчатым аммиачным компрессором
путем контроля аварийного уровня аммиака в
промежуточном сосуде, разгрузки сосуда на испаритель и
перепуска с нагнетания на всасывание второй ступени,
отличающийся тем, что, с целью повышения безопасности
и эксплуатационной надежности, производят
шунтирование контроля уровня, разгрузку сосуда и выключение
перепуска после полной остановки компрессора.
Класс 17 а, 8/01 МПК F 25 b 15/06
№ 283248 A342132/24-6 от 20 июня 1969 г.)
М. С. Карнаух, Л. М. Розенфельд,
Л. С. Тимофеевский, В. К. Шитов,
и Н. Г. Шмуйлов
Бромистолитиевая абсорбционная холодильная
установка
1. Бромистолитиевая абсорбционная холодильная
установка, содержащая корпус и размещенные в нем
генератор, конденсатор, абсорбер и испаритель с теплооб-
менными поверхностями в виде вертикальных
пустотелых панелей, отличающаяся тем, что, с целью
повышения компактности и интенсификации теплопередачи,
генератор с конденсатором отделены от абсорбера и
испарителя вертикальной глухой перегородкой, и их теплооб-
менные панели выполнены с наружным и внутренним
оребрением.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что ребра
в генераторе, абсорбере и испарителе выполнены в виде
скоб, установленных горизонтально в шахматном
порядке выпуклостью вверх, и снабжены в местах прилегания
к панелям отверстиями для орошения панелей.
3. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
улучшения отвода образующегося конденсата с
поверхности панелей, ребра в конденсаторе размещены в
шахматном порядке и установлены наклонно
выпуклостью вниз.
Класс 17 а, 5 МПК F 25 b 9/00;
F 28 d 19/00
№ 285008 A105389/24-6 от 3 октября 1966 г.)
В. С. Мартыновский, И. Г. Чумак,
Е. X. Русов и В. И. Исаев
Воздушная холодильная машина
1. Воздушная холодильная машина с компрессором,
детандером, холодильной камерой и регенераторами
между прямым и обратным потоками, отличающаяся
тем, что, с целью интенсификации теплообмена и
повышения экономичности, регенераторы выполнены
контактного типа с насадкой, орошаемой промежуточным
гидрофобным жидким теплоносителем, например полиэтил-
силоксаном.
2. Машина по п. I, отличающаяся тем, что, с целью
повышения компактности, насадка выполнена в виде
вертикально натянутых полотен из редкотканых
материалов.
55

Класс 17f, 7/01
МПК F 25 d 21/08 Класс 17 а, 4/03
№ 285011A297425/24-6 от 17 января 1969 г.)
Авторы изобретения А. А. С о л о м к о,
А. И. Рудная, Н. В. Бойко,
А. Л. Л и т в и н е н к о и Л. М. К р ы м ч а н с к и й
Заявитель Всесоюзный научно-исследовательский
институт по электробытовым машинам и приборам
Устройство для оттаивания снеговой шубы испарителя
Устройство для оттаивания снеговой шубы
испарителя преимущественно домашнего холодильника с
капиллярной трубкой, подключенной к выходному
патрубку испарителя, и нагревательным элементом,
отличающееся тем, что, с целью повышения эксплуатационной
надежности, нагревательный элемент размещен коаксиаль-
но в трубе, установленной в рассечку капиллярной
трубки.
МПК F 25 b 49/00;
G 05 d 11/00
№ 285936A202608/24-6 от 12 декабря 1967 г.)
Авторы изобретения В. Ф. Чайковский
и В. С. Майсоценко
Заявитель Одесский технологический институт
пищевой и холодильной промышленности
Устройство для измерения концентрации хладагентов
Устройство для измерения концентрации хладагентов
в биагентных холодильных машинах, содержащее
емкость с исследуемой смесью, подключенную к
вакуумметру, отличающееся тем, что, с целью обеспечения
периодического контроля за концентрацией по разности
начального давления исследуемой смеси и парциального
давления одного из ее компонентов, к емкости при
помощи трубопровода подключена гильза, заполненная
исследуемой смесью и адсорбентом, помещаемая в
момент замера концентрации в подвижной сосуд Дьюара,
vxxvvvxvvx.x?vvv>.vvxvx**x*^?*vvv^
Александр Дмитриевич Тезиков
19 января 1971 г. на 69-м году жизни
скончался один из старейших сотрудников ВНИХИ,
крупный специалист по производству сухого
льда канд. техн. наук Александр Дмитриевич
Тезиков.
Александр Дмитриевич работал во ВНИХИ
с 1931 г. Он был основателем сектора сухого
льда и организатором научных исследований
по производству и применению сухого льда.
Этой области деятельности он посвятил всю
СВОЮ ЖИЗ(НЬ.
А. Д. Тезиков много сделал для развития
отечественной сухоледной промышленности.
Широко известна его книга «Сухой лед», он
является автором более двадцати статей для
журнала «Холодильная техника».
Александр Дмитриевич за свою работу был
награжден орденом Трудового Красного
Знамени и медалями.
Прекрасные человеческие качества
Александра Дмитриевича снискали ему уважение
в коллективе, который надолго сохранит о нем
добрую память.
Михаил Васильевич Жихарев
10 декабря 1970 г. скоропостижно скончался
заместитель управляющего, главный инженер
Белорусской республиканской конторы мясо-
рыбторга (Белмясорыбторг), председатель
бюро холодильной секции Белорусского
правления НТО пищевой промышленности Михаил
Васильевич Жихарев.
Михаил Васильевич родился 11 сентября
1915 г. в семье крестьянина, в деревне Немуно-
ва Пудожского района Карельской АССР. В
1932 г. он поступил в Ленинградский
технологический институт холодильной
промышленности. По окончании института в 1937 г. по
специальности инженера-механика Михаил
Васильевич вначале работал в Алма-Ате
инженером-холодильщиком Казглавмаслопрома,
затем инженером по эксплуатации
Сталинградского холодильника, главным инженером
Грозненского и Криворожского холодильников.
В 1944 г. М. В. Жихарев вступил в ряды
Коммунистической партии Советского Союза.
С 1950 по 1955 гг. Михаил Васильевич
работал директором Минского холодильника № 1
и главным инженером Минского холодильника
№ 2, а с 1955 г. — главным инженером Бел-
мясорыбторга. Под его руководством были
построены Минский холодильник № 3,
холодильники и рыбообрабатывающие заводы оптовых
рыбных баз в Могилеве, Гомеле, Бресте и
других городах. Он смело внедрял в производство
но(вейшие достижения науки и техники.
Михаил Васильевич проводил большую
работу по подготовке машинистов холодильных
установок и воспитанию
инженерно-технических кадров холодильников. За свои заслуги
он был награжден медалями.
Память о Михаиле Васильевиче Жихареве
надолго сохранится в сердцах всех, кто знал
его и работал вместе с ним.
56

НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Применение модульных систем при кондиционировании
воздуха в промышленных зданиях США
При проектировании систем кондиционирования для
промышленных предприятий учитывают следующие
особенности: повышенный приток наружного воздуха для
возмещения объемов вытяжки и большие внутренние
тепловыделения от технологического оборудования,
паровых линий, печей и т. д.
Все это значительно увеличивает мощность и
стоимость систем комфортного кондиционирования воздуха
на промышленных предприятиях по сравнению с
системами кондиционирования воздуха для зданий
административно-гражданского типа.
По мнению американских экономистов, наиболее
благоприятной для кондиционирования воздуха является
теплонапряженность предприятия q=\30 ккал/(м2-ч) [1].
Однако на промышленных предприятиях имеются цеха
(гальванические и термические) с повышенными
тепловыделениями (<7=250-г-300 ккал/(м2-ч).
С целью снизить мощность оборудования
кондиционирования воздуха участки здания с высокими
внутренними тепловыделениями и большими объемами
вытяжки часто изолируют. Если по технологическим условиям
полностью изолировать теплонапряженные участки от
кондиционируемых зон невозможно, ставят перегородки,
создающие на этих площадях некоторое разрежение
относительно кондиционируемых зон.
В последние годы при создании установок
кондиционирования воздуха с машинным охлаждением для
одноэтажных промышленных зданий большой площади
отдается предпочтение системам с автономными
кровельными кондиционерами.
В этих кондиционерах в отличие от центральных
установок для охлаждения воздуха используются
воздухоохладители непосредственного охлаждения,
воздушные конденсаторы и герметичные компрессоры, а для
нагрева — пар, горячая вода, газ, нефть или
электричество.
Агрегаты (рис. 1) монтируются на крыше
предприятия на специальной монтажной раме. Подача в цех
приточного и забор рециркуляционного воздуха
осуществляются через комбинированные приточно-вытяжные ане-
мостаты (рис. 2) или с помощью коротких воздуховодов.
Конструкция рамы позволяет быстро устанавливать
агрегаты и вводить воздуховоды внутрь здания, а
также осуществлять правильный монтаж гидроизоляции.
Каждый кондиционер обслуживает несколько пролетов
здания, создавая своеобразный «кондиционируемый
модуль»; подобные системы и получили название
модульных.
Рис. 1. Кровельные кондиционеры.
Рис. 2. Слематический разрез кровельного кондиционера:
1 — приточно-вытяжной анемостат; 2 — уровень крыши;
3 — клапан забора наружного воздуха; 4 —
охладительно-вентиляторная секция; 5 — секция нагрева; 6 — ком-
прессорно-конденсаторная секция; 7 — подшивной
потолок.
Модульная система с кровельными кондиционерами
имеет преимущества перед другими системами
кондиционирования: наиболее низкую первоначальную
стоимость и укороченные сроки монтажа и пуска. График
стоимости различных систем на 1970 г. и в перспективе
на 1975 г. приводится на рис. 3, а [2]. Как видно из
рис 3, а, несмотря на общий рост стоимости, модульные
системы относительно других систем будут еще более
дешевыми. Следует отметить, что рост стоимости вызван
исключительно удорожанием монтажных работ
(рис. 3, б) [2].
Помимо низкой первоначальной стоимости,
кровельные кондиционеры имеют весьма ценное качество —
гибкость и динамичность. Замена или установка
дополнительного оборудования не нарушает производственного
процесса и не требует больших изменений в системе в
отличие от центральных установок. Монтаж
кондиционеров осуществляется с помощью кранов или вертолетов,
что даже дешевле. Модульная система легко
обеспечивает требуемые режимы в отдельных зонах, поскольку
57

йдадай^ЬчИ
^ЙЕ^БЭГ
raittw^ss&a'
^эдщШ^
jzzzzzzzzimt^^
ES3
ЕаЫиБЩШ
1970г.
Y975r.
to
S0 ?0
&0 Josrsr//**
% 760
% 150
I Ш
\w
§ too
Щ 90
2
/'
\шЛ
3
N
1
I960 '51 '6Z 63 '5b '55 56 '67 :8 Годы
б
Рис. 3. Графики относительной
стоимости систем кондиционирования воздуха:
а — удельная стоимость различных
систем в 1970 г. и в перспективе на 1975 г.;
1 — кровельные кондиционеры; 2 —
автономные подвесные и напольные
кондиционеры; 3 — системы с вентиляторными
доводчиками; 4 — многозональные
кондиционеры; 5 — местно-центральные теп-
лонасосные системы; 6 — двухканальная
система; б — составные части стоимости
и их изменение; 1 — стоимость
монтажных работ; 2 — стоимость оборудования,
отопления, вентиляции и
кондиционирования воздуха; 3 — общая стоимость.
каждый агрегат обслуживает свою зону. Выход из строя
одного из кондиционеров не оказывает существенного
влияния на параметры воздушной среды в целом по
зданию.
Недостатками этих систем, вызванных главным
образом их наружным расположением, являются
необходимость изоляции арматуры, приборов и соединений от
воздействия осадков и переменных температур, создания
подходов к каждому агрегату для обслуживания. Это
усложняет эксплуатацию и повышает ее стоимость
(особенно в холод и снегопад).
Разновидностью кровельных кондиционеров
являются раздельные установки, у которых компрессорно-кон-
денсаторный агрегат смонтирован на крыше, а
испаритель и вентилятор — на трассе воздуховода, в
помещении ниже крыши.
Применяются также системы с автономными
внутрицеховыми кондиционерами, монтируемыми на площадках
под перекрытием цеха или на полу. Обе эти системы
имеют несколько более высокую первоначальную
стоимость и практически те же самые эксплуатационные
расходы.
При более высоких эксплуатационных расходах срок
действия модульных систем меньше, чем центральных.
На рис. 4 изображены кривые, характеризующие
первоначальную стоимость и эксплуатационные расходы
различных систем кондиционирования, осуществляющих
только охлаждение воздуха при умеренных теплона-
пряженностях (#=130 ккал/(м2• ч). Если, помимо
охлаждения, происходит и нагревание воздуха, то
первоначальная стоимость этих систем увеличивается на 15—25%»
а эксплуатационные расходы — на 70—80% [!]•
220
200\
180
160
120
25
20
15
\Ч -1 1 1 1 1 1 1 N
kHJJJ Ш
J U
1 11чТ 1 1 1 1 1 1
0 300 600 900 1200 №01800 2100 2Ш 2700 3000
Нагрузка, тыс. ккал/ч
Рис. 4. График первоначальной (а) и
эксплуатационной (б) стоимости
различных систем кондиционирования
воздуха; 1 — центральные секционные
кондиционеры с градирнями для охлаждения
конденсаторной воды; 2 — центральные
агрегатные кондиционеры с градирнями
для охлаждения конденсаторной воды;
3 — кровельные кондиционеры с
воздушными конденсаторами; 4 — раздельные
системы; 5 — автономные
внутрицеховые кондиционеры.
При сроках эксплуатации более 8—10 лет
центральные установки экономически более выгодны, однако
низкая первоначальная стоимость, гибкость и
динамичность модульных систем делают их часто
предпочтительными.
Именно этим объясняется резкий скачок в
производстве кровельных кондиционеров в США за последние
годы.
Показатели
Выпуск кровельных
| кондиционеров,
тыс. шт. в год . .
В % к 1965 г. . . .
1965 г.
50
100
1966 г.
70
140
1967 г.
85
170
1968 г.
100
200
1969 г.
135
270
Выпуск промышленных автономных кондиционеров в
США растет быстрее, чем центральных.
Если в 1969 г. по сравнению с 1965 г. общая
стоимость проданных кровельных кондиционеров возросла
на 107%, то центральных кондиционеров — всего на
60% [11
58

Кровельные кондиционеры производят ряд фирм
[3—6]. Диапазон холодопроизводительности этих
кондиционеров составляет от 6000 до 120000 ккал/ч, теплопро-
изводительности — от 11000 до 200000 ккал/ч. Размеры
кровельных кондиционеров холодопроизводительностью
40000 ккал/ч и теплопроизводительностью 95000 ккал/ч
3,4 Л(Х2,2 жх1,3 м, вес 1360 кг.
Агрегаты снабжены защитной автоматикой и
приборами автоматического регулирования, позволяющими
поддерживать заданные параметры воздуха в цехе и
выбирать оптимальные с точки зрения экономии холода
режимы работы путем изменения соотношения количества
свежего и рециркуляционного воздуха в зависимости от
температуры наружного воздуха (при ?Н^13°С
кондиционер обрабатывает 100% наружного воздуха).
Управление агрегатами — дистанционное с диспетчерского
пункта.
31 января 1971 г. после тяжелой болезни скончался
видный немецкий ученый и специалист в области
холодильной техники, член Гейдельбергской Академии наук,
профессор доктор Иоганн Куприянов.
Проф. И. Куприянов родился в 1904 г. в Ленинграде,
где получил среднее образование и обучался в
Политехническом институте. После переезда в 1925 г. в
Германию он закончил Высшую техническую школу в
Карлсруэ и под руководством проф. Р. Планка
выполнил в 1931 г. докторскую диссертацию о термических
свойствах углекислоты. В 1932 г. совместно с проф. План-
ком он выполнил важную исследовательскую
работу по замораживанию пищевых продуктов в кипящих
холодильных агентах.
В 1948 г. И. Куприянов был назначен директором
Института по хранению пищевых продуктов в Карлсруэ и
профессором Высшей технической школы в этом же
городе. За последующие годы Институт под руководством
проф. И. Куприянова значительно расширился и
приобрел международное признание.
Ряд научных работ проф. И. Куприянова посвящен
теории и технике охлаждения, замораживания и
хранения пищевых продуктов, а также методам
интенсификации этих процессов.
Периодический контроль, профилактический ремонт
и обслуживание смонтированных систем обычно
осуществляют фирмы — изготовители.
ЛИТЕРАТУРА
1. William Hole. «Plant Engng.», 1970, June, 25.
2. Mc. Closkey W. «Air Cond., Heating and Refrig.
News», 1970, July, 20.
3. R о b e г t R. Miller. «Air Cond., Heating and
Refrig. News», 1970, March, 30.
4. «Mod. Refrig. and Air Cond.», 1969, November.
5. «World Refrig.», 1970, Februar.
6. «Air Cond. Heating and Vent.», 1967, No. 2.
Канд. техн. наук В. А. ГОГОЛИН
С 1952 г. большое место в его работе занимает
изучение методов применения и эффективности
дополнительных консервирующих факторов при холодильном
хранении, а именно, озона, ультрафиолетовых лучей и
главным образом ионизирующих излучений.
Проф. И. Куприянов был хорошо известен в кругах
международной научной общественности. Он принимал
деятельное участие в работе Международного
института холода и других международных организаций.
С 1955 по 1957 гг. он был вице-президентом 9-й
комиссии МИХ по вопросам высшего образования, с 1957 по
1963 гг.— президентом 4-й комиссии по холодильной
технологии пищевых продуктов, а в 1963 г.— избран
президентом Технического совета МИХ и в течение 4 лет
руководил научно-технической деятельностью этой
организации. В 1967 г. на XII Международном конгрессе по
холоду проф. И. Куприянов был избран президентом
Генеральной конференции МИХ.
В 1958 г. проф. И. Куприянов принял активное
участие в сессии комиссий 3, 4 и 5 в Москве, а в сентябре
1970 г., уже будучи тяжело больным, — в Симпозиуме
МИХ по весовым потерям пищевых продуктов в
Ленинграде. Все знавшие проф. И. Куприянова советские
специалисты по холодильной технике сохранят о нем
теплую память как о большом ученом и обаятельном
человеке.
Проф. И. Куприянов
¦

СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Новые терморегулирующие вентили
621.57.042
Тартуским приборостроительным заводом освоен
промышленный выпуск терморегулирующих вентилей новой
конструкции, разработанных коллективом отдела
главного конструктора.
Терморегулирующие вентили 12ТРВ-40 и 12ТРВ-63
являются первыми образцами унифицированной
конструкции терморегулирующих вентилей большой холо-
допроизЕОДительности на все диапазоны температур
кипения и для всех применяемых фреонов. Они заменяют
ныне выпускаемые вентили ТРВ-40 и ТРВ-60Ф.
Разработанные приборы предназначены для фреоновых
(фреон-12) холодильных установок общего назначения.
Новые приборы, по сравнению с заменяемыми,
отличаются повышенной надежностью, малым гистерезисом
и меньшим весом. Их конструкция и принцип действия
остаются прежними, однако заменены некоторые
материалы в целях улучшения эксплуатационных качеств.
Так, для изготовления мембран применяется особый
сплав, а для сопла и клапана — специальная
нержавеющая сталь.
Вентиль в соединении с элементами присоединения и с
термобаллоном.
69
Для более полного удовлетворения потребностей
холодильной промышленности завод-изготовитель
выпускает указанные вентили в различных вариантах,
основным из которых является традиционный вентиль в
соединении с элементами присоединения и с капиллярной
трубкой длиной 3 м (см. рисунок).
Для ремонтных нужд и ЗИП завод поставляет
вентили без элементов присоединения, т. е. без фланцев,
шпилек и т. п. По желанию заказчика приборы могут
поставляться с приставным фильтром, с капиллярной
трубкой длиной 1,5 м, в тропикоустойчивом исполнении.
Рекомендуется пользоваться формой заказа, в
котором должны быть приведены слова «терморегулирую-
щий вентиль»; обозначение типоразмера вентиля
«12ТРВ-40», «12ТРВ-63Т» и т. п., где последовательно
написанные буквы и цифры обозначают холодильный
агент (цифра «12» — фреон-12), сокращенное
наименование прибора (буквы «ТРВ»), номинальную холодопро-
изводительность вентиля в тыс. ккал/ч (цифры «40»,
«63» и т. п.), тропикоустойчивое исполнение (буква
«Т» в обозначении обыкновенного исполнения
опускается); длина капиллярной трубки (цифры «1,5» для
длины 1,5 м, длина 3 м не оговаривается); необходимый
вариант поставки — с фланцами, для ЗИП, с фильтром,
где буква «Ф» обозначает вентиль с фильтром, буква
«Р» — вентиль для ЗИП и ремонтных нужд (выполнение
вентиля с фланцами особо не оговаривается); номер
ТУ, по которым выпускаются настоящие вентили.
Например, терморегулирующий вентиль холодопро-
изводительностью 63000 ккал/ч, с капиллярной трубкой
длиной 3 м и фланцами обозначается —
«терморегулирующий вентиль 12ТРВ-63 ТУ25-03-1621-70»;
терморегулирующий вентиль холодопроизводительностью
40000 ккал/ч с капиллярной трубкой длиной 1,5 м и
фильтром—«терморегулирующий вентиль 12ТРВ-40-1,5 Ф
ТУ25-03-1621-70»; терморегулирующий вентиль
холодопроизводительностью 40000 ккал/ч, тропикоустойчивый,
с капиллярной трубкой длиной 3 м для ЗИП —
«терморегулирующий вентиль 12ТРВ-40Т-Р ТУ25-03-1621-70».
В таблице указаны размеры L, D и вес различных
типов ТРВ (см. рисунок).
Тип ТРВ
12ТРВ-40
12ТРВ-63
12ТРВ-40Ф
12ТРВ-63Ф
12ТРВ-40Р
12ТРВ-63Р
Размеры, мм
X
«я
132
132
186
186
СО
4*
65
65
121
121
А
2455+0,28
28,5+0'28
24 5+°>28
28>0,28
D2
28?5+0,28
36,5+0»28
28,5+0'28
36,5+0'28
Вес в кг, не
более
2,3
2,3
3,8
3,8
1,6
1,6

Номинальная холодопроизводительность терморегу-
лирующих вентилей 12ТРВ-40 и 12ТРВ-63 при
температуре конденсации + 30°С, кипения —15°С и
переохлаждении фреона на входе ТРВ^4°С соответственно равна
40 и 63 тыс. ккал/ч.
Необходимое увеличение перегрева для перемещения
клапана от положения начала открытия до положения
номинальной холодопроизводительности
(неравномерность) составляет от 3 до 5°С. Перегрев начала
открытия клапана при температуре кипения —15°С может
регулироваться от 2 до 8°С. Диапазон температур кипения
от —30 до + 10°С, температур конденсации — от 20 до
60°С.
Приборы допускают без нарушения
работоспособности пробное давление до 16 кгс/см2.
Прочность вентилей гарантируется (без сохранения
работоспособности) при внутреннем давлении до
25 кгс/см2. Величина гистерезиса не более 1,5°С.
РЕФЕРАТЫ
621.57.041:621.514
Высокооборотные герметичные ротационные
компрессоры. ЛАНГРАТ П. Г., КРЫЛОВ В. С, ЯДИН Э. В.,
АУСВАЛД Э. Я., ИЛЬИН Ю. П., ПИВОВАРОВ А. Б.
«Холодильная техника», 1971, № 4, 4—8.
Описана конструкция высокооборотных
компрессоров ФГр 0,35^1 B), ФГр 0,28-1 B) и ФГр 0,22-1B),
приведены краткие технические данные и результаты
теплотехнических, виброакустических и износных
испытаний. Сравнение высокооборотных компрессоров
C000 об/мин) с серийно выпускаемыми в настоящее
время компрессорами с синхронной скоростью
вращения 1500 об/мин показывает, что новые машины
значительно компактнее, имеют меньший вес, низкий уровень
шума и вибрации при тех же высоких
теплоэнергетических показателях. Таблиц. 2. Библиографий 6.
Иллюстраций 3.
621.573
Новые газовые холодильные машины.
МАРТЫНОВСКИЙ В. С, ШНАЙД И. М., ЗАГРУННЫИ Г. И.
«Холодильная техника», 1971, № 4, 8—12.
Описываются новые перспективные конструкции
газовых холодильных машин — машина с пульсационной
трубкой и машина со свободным вытеснителем.
Рассматриваются особенности рабочих процессов этих
машин и их рациональные конструктивные схемы.
Библиографий 8. Иллюстраций о.
664.951.037.1:629.12
Анализ энергетических затрат на охлаждение рыбы
в судовых рыбоохладителях. ГОЛУБЕВ Б. В.
«Холодильная техника», 1971, № 4, 13—17.
Рассматриваются преимущества промысловых судов,
оборудованных рыбоохладителями. Приведены формулы
и графики, показывающие, что при взаимодействии рыбо-
охладителей и судовых конвейерных морозильных
аппаратов быстрое и глубокое охлаждение рыбы
способствует увеличению выпуска мороженой продукции.
Библиографий 4. Иллюстраций 5.
Вентили поставляются отрегулированными ка
перегрев начала открытия клапана 4±0,5°С при температуре
кипения —15°С.
Завод гарантирует надежную работу вентилей при
следующих условиях эксплуатации: температуре
окружающей среды от —30 до +55°С, если температура
головки вентиля выше температуры термобаллона на 3—
4°С, относительной влажности окружающего воздуха до
100% при температуре 35°С, при любом атмосферном
давлении, качке и наклонах во все стороны, на любой
угол и с различной продолжительностью, одиночных
ударах с ускорением до 5 g, вибрации с частотой до
60 гц с ускорением до* 1 g.
Терморегулирующие вентили выдерживают без
повреждений повышение температуры термобаллона
до 100°С.
В. М. ВАВРЕНЮК, Э. А. УРБАНИК
Тартуский приборостроительный завод
621.57.041:629.12:62-53.011
Регулирование холодопроизводительности судовых
компрессоров. СТЕФАНОВИЧ В. В. «Холодильная
техника», 1971, № 4, 17—18.
Описываются результаты испытания судового
компрессора BF-4 для оценки влияния двух способов
регулирования iHa удельную электрическую
холодопроизводительность /Сэ км. Установлено, что при регулировании
холодопроизводительности судовых компрессоров
отключением цилиндров /Сэкм в среднем на 10% ниже, чем при
регулировании числом оборотов. Иллюстраций 4.
621.565.92:536.58
О регулировании температуры домашнего
холодильника «Север-6». МИХАЙЛОВ Я- В. «Холодильная
техника», 1971, № 4, 19—20.
Рассматривается вопрос о влиянии способа
регулирования температуры на экономичность абсорбционно-диф-
фузионных домашних холодильников. Приводятся
результаты испытаний абсорбционно-диффузионного
домашнего холодильника «Север-6», показавшие, что
терморегулятор прямого действия не изменяет его
экономичность. Обосновывается целесообразность двухпозици-
онного регулирования температуры этих холодильников.
Библиографий 2. Иллюстраций 1.
546.212:66.065.512
Тепловые нагрузки в контактных испарителях в
режимах кристаллизации воды. КОЛОДИН М. В., РУТГАй-
ЗЕР Е. М. «Холодильная техника», № 4, 20—23.
Экспериментально исследован процесс контактного
теплообмена в контактных испарителях-льдогенераторах.
Найдено эмпирическое уравнение, описывающее
изменение тепловой нагрузки контактного льдогенератора в
зависимости от его диаметра и тепловых параметров
процесса кристаллизации соленой воды. Библиографий 5.
Иллюстраций 3.
621.564@84.21)
Энтропийная диаграмма равновесных фаз водного
раствора бромистого лития. РОЗЕНФЕЛЬД Л. М.,
КУЗЬМИЦКИИ Ю. В., ПАНИЕВ Г. А. «Холодильная
техника», 1971, № 4, 23—25.
Приведена методика расчета и построения изобар,
изоэнтальп и линий постоянных концентраций в
диаграмме энтропия — температура для жидкостной и
паровой фаз водного раствора бромистого лития.
На базе предлагаемой методики и имеющихся
опытных и расчетных данных построена 5, i-диаграмма, в
которой термодинамический анализ совмещенных циклов
бромистолитиевой холодильной машины, а также
трансформаторов тепла является более наглядным.
Библиографий 8. Иллюстраций 4.
6i

621.565 B4) .001.24.037.1
Расчет длительности предварительного охлаждения
подземных холодильников. ЗИЛЬБЕРБОРД А. Ф., ЛОВ-
ЧУК В. В. «Холодильная техника», 1971, № 4, 26—29.
Описывается метод расчета длительности
предварительного охлаждения подземных холодильников в
грунте с влажностью не выше 5%. Расчет ведется для щели
в полуограниченном пространстве. Учитывается
снижение производительности холодильной машины с
течением времени по мере охлаждения грунта и понижения
температуры кипения. Приводятся исходные уравнения
и результаты расчетов на гидроинтеграторе для щели на
глубине 20 м и конечной температуры —20°С.
Рекомендуется величина начального теплового стока с
поверхности выработки 40—60 ккал[\м2• ч). Библиографий 8.
Иллюстраций 3.
621.565.83:536.24
Расчет компактных теплообменников для
термоэлектрических охладителей. СЕРЕБРЯНЫЙ Г. Л.
«Холодильная техника», 1971, № 4, 30—34.
Изложена методика расчета компактных
конструкций термобатареи и теплообменников при равенстве
гидравлических и тепловых сопротивлений горячего и
холодного теплообменника. По этой методике с помощью
ЭВМ найдены числовые значения оптимальных
параметров термоохладителей, для которых заданы конкретные
физические характеристики термоэлементов и
необходимый уровень температур охлаждаемого агента. Таблиц 1.
Библиографий 4. Иллюстраций 2.
536.24:536.423.4:621.564.25
Теплообмен при конденсации смесей фреонов-12 и 22.
КОЗИЦКИЙ В. И., КЛИМЕНКО А. П., ТОЛУБИН-
СКАЯ Л. Ф., ШЕВЧУК В. С. «Холодильная техника»,
1971, № 4, 34-36.
Изложена методика и результаты исследования
теплоотдачи при конденсации смесей фреонов-12 и 22 в
вертикальной трубе. Установлено, что характер
экспериментальной зависимости коэффициента теплоотдачи от
удельной тепловой нагрузки зависит от весовой
концентрации фреона-22 в смеси. При постоянной удельной
тепловой нагрузке и температуре насыщения коэффициент
теплоотдачи имеет минимум при 15% -ном весовом
содержании фреона-22. Дано объяснение характера
экспериментальных зависимостей. Библиографий 4.
Иллюстраций 4.
547.475.2:635.037.5
Влияние условий замораживания и холодильного
хранения на содержание аскорбиновой кислоты в перце
и томатах. КРОТОВ Е. Г., БРОВЧЕНКО А. А.
«Холодильная техника» 1971, № 4, 37—39.
Приведены результаты исследований влияния
быстрого и медленного воздушного замораживания, а также
контактного замораживания в растворе поваренной соли
на содержание аскорбиновой кислоты. Рассмотрены
изменения содержания различных форм аскорбиновой
кислоты в результате замораживания и холодильного
хранения. Установлена зависимость степени сохранения
аскорбиновой кислоты от способа замораживания и вида
сырья. Таблиц 1. Библиографий 5. Иллюстраций 3.
621.564.25:532.13.001.5
Исследование вязкости фреонов-22, 114, 115 и С318.
ТКАЧЕВ А. Г., БУТЫРСКАЯ С. Т., АГАЕВ Н. А.,
«Холодильная техника», 1971, № 4, 39—42.
Описывается методика исследования вязкости
фреонов-22, 114, 115 и С318 при температурах —20ч-200°С
и давлениях от 1 до 500 бар. Точность полученных
экспериментальных данных составляла 1%. Получены
экспериментальные изотермы вязкости указанных фрео-
нов. Библиографий 15. Иллюстраций 2.
536.24:536.423.4:621.564.22
Экспериментальное исследование коэффициента
теплоотдачи при конденсации паров аммиака с маслом на
горизонтальных трубках. АБДУЛЬМАНОВ X. А., МИР-
МОВ Н. И. «Холодильная техника», 1971, № 4, 42—44.
Описана экспериментальная установка для
исследования процесса теплообмена при конденсации аммиака
с примесью масел. Получены опытные данные по
изменению коэффициента теплоотдачи при конденсации
чистых паров аммиака с примесью минеральных масел.
Показано, что при конденсации аммиака с маслом,
коэффициент теплоотдачи выше, чем при конденсации чистых
паров. Пленка масла на трубках конденсатора не
образуется, так как масло постоянно смывается жидким
аммиаком и уносится в испаритель. Библиографий 10.
Иллюстраций 4.
668.394:637.513.82
Изменения свободных аминокислот и пептидов при
созревании размороженного мяса ПИСКАРЕВ А. И.,
ДИБИРАСУЛАЕВ М. А. «Холодильная техника», 1971,
№ 4, 44—49.
Описаны результаты исследования содержания
свободных аминокислот и пептидов при хранении
размороженного мяса, замороженного до разных конечных
температур. Созревание размороженного мяса по
сравнению с немороженым сопровождается более интенсивным
накоплением свободных и пептидносвязанных
аминокислот. Это накопление выше при переходе от умеренных
температур замораживания (—18, —50°С) к
ультранизким (—196°С). Таблиц 3. Библиографий 12.
Иллюстраций 1.
CONTENTS
A. N. Sergienko. Distribution Cold Storage Plants
in New Five-Year Period
P. G. Langrat, V. S. Krylov, E. V. Yadin, E. Y.
Ausvald, U. P. Ilyin, A. B. Pivovarov. High —
Speed Hermetic Rotary Compressors . . . •
V. S. Martynovsky, I. M. Shnaid, G. I. Zagrunnij.
New Gas Refrigerating Machines
B. V. Golubev. Analysis of Energy Consumption
for Cooling Fish in Marine Fish Coolers . .
V. V. Stefanovich. Refrigerating Capacity Control
of Marine Compressors
Y. V. Mikhailov. Temperature Control in Domestic
Refrigerator Type «Sever-6»
13
17
19
СОДЕРЖАНИЕ
A. H. Сергиенко. Распределительные
холодильники в новой пятилетке
П. Г. Ланграт, В. С. Крылов, Э. В. Ядин, Э. Я. Аус-
валдг Ю. П. Ильин, А. Ь. Пивоваров.
Высокооборотные герметичные ротационные
компрессоры
B. С. Мартыновский, И. М. Шнайд, Г. И. ЗагрунныК
Новые газовые холодильные машины ....
Б. В. Голубев. Анализ энергетических затрат на
охлаждение рыбы в судовых рыбоохладителях
В. В. Стефанович. Регулирование холодопроизводи- *""
тельности судовых компрессоров 17
Я. В. Михайлов. О регулировании температуры
домашнего холодильника «Севере» . . . .19
8
13
62

М. V. Kolodin, E. M. Rutgaizer. Heat Loads in
Contact Evaporators at Water Crystallization . . 20
L. M. Rosenfeld, U. V. Kuzmitsky, G. A. Paniyev.
Entropy Chart of Equilibrium Phases of
Lithium Bromide Aqueous Solution 23
A. F. Silberbord, V. V. Lovchuk. Calculation of
Duration of Preliminary Cooling of Underground
Cold Stores 26
G. L. Serebryanij. Calculation of Compact Heat
Exchangers for Thermoelectric Coolers ... 30
V. I. Kozitsky, A. P. KHmenko, L. F. Tolubin-
skaya, V. S. Shevchuk. Heat Exchange at
Condensation of Mixture of Freons-12 and 22 . . 34
E. G. Krotov, A. A. Brovchenko. Influence of
Freezing and Refrigerated Storage Conditions
Upon Ascorbic Acid Content in Pepper and
Tomatoes 37
From dissertations
A. G. Tkachev, S. T. Butyrskaya, N. A. Agayev.
Investigation of Viscosity of Freons-12, 114,
115 and C318 39
K. A. Abdulmanov, N. I. Mirmov. Experimental
Investigation of Coefficient of Heat Transfer
at Condensation of Ammonia Vapour with Oil
on Horizontal Tubes 42
A. I. Piskarev, M. A. Dibirasulayev. Investigation
of Free Amino Acids and Peptides at Ageing
Thawed Meat 44
Practice exchange
U.V. Mayakovsky, U. Y. Senyagin. Operation of
Complex Refrigerating Plants Types KSA-600
and KSA-440 50
E. K. Bukin. Device for Recording Number of
Engagements of Refrigerating Compressor .... 51
A. V. Kan, A. S. Bestuzhev, A. G. Ionov. Automatic
Gas Analyzer for Determining Freon Leakage 52
Book review
D. A. Taits. New Book on Thermoelectric
Refrigeration 54
New Inventions 55
Obituaries
I A. M. Tezikov I 56
|M. V. Zhikharev] 56
Foreign technical news
V. A. Gogolin. Utilization of Module Systems in Air
Conditioning Industrial Buildings in USA . . 57
Obituaries
|J. Kuprianoff) 59
Reference data
V. M. Vavrenyuk, E. A. Urbanik. New Thermostatic
Expansion Valves 60
Summaries 61
M. В. Колодин, Е. М. Рутгайзер. Тепловые
нагрузки в контактных испарителях в режимах
кристаллизации воды 20
Л. М. Розенфельд, Ю. В. Кузьмицкий, Г. А. Паниев.
Энтропийная диаграмма равновесных фаз
водного раствора бромистого лития 23
A. Ф. Зильберборд, В. В. Ловчук. Расчет
длительности предварительного охлаждения
подземных холодильников 26
Г. Л. Серебряный. Расчет компактных
теплообменников для термоэлектрических охладителей 30
B. И. Козицкий, А. П. Клименко, Л. Ф. Толубинская,
В. С. Шевчук. Теплообмен при конденсации
смесей фреонов-12 и 22 34
Е. Г. Кротов, А. А. Бровченко. Влияние условий
замораживания и холодильного хранения на
содержание аскорбиновой кислоты в перце и
томатах 37
Из диссертационных работ ^~
А. Г. Ткачев, С. Т. Бутырская, Н. А. Агаев.
Исследование вязкости фреонов-22, 114, 115 и С318 39
X. А. Абдульманов, Н. И. Мирмов.
Экспериментальное исследование коэффициента
теплоотдачи при конденсации паров аммиака с
маслом на горизонтальных трубках 42
А. И. Пискарев, М. А. Дибирасулаев. Изменения
свободных аминокислот и пептидов при
созревании размороженного мяса 44
Обмен опытом г"~~~
Ю. В. Маяковский, Ю. Я. Сенягин. Эксплуатация
комплексных холодильных установок KSA-600
и KSA-440 50
Е. К. Букин. Устройство для учета числа включений
холодильного компрессора >. . 51
А. В. Кан, А. С. Бестужев, А. Г. Ионов.
Автоматический газоанализатор для определения утечек
фреона 52
Критика и библиография
Д. А. Тайц. Новая книга о термоэлектрическом
охлаждении (М. А. Каганов, М. Р. Привин.
Термоэлектрические тепловые насосы) 54
Новые изобретения 55
Некрологи
А. Д. Тезиков 56
М. В. Жихарев 56
Новости иностранной техники
В. А.Гоголин. Применение модульных систем при
кондиционировании воздуха в промышленных
зданиях США 57
Некролог
И. Куприянов | 59
Справочный отдел
В М. Вавренюк, Э. А. Урбаник. Новые терморегули-
рующие вентили : . . 60
Рефераты 61
Редакционная коллегия: В. М. Шавра (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного рекатора), Л. Д. Акимова
(зам. главного редактора), Б. С. Вейнберг, А. А. Гоголин, В. А. Дедух, М. Г. Дик, А. В. Кан, В. Я. Кокорев, М. С.
Мартынов, проф В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, проф. Г. Б. Чижов, А. П. Шеффер
Адрес редакции: Москва, И-434, ул. Костякова, 12. Телефон 250-00-34, доб. 49
Технический редактор А. М. Сатарова
Т-05099
Формат 84X108Vn
Тираж 17640 экз.
Сдано в набор 3/П—1971 г.
Объем 4 п. л. == 6,72 усл. п. л.
Заказ 484
Подп. в печ. 26/Ш —1971 г.
Уч.-изд. л. 7,71.
Цена 50 коп.
Типография изд-ва ««Московская правда». Потаповский пер.. 3.