/
Текст
ремонта и испытания новых образцов
продукции.
Коллектив комбината нацеливает свое
внимание в первую очередь на обеспечение
высоких темпов развития производства, повышение
его культуры. На комбинате успешно
претворяется в жизнь план социального развития
коллектива. Особое внимание уделяется
воспитанию человека в духе коммунистической
морали, ответственности за порученное дело.
Большую помощь оказывает в этом
комсомольский штаб й'его газета «Молния», в
которой отражаются любые случаи нарушения
общественных норм поведения на производстве
и в быту. #
Итоги выполнения взятых социалистических
обязательств за первое полугодие 1973 г.
являются основой успешного досрочного
выполнения: заданий третьего решающего года
девятой! пятилетки, что будет являться залогом
выполнения социалистических обязательств и
пятилетнего плана в целом.
621.572
Сравнение эффективности аммиачных холодильных машин с воздушным
и водяным охлаждением конденсаторов
Канд. техн. наук X. А. АБДУЛЬМАНОВ, В. Я. ВАСИЛЬЕВ
Астраханский технический (Институт рыбной промышленности и хозяйства
Дефицит воды и повышение ее стоимости
вызывают необходимость замены конденсаторов,
работающих на проточной воде,
конденсаторами, не требующими воды или работающими с
минимальным ее расходом [1—5].
Конденсаторы с воздушным охлаждением
(КВО) используются в холодильных
установках средней и крупной производительности
[3, 5]. КВО требуются для изотермического
транспорта, для холодильных установок,
расположенных вдали от водопроводных линий
или в местности, где ощущается недостаток воды
в системе водоснабжения. Использование КВО
в автоматизированных фреоновых или
аммиачных агрегатах способствует применению на
холодильниках децентрализованной системы
охлаждения, во многих случаях целесообразной [1, 6].
К числу преимуществ воздушного охлаждения
перед водяным можно отнести: уменьшение
загрязнения теплообменнои поверхности,
исключение опасности замерзания системы, простоту
обслуживания и низкую стоимость
эксплуатации. При применении воздушного охлаждения
значительно уменьшается коррозия
теплообменнои поверхности, КВО работают почти в 2 раза
дольше, чем конденсаторы водяного
охлаждения, испарительные конденсаторы и
конденсаторы с градирней [3].
Благодаря этим преимуществам воздушное
охлаждение применяют зачастую и там, где
имеется достаточный запас охлаждающей воды.
Так, ряд крупных нефтеочистительных заводов
и промышленных комплексов использует [5, 7]
воздушное охлаждение конденсаторов
холодильных установок несмотря на близкое их
расположение к рекам.
В аммиачных холодильных установках при
подаче холодильного агента в испарительную
систему с помощью поплавковых регулирующих
вентилей или поплавковых регуляторов в
сочетании с соленоидными вентилями не требуется
большой разности давлений для нормальной
работы системы [31. Это позволяет
использовать полностью преимущества воздушного
охлаждения при низких температурах
окружающего воздуха.
При сравнении холодильных установок по
эксплуатационным затратам следует
основываться на выборе оптимальных режимов работы
конденсаторов.
Поэтому рассмотрим вопрос выбора
оптимальной температуры конденсации в
холодильной машине с КВО. Все переменные статьи
расходов выражены в рублях и отнесены к
одному часу.
Стоимость электроэнергии (руб/ч),
затрачиваемой на привод вентилятора для охлаждения
конденсатор а, состав л яет :
/?1= 3600-102-cppr)(tB2 — tB1) > A)
где QK — тепловая нагрузка конденсатора, ккал/ч;
Ар — сопротивление секций конденсатора проходу
воздуха, кгс/м2;
SQ — стоимость 1 кВт'Ч электроэнергии, руб;
ср — теплоемкость воздуха, ккал/(кг*°С);
р — плотность воздуха, кг/м3;
4
г] — коэффициент полезного действия вентилятора;
^bi> ^в2 — температура воздуха на входе и выходе из
конденсатора, °С.
Амортизационные отчисления на
конденсатор [2]
Qk^k
^^К (*В2 *Bl)
In
^к ^в
^к — ^в
B)
где SK — средняя стоимость 1 м2 поверхности
теплообмена конденсатора, руб;
k — коэффициент теплопередачи конденсатора,
ккал/(ч-м2-°С);
тк — срок амортизации конденсатора, ч;
tu— температура конденсации, °С.
Стоимость электроэнергии (руб/ч),
затрачиваемой на привод компрессора [81
Qo(*k—.U*o)Sb
'3~ 1000A58 — 0,6- /к+.Д.б./о)'
C)
где Q0 — рабочая холодопроизводительность
холодильной установки, ккал/ч.
Переменными величинами, выбор которых
надо обосновать, являются конечная температура
воздуха tB2 и температура конденсации /к.
Для определения оптимальных значений /в2
, dR dR
и гк находим частные производные •
ди
dt„
уравнения суммарных затрат:
dR Q*bpSQ
dt„
" 3600- 102-сррт1 (^В2 — ^biJ
+ '
Vk^k
^tk (^B2 ^bi)(^k — ^вг)
- = o.
Обозначив
l
Ар
Ф ~~ 3600-102-cppr\ »'-.,•
после преобразования получим:
?К ^R1 ibo^Ttf
Величиной 1п(^к — /в2), как очень малой,
можно пренебречь, тогда
•*В1 бэ^Тк
¦ln(/K-<Bi)+l.
^К ^В2 Ф^К
Из этого уравнения находим:
[~ф57~ + 1п ('к ~ 'Bl) 'к ~~ 'В1
*R2
SQkxK
-^ + \n(tK-tB1) + l
D)
Тепловая нагрузка конденсатора зависит от
холодопроизводительности и температуры
кипения [8]:
Qo(i60 + ;0)
«к- 161_ o,6-/K-f- -1,7-/0'
E)
Знаменатель можно считать величиной
постоянной [8]. С учетом уравнения E) получим:
dR Q0(l60 + f0).SK
+
dtK - - йтк A61-0,6-tK+l,7-t0)(tK — tB1)X
Х(*к 'вг)
+ 1000A58 — 0,6-?к + 1,6- /0) = °
После преобразования находим:
k тк 5Э (/к - 'м) ('к ~ *м) = Ю00 SK A60Ч-/0). F)
В результате совместного решения уравнений
[4] и [5] получим следующую расчетную
формулу для определения оптимальной температуры
конденсации холодильной машины с КВО:
/ ( 1000 Ар" "•
'k = 'bi + J/ A60 + /0)| 3600-102-сррц +
1000S
+ -^А П+ I" (/„-/»!)] .
G)
Уравнение G) решается методом
последовательных приближений.
На рис. 1 приведены оптимальные средние
месячные значения температуры конденсации,
вычисленные по уравнению G) с учетом
изменения температуры воздуха для условий г.
Астрахани. Для конденсаторов с водяным
охлаждением оптимальные значения температуры
конденсации определены по методике, изложенной
в работе [8]. Стоимость воды Sw принималась
от 0,06 до 0,005 руб/м3, остальные исходные
данные указаны ниже.
t,°c
50
зо\к"Л^
го\
ю\
I Л Ш 1Y Y VI Y1I Ш IX X XI Ш
Месяцы
Рис. 1. Изменение температуры конденсации в течение
года при стоимости электроэнергии 0,01 руб/(кВт • ч):
tB—температура воздуха; tw—температура воды;
tK.B — оптимальная температура конденсации
холодильной машины с конденсатором воздушного охлаждения;
tawi* tKW2, /кшз» *кы;4 — оптимальные температуры
конденсации холодильной машины с конденсатором водяного
охлаждения при стоимости охлаждающей воды
соответственно 0,01; 0,02; 0,04; 0,06 руб/м3.
hv/з
fa
Г Z
\*К8
tw
!
л
•
/
f /
/
t/
/
/ /
/
/ /
/ /
r /
/ /
/
/ /
s#
sу
s>
^
N
\
4j
V,
\\
\
^
N
\
5
На рис. 2 даны оптимальные значения
температур конденсации при стоимости
электроэнергии 0,02 руб/(кВт-ч).
/ // ш jv y yi т тя х лш
Месяцы
Рис. 2. Изменение температуры конденсации в течение
года при стоимости электроэнергии 0,02 руб/(кВт • ч).
Обозначения те ,же, что на рис. 1.
Оптимальный температурный напор в
конденсаторе воздушного охлаждения равен 5,9
и 8,2° С при стоимости электроэнергии
соответственно 0,02 и 0,01 руб/(кВт-ч).
В конденсаторе водяного охлаждения
оптимальный температурный напор определяется
в основном стоимостью электроэнергии и
стоимостью охлаждения воды. Это подтверждается
следующими данными:
Стоимость охлаждающей
воды Sw, руб/м3 ....
Оптимальный
температурный напор в
конденсаторе с водяным
охлаждением, °С
при 5Э =
= 0,02 руб/(кВт-ч)
при 5Э =
= 0,01 руб/(кВт-ч)
0,06 0,04 Ю,02 0,01 0,005
3,8
5,8
3,3
5,0
2,8
4,0
2,5
3,5
2,0
2,8
В случае снижения стоимости
электроэнергии при соблюдении оптимального режима
работы конденсатора расход охлаждающей воды
сокращается, что приводит к повышению
температурного напора и работе при высоких (в
некоторых случаях выше допустимых) значениях
температуры конденсации.
Температурные напоры для конденсаторов
водяного охлаждения, полученные при
меньших значениях стоимости охлаждающей воды,
хорошо согласуются с данными работы [9],
температурные напоры 5—6° С являются
завышенными.
Суммарные затраты (руб/ч) на выработку
холода можно определить для холодильных
машин с конденсаторами воздушного охлаждения
по формуле:
RB ^ Rx + R2 + Я,. (8)
Для холодильных машин с конденсатором
водяного охлаждения :
RW = R* + R2 + Rs (9)
(R4 — затраты на охлаждающую воду).
Для прямоточной системы величина R&
определяется стоимостью воды и стоимостью ее
отвода в канализацию [8]; для системы
оборотного водоснабжения — стоимостью
израсходованной воды, затратами на привод водяных
насосов и вентиляторов (для вентиляторных
охладителей), а также амортизационными
отчислениями охладителей оборотной воды.
Сравнительный анализ суммарных затрат на
выработку холода для установок с воздушным
и водяным охлаждением конденсаторов
проводили с учетом изменения теплопритоков в
холодильную установку и температуры конденсации в
течение года.
Мощность холодильной установки
рассчитывали из условия самого жаркого периода,
поэтому изменение теплопритоков в течение года
учитывали введением коэффициента рабочего
времени а. В самый жаркий месяц а = 1, в
остальные месяцы величина а принималась
пропорциональной разности температур наружного
воздуха и воздуха камеры. Очевидно, такое
допущение в некоторой степени справедливо для
холодильников распределительного типа. В
действительности величину а можно определять на
основе отчетов по эксплуатации холодильных
установок за ряд лет.
В качестве примера ниже приводится
сравнительный анализ для условий г. Астрахани при
температуре воздуха в камере —10° С.
Значения коэффициента рабочего времени а
по месяцам года и средние за пять лет
значения температур воздуха и воды, по данным
Астраханской гидрометобсерватории, приведены
в табл. 1.
Таблица 1
Месяцы
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
Средняя температура
за 5 лет. °С
воздуха *в
—6,8
—5,8
0,1
9,6
17,8
22,8
25,3
23,7
17,3
9,8
2,1
—3,3
воды tw
0
0
0,9
5,5
12,6
19,4
23,2
25,5
19,2
13,3
4,2
2,0
Коэффициент
рабочего
времени а
0,090
0,118
0,286
0,555
0,786
0,927
1
0,954
0,773
0,560
0,342
0,184
Б
Средняя продолжительность работы
холодильной машины составила 4824 ч в год.
В дальнейшем были приняты следующие
исходные данные: конденсатор водяного
охлаждения — горизонтальный кожухотрубный со
стоимостью единицы поверхности SKu, = 13 руб/м2,
конденсатор воздушного охлаждения со
стоимостью единицы поверхности SKB = 10 руб/м2;
температура кипения tQ = —20° С;
коэффициент теплопередачи конденсатора водяного
охлаждения 700 ккал/(ч-м2-° С), воздушного —
40 ккал/(ч-м2-° С); сопротивление секций
конденсатора воздушного охлаждения проходу воз-
R:1p?py&/4 |
/5
bJ\
1П\
Щ
05\
t-5
¦ \\\
\
ш
ш
№/
///
ж
ш
I /
/
и
N
X/
Ш
и/
ш/
п
*lA
nl
в\
"Н\
А\
•Ш
ж
т
'aW
*Pv\
V
i
\
\
м
ш
ш
1\
%\
1
,
i\
щ
I U III N V VI Ш Ш1Х X XI Ш
Месяцы
Рис. 3. Суммарные затраты на выработку холода с
учетом коэффициента рабочего времени при SQ =
= 0,02 руб/(кВт • ч):
/ — холодильная машина с конденсатором воздушного
охлаждения; 2, 3, 4, 5, 6— холодильная машина с
конденсатором водяного охлаждения при стоимости
охлаждающей воды соответственно 0,005; 0,01; 0,02; 0,04;
0,06 руб/м3.
fi-IO'fpyo'/ч
1,0
0,5
•
1
1
W
i
XL
'У
6
т
4
з4
¦л
^N
X
\
№
\!
\
L
^v
&
1
fcj
^
/ и ш iY y Yi шт к х л ш
Месяцы
Рис. 4. Суммарные затраты на выработку холода с учетом
коэффициента рабочего времени при S3 = 0,01 руб/(кВт-ч).
Обозначения те же, что на рис. 3.
духа Ар = 20 кгс/м2. Срок службы
конденсатора 7 лет.
С учетом приведенных исходных данных были
определены по формулам (8) и (9) суммарные
затраты на выработку холода для каждого
месяца.
На рис. 3 и 4 приведены результаты этих
расчетов при стоимости электроэнергии 0,02
и 0,01 руб/(кВт-ч) с учетом коэффициента
рабочего времени. Суммарные годовые затраты,
условно отнесенные на 1000 ккал/ч
установленной холодопроизводительности, для тех же
условий сведены в табл. 2.
Для сравнения на рис. 5 приведены данные
для условий, когда теплопритоки по месяцам
года остаются без изменений, т. е. а = 1 (см.
также табл. 2).
При стоимости охлаждающей воды выше
0,02 руб/м3 суммарные затраты для
холодильных машин с воздушным охлаждением
конденсаторов меньше. Особенно это заметно при
низкой стоимости электроэнергии (см. табл. 2).
Наибольшая экономическая целесообразность
замены водяного охлаждения конденсаторов воз-
Таблица 2
Тип охлаждения
конденсатора
Воздушное
Воздушное*
Водяное
Водяное*
Суммарные годовые :
8^ = 0,06
46,5
0,04
39,7
*атраты, отнесенные на 1000 ккал/ч установленной холодопроизводительности, руб/год
s9=o,oi
0,02
0,01
30,9A00%)
—
34,6
—
27,6
0,005
25,2
0,06
74,4
123
0,04
65,0
108
S3=0,02
0,02
0,01
54,4A00%)
79,2A00%)
55,7
89,8
49,4
79,5
0,005
44,5
68,9
* Для условий, когда теплопритоки по месяцам года остаются без изменений (а=1).
/ Ж Ж IV У У/ У/1 Ш IX X XL Ш
Месяцы
Рис. 5. Сравнительные суммарные затраты на выработку
холода при Sq = 0,02 руб/(кВт • ч):
1 — холодильная машина с конденсатором водяного
охлаждения с учетом коэффициента рабочего времени
при стоимости охлаждающей воды Sw — 0,005 руб/м3;
2 — то же, при Sw "= 0,02 руб/м3; 4 — при а = 1 и Sw =
= 0,005 руб/м3; 6 — при а= 1 и 5^ = 0,02 руб/м3;
3, 5 — холодильная машина с конденсатором
воздушного охлаждения соответственно с учетом коэффициента
рабочего времени и при а — 1.
душным наблюдается в тех случаях, когда
потребность в холоде неизменна в течение года,
т. е. когда а = 1 для каждого месяца.
Чем ближе производительность холодильной
машины к номинальной при работе в течение
месяцев года с низкими температурами воздуха,
тем значительнее преимущества воздушного
охлаждения перед водяным.
Данные табл. 2 показывают, какая вносится
неточность в результаты суммарных затрат, если
не учитывается график потребления холода.
При сравнительном анализе не принимали во
внимание такие немаловажные
эксплуатационные показатели, как чистка теплообменной
поверхности, коррозия и т. д. Очевидно эти
показатели будут лучшими для КВО.
Существенным недостатком использования КВО
являются высокие температуры конденсации в
летнее время. Летом температура воздуха может
быть в течение нескольких часов дня очень
высокой и достигать 33—35° С, в результате чего
температура конденсации может повыситься до
50-55° С.
Поэтому для работы с КВО должны
разрабатываться компрессоры, рассчитанные на
повышение давления нагнетания и разность давлений
конденсации и кипения холодильного агента.
Это даст возможность применять такие
компрессоры в широком диапазоне температур.
В статье приведены расчеты для климата
г. Астрахани, однако результаты анализа
справедливы для аналогичных районов и в некоторой
степени отображают сравнительные суммарные
затраты для других климатических условий.
Выводы
Результаты сравнительного анализа с учетом
изменения теплопритоков показали, что для
климатических условий Астрахани
целесообразна замена водяного охлаждения
конденсаторов воздушным при Sw > 0,002 руб/м3 EЭ =
= 0,02 руб/(кВт-ч) и Sw > 0,015 руб/м3 (SQ =
= 0,01 руб/(кВт-ч). При постоянной по
месяцам года потребности в холоде указанная
замена целесообразна при Sw > 0,01 руб/м3
(S9 = 0,02 руб/(кВт-ч).
Замена водяного охлаждения аммиачных
конденсаторов воздушным возможна при
эксплуатации компрессоров, рассчитанных на
работу при повышенных давлениях нагнетания.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Быков А. В. Состояние и перспективы развития
отечественного холодильного машиностроения для
пищевых отраслей промышленности и торговли. —
«Холодильная техника», 1971, № 12, с. 1—3.
2. Денисов Г: К- Перевод конденсаторов крупных
холодильных цехов заводов С К на воздушное
охлаждение. — «Труды республиканской научной
конференции по повышению эффективности процессов и
оборудования холодильной и пищевой промышленности.
Секция холодильных установок». Л., 1972.
3. R о m i j n J. Air Cooled Condensers for Ammonia
Refrigerating Plants. XIII International Congress of
Refrigeration, Washington (U. S. A.), 1971.
4. LangO. Der Wassersparende und der luftgekuhlte
Verflussiger. — «Die Kalte», 1971, Bd. 24, Nr. 1.
5. SchulenbergF. Les aerocondenseurs dans
Tindustrie du froid.—«Revue Generale du Froid»,
1967, Vol. 58, No. 8.
6. И о ф ф е Д. М. Конденсаторы с воздушным
охлаждением для малых торговых холодильных агрегатов.
М., Госторгиздат, 1958.
7. Копылов В. И. Конденсаторы и холодильники
воздушного охлаждения фирмы «GEA Luftkuhler —
GMBH». — «Химическое и нефтяное машиностроение»,
1965, № 4.
8. Дадан В. 3. Оптимальный режим работы
конденсаторов холодильных установок. — «Холодильная
техника», 1958, № 6, с. 12—14.
9. Гоголи н А. А. Оптимальные перепады
температур в испарителях и конденсаторах холодильных
машин.—«Холодильная техника», 1972, № 3, с. 23—27.
8
г 62Ь565.8
Опытно-промышленная гелиохолодильная абсорбционная установка
Академик АН ТССР В. А. БАУМ, канд. техн. наук А. КАКАБАЕВ, канд. техн. наук А. ХАНДУРДЫЕВ
Физико-технический институт Академии наук Туркменской ССР,
канд. техн. наук В. Я. ЖУРАВЛЕНКО, канд. техн. наук Э. Р. ГРОСМАН, В. Т. ВОЛОШИН, В. С. ШАВРИН
Специальное опытно-конструкторское бюро Института технической теплофизики АН УССР
Физико-техническим институтом АН ТССР
и СОКБ Института технической теплофизики
АН УССР разработана и испытана в г.
Ашхабаде абсорбционная хлористолитиевая опытно-
промышленная холодильная установка с
солнечной регенерацией раствора, снабжающая
холодом систему кондиционирования воздуха
жилого трехэтажного девятиквартирного дома.
В качестве регенератора раствора открытого
типа использована односкатная крыша
охлаждаемого здания шириной 17,6 м площадью, 180 м2,
ориентированная на юг и частично A5°) на
запад, с углом наклона к горизонту около 5°.
Кровля дома состоит из стандартных
железобетонных плит, покрытых трехслойным
рубероидом на битуме. Такая кровля довольно
хорошо смачивается раствором: устойчивая пленка
образуется примерно на 85 % всей ее поверхности
при подаче раствора из оросителя—трубы с
отверстиями, обеспечивающими стекание
раствора в количестве 80—100 кг/(ч-м) (остальная
часть крыши не орошается в связи с имеющимися
неровностями).
Покрытие оказалось стойким к воздействию
раствора хлористого лития. После сезона
работы никаких изменений на его поверхности
не отмечено. Уноса раствора даже при скоростях
ветра 10 м/с не наблюдалось, что
свидетельствует об эксплуатационной надежности принятой
конструкции регенератора.
Все оборудование (насосы, теплообменная
аппаратура и т. д.) расположено в подвале дома.
Принципиальная схема холодильной
установки приведена на рисунке.
В испарителе кипит холодильный агент —
вода, охлаждая хладоноситель, циркулирующий
по теплообменным трубкам.- Пары
холодильного агента поглощаются водным раствором
хлористого лития в абсорбере. Тепло абсорбции
отводится оборотной охлаждающей водой.
Испаритель и абсорбер объединены в один
блок диаметром 0,8 м, длиной 2 м. Эти
аппараты поверхностью соответственно 11 и
12,5 м2 состоят из коридорных пучков стальных
труб диаметром 25 X 2 мм, омываемых пленкой
жидкости. Плотность орошения,200—300 кг/(чтм).
Принятая компоновка трубных пучков,
.которые вытянуты в вертикальном направлении,
позволяет сократить количество раствора и
холодильного агента, направляемых на
рециркуляцию.
Паровые пространства абсорбера и
испарителя разделены сепаратором. Скорость пара
в живом сечении сеператора не превышает
3—4 м/с.
В целях уменьшения потерь холода жидкий
холодильный агент в нижней части блока
отделен от абсорбента перегородкрй с воздушным
зазором. ,,
Принципиальная схема установки:
1 — дренажный бак; 2 — насос абсорбента; 3 —
теплообменник растворов; 4 — ороситель;! 5 — приемная
воронка для раствора; 6—солнечный регенератор; 7, 13 —
потдлавковые регуляторы уровня; 8 — абсорбер; 9 —
испаритель; 10 — вакуум-насос; 11 — насос холодильного
агента; 12 — бутылочные фильтры; 14 — сепаратор; 15 -^
линейный ресивер; 16, 17, 18 — электромагнитныевентилш
j
Из поддона абсорбера слабый раствор
забирается герметичным насосом ЦНГ-70. Часть его
возвращается на рециркуляцию, а остальное
количество направляется через теплообменник
растворов поверхностью 8 м2 на регенерацию.
Слабый раствор, стекая по кровле,
восстанавливает свою концентрацию, собирается в
приемном устройстве и поступает в теплообменник.
В этом аппарате крепкий раствор охлаждается
сначала встречным потоком слабого раствора,
а затем оборотной водой. В абсорбере раствор,
возвратившийся из регенератора, орошает два
крайних ряда -трубок. Таким образом,
создаются условия, при которых наименьшее
парциальное давление водяных паров имеет место
там, где отбирается паровоздушная смесь,
благодаря чему отпадает необходимость в
установке постороннего воздухоотделителя.
Принятая схема циркуляции абсорбента, при
которой раствор одинаковой концентрации
направляется на рециркуляцию в абсорбер и в
регенератор, несколько ухудшила показатели
цикла за счет сужения зоны дегазации. Однако
в связи с весьма незначительной разностью
концентраций в аппаратах это ухудшение
несущественно. Вместе с тем такая схема позволила
упростить установку и ограничиться лишь
одним растворным насосом.
В испарителе также предусмотрена
рециркуляция холодильного агента с помощью
герметичного насоса для обеспечения необходимой
плотности орошения поверхности.
Все аппараты установки, кроме блока
абсорбер — испаритель, находятся под
атмосферным давлением. Дросселирование раствора от
атмосферного давления до давления в абсорбере
осуществляется в поплавковом регуляторе
уровня типа «до себя». Регулятор установлен на
одной высоте с верхними трубками противоточ-
ного теплообменника растворов на восходящей
петле, что обеспечивает полное заполнение
теплообменника раствором.
Влага, испарившаяся в регенераторе,
компенсируется водопроводной водой. При
уменьшении количества холодильного агента в
испарителе производится подпитка системы водой
из мерного бака с помощью дистанционного
указателя уровня и электромагнитного
вентиля, служащего исполнительным механизмом.
Особенность установки — наличие в системе
относительно большого количества абсорбента.
Поэтому при изменении режима ее работы и
соответственном уменьшении или увеличении
концентрации раствора довольно заметно
колеблется и его объем. Для стабилизации
количества раствора в системе на выходе из
абсорбера предусмотрен линейный ресивер раствора
емкостью 150 л.
/ Раствор приготовляется в дренажном баке,
который служит также сборником раствора во
время остановок системы.
При работе установки в раствор могут
попадать пыль, песок, которые засоряют отверстия
оросителя, отрицательно влияют на работу
насосов и т. д. В связи с этим раствор после
регенератора проходит через фильтры. Сначала
фильтрация происходит в сетчатом фильтре,
установленном в приемной воронке, а затем
в бутылочном фильтре перед насосами.
Чтобы предотвратить выливание раствора из
приемной воронки в случае засорения фильтров
или кристаллизации его в теплообменнике
растворов, предусмотрена переливная линия из
приемной воронки в дренажный бак.
При остановке насоса для раствора весь
абсорбент с кровли может стечь в абсорбер и
переполнить его. Поэтому на линии крепкого раствора
установлен электромагнитный вентиль,
перекрывающий ее одновременно с остановкой
насоса. При этом раствор стекает в дренажный
бак. На переливной линии также установлен
электромагнитный вентиль, сблокированный с
регулятором уровня. Последний расположен в
верхней части дренажного бака.
В случае дождя установка отключается,
перекрывается электромагнитный вентиль 16 и
раствор стекает в дренажный бак. Дождевая вода
смывает остатки хлористого лития и также
стекает в дренажный бак до тех пор, пока он не
заполнится. После заполнения по сигналу
регулятора уровня электромагнитный вентиль 17
перекрывает сливную линию и вода из приемной
воронки вытекает на землю.
Следует отметить, что дожди в Туркмении
чрезвычайно редки и кратковременны. За весь
сезон эксплуатации установки вентиль 17 ни
разу не срабатывал. Всего за летний период
было лишь пять — шесть дней со значительной
облачностью, в течение которых установка не
работала. В остальное, время она
эксплуатировалась, как правило, от 8—9 до 18—19 ч в
сутки, обеспечивая даже в самые жаркие дни при
температуре наружного воздуха до 40° С в no-f
мещениях экспериментального дома
комфортный режим (* = 25ч-27° С, <р = 40—50%).
Охлаждающий эффект усиливался также
применением в здании панельной системы охлаждения.
Ежечасно в течение всего сезона проводились
измерения рабочих параметров установки —
температур потоков, концентрации раствора,
вакуума в системе и т. д. Расход раствора,
возвращающегося из регенератора, измеряли с
помощью мерного бака. Холодопроизводитель-
ность определяли как по внешнему балансу,
1ft
так и по внутреннему (по расходу подпиточной
воды).
Проектная холодопроизводительность
установки 50 тыс. ккал/ч. Однако для создания
комфортных условий в доме в самые жаркие дни
оказалось достаточным вырабатывать 36—
38 тыс. ккал/ч (температура кипения 10—13° С.)
При этом использовалась неполная поверхность
кровли, а концентрация раствора составляла
в среднем 36—38% вместо 42—44% по проекту.
Температура оборотной охлаждающей воды
была в наиболее жаркие дни 26—27° С,
парциальное давление паров в атмосфере колебалось
в пределах 7—12 мм рт. ст. Наиболее высокая
температура раствора в регенераторе
составляла 45—47° С (упругость паров над раствором
17—19 мм рт. ст.), а зона дегазации — 1,5—
2,5%. Часовой поток испаряемой влаги в этих
условиях в среднем равнялся 440—460 г с 1 м2
кровли при скорости ветра 1—2 м/с, а удельная
холодопроизводительность — 250 ккал/(ч-м2).
Коэффициенты теплопередачи основных
аппаратов: абсорбера 700—900, испарителя 900—
1000 ккал/(ч-м2-° С). Необходимо отметить
довольно существенное недонасыщение в
абсорбере испытывавшейся установки, достигавшее
3—4%, которое объясняется, по-видимому,
попаданием воздуха в абсорбер с раствором,
поступающим из открытого регенератора.
Энергетическая эффективность установки
может быть оценена тепловым коэффициентом ?0,
равным отношению ее холодопроизводительно-
сти Q0 ко всему количеству солнечной энергии,
падающей на поверхность регенератора, фПад:
а также тепловым коэффициентом |х,
определяемым по отношению холодопроизводительно-
сти Q0 к полезно используемой в установке
части солнечной энергии Qn0J1 (т. е. за вычетом
потерь тепла в окружающую среду в солнечном
регенераторе):
?х =
Qo
Фпол
Первый из этих коэффициентов ?0 = 0,3—0,4
второй 1% '= 0,724-0,75.
Опыт эксплуатации холодильной установки
с солнечной регенерацией раствора показал,
что такого рода устройства являются весьма
перспективными для районов с сухим жарким
климатом, так как позволяют значительно
сократить энергозатраты на производство холода,
эксплуатационные расходы, а также уменьшить
металлоемкость и снизить стоимость установок.
Однако при создании таких установок
предстоит сделать еще многое. Необходимо,
например, доработать систему фильтрации раствора,
так как в данной установке приходилось чистить
фильтры слишком часто — примерно один раз
в два дня. По-видимому, весьма эффективным
будет применение отстойников, что позволит
упростить обслуживание оборудования.
Чтобы установить долговечность и
допустимый срок эксплуатации «гелиохолодильных
абсорбционных установок, требуется изучить
коррозионное воздействие абсорбента на
конструкционные материалы. Хотя считается, что в
растворе хлористый литий — вода черные металлы,
из которых изготовлены аппараты установки,
корродируют слабо, во время испытаний в нем
наблюдалось значительное количество
продуктов коррозии. Это можно объяснить, вероятно,
повышенным количеством воздуха в системе
с открытым регенератором.
Широкое применение холодильных установок
с солнечной регенерацией раствора поможет
решить проблему создания нормальных
температурных условий в жилых, производственных
и общественных зданиях южных засушливых
районов.
Госстрой Туркменской ССР признал
целесообразным осуществить экспериментальное
строительство комплекса жилых зданий с
гелиохолодильной абсорбционной установкой холодо-
производительностью порядка 500 тыс. ккал/ч.
621.575
Исследование ректификатора абсорбционной холодильной машины
Канд. техн. наук Л. Л. ГЛИНКА, доктор техн. наук Б. А. МИНКУС
Одесский технологический институт холодильной промышленности
При расчете ректификатора абсорбционной состава пара и жидкости. Далее вводят общий
холодильной машины обычно полагают, что на коэффициент тарелок у\ = 0,5—0,7, позволяю-
тарелках колонны достигается полное равновесие щий перейти от числа теоретических тарелок
фаз и в дефлегматоре не происходит изменения к числу действительных.
и
Такой метод, не учитывающий укрепляющего
действия дефлегматора, вполне применим для
многртарелочных колонн. В водоаммиачных же
машинах с числом тарелок укрепляющей части,
не превышающим трех, упразднение хотя бы
одной из них за счет учета ректифицирующего
действия дефлегматора приводит не только к
уменьшению высоты аппарата, но и к снижению
расхода охлаждающей среды и повышению ее
конечной температуры. Поэтому изучение
состояния фаз в тарельчатой колонне и дефлегматоре
в действительном процессе представляет
значительный интерес.
Опытные ректификатор и дефлегматор
испытывали на стенде водоаммиачных машин ОТИХП
[1]. Сдвоенная ректификационная колонна
состояла из пяти сменных тарельчатых элементов
на фланцах, три из которых входили в
исчерпывающую часть, а два — в укрепляющую. Для
наблюдения за процессом использовали
смотровые стекла и термометрические гильзы в
паровой и жидкой фазах.
Дефлегматор — это горизонтальный кожухо-
трубный двухходовой аппарат, охлаждаемый
водой, поверхностью теплопередачи 1 м2.
Давление в кипятильнике измеряли
пружинным манометром класса 2,5, общий перепад
давлений в ректификаторе и дефлегматоре —
дифференциальным водяным манометром,
температуру — медь-константановыми термопарами и
потенциометром марки Р307, расход охлаждающей
води — мерным баком. Количество
циркулирующего холодильного агента определяли
методом теплового баланса, концентрацию
растворов — fитрованием [ 1 ].
Всего проведен 41 'опыт при температуре
кипения в испарителе —29ч-+6° С, давлении в
кипятильнике рки = 8,8-105ч-1Ы05 Па,
концентрации крепкого раствора ?г=0,34-^0,52 кг/кг.
Расхйд ректифицированного пара 35—78 кг/ч,
его концентрация %d = 0,998—0,999 кг/кг.
Скорость пара в колонне 0,12—0,28, в патрубках
тареЛок 1,4—3,1, в дефлегматоре 1,0 м/с.
Опыты показали, что укрепление водоам-
миачного пара до состояния, равновесного
крепкому раствору, происходит в основном на
распределительном устройстве кипятильника.
Следовательно, это устройство выполняет функцию
тарелки исчерпывающей колонны. Когда
крепкий раствор, поступающий из теплообменника,
переохлажден, температура его повышается до
температуры насыщения на верхней тарелке
исчерпывающей колонны, на нижних тарелках
ректифицирующего действия не происходит.
Таким образом, при наличии ситчатого
распределительного устройства в кипятильнике
достаточно применить в исчерпывающей колонне
одну тарелку или эквивалентную ей насадку.
Положение действительного полюса
укрепляющей колонны (точка /?, рис. 1) обычно
определяют по положению теоретического полюса
(точка pt), для чего пользуются коэффициентом
ректификации:
где <7Рг — теоретическая удельная теплота ректификации
<7р/ = ht — h*
<7р — действительная удельная теплота
ректификации
<7р = ip — h >
tpf, ip, 1Ъ — энтальпии, отвечающие точкам р^ р, 5.
¦ tr& ii ' М tj'tf'ti'i/fft id
Рис. 1. Процессы ректификации в g, i-диаграмме.
Полученные при испытаниях значения г]р
показаны на рис. 2. Из графика видно, что с
уменьшением концентрации 1Г коэффициент т]р
также уменьшается. Объясняется это тем, что
с падением концентрации 1Г укрепляющее
действие, приходящееся на одну тарелку,
возрастает, при этом увеличиваются тепловая
нагрузка дефлегматора и количество
образующейся в нем флегмы. С ростом количества флегмы
увеличивается толщина ее слоя, что отражается
как на передаче тепла, так и на уносе жидкости
в колонне и дефлегматоре.
р\ 1 1 1 1 1
цл о,38 ojz o,te 0,5O ?г,кг/кг
Рис. 2. Зависимость коэффициента ректификации г]Р от
концентрации крепкого раствора \г.
Опыты показывают, что при высоком
значении ?г хорошее укрепление пара достигается даже
при наибольшем его расходе G8 кг/ч). По мере
12
снижения lr и неизменном расходе пара
укрепление его ухудшается. Так, при ld = 0,35 кг/кг
и среднем расходе пара 50 кг/ч концентрация
ректифицированного пара уменьшилась до
!</ = 0,996 кг/кг. Поэтому для обеспечения
необходимого значения ld = 0,998 кг/кг
требовалось снижать расход пара на 25—30%. При
этом тепловая нагрузка дефлегматора
поддерживалась приблизительно равной 3,5 кВт. Таким
образом, повышение теплосъема в дефлегматоре
сверх .3500 Вт/м2 следует признать
нежелательным.
Наибольшие значения т]р были получены
при 1Г = 0,48—0,50 кг/кг и расходе пара 50—
60 кг/ч. Теплосъем в этих случаях не превышал
2000 Вт/м2.
Коэффициент ректификации г]р связан с
другой величиной, характеризующей
действительный процесс, — флегмовым коэффициентом
ректификации
Rt Si.—Si
^- r ~ ?;-!„'
где Rt к R — теоретическое и действительное флегмовое
число.
Полученные значения r\R оказались
достаточно стабильными. Средняя величина цп = 0,85.
Надо полагать, что это значение близко к
оптимальному. Исходя из т]й = 0,85, можно
определить коэффициент т]р в широком диапазоне
значений 1Г и ркп с помощью диаграммы [2,
рис. 48].
Для определения состояния раствора на
тарелках и их числа обычно пользуются
коэффициентом Мерфри т]м, равным отношению
действительного укрепления к теоретическому [3].
Для /-ой тарелки этот коэффициент можно
найти по уравнению:
В настоящее время метод
термоэлектрического охлаждения и нагрева находит все
большее применение для охлаждения и
стабилизации температуры радиоэлектронных
медико-биологических и других объектов. Однако Широкое
использование термоэлектрических устройств,
особенно в автономной и малогабаритной
аппаратуре с ограниченным энергопотреблением,
сдерживалось до сих пор отсутствием достаточно
высокоэффективных слаботочных холодильных
Ajj ?/ - 6j :
ч*'7 Чи ~ $-% •¦;
По данным опытов, для цервой тарелки
укрепляющей колонны т]м = 0,60^-0,75, для второй
0,70—0,80, для дефлегматора 0,50—0,74.
Большие значения коэффициента т]м для
дефлегматора отвечали меньшим концентрациям крепкого
раствора gr. При определении цм дефлегматора
теоретическая концентрация
ректифицированного пара принималась равной 1,0 [4].
Среднее значение коэффициента цм как для
тарелок, так и для дефлегматора можно считать
равным 0,70.
Коэффициент теплопередачи дефлегматора
изменялся в пределах 200—240 Вт/(м2-К).
Потеря давления в ректификационной
колонне и дефлегматоре составляла 0,5—1,0 кПа.
Таким образом, опыты показали, что флегмо-
вый коэффициент ректификации r[R для
абсорбционной холодильной машины можно
принимать равным 0,85. Ситчатый распределитель
кипятильника эквивалентен действительной
тарелке исчерпывающей колонны, а кожухотруб-
ный дефлегматор — действительной тарелке,
укрепляющей. Средний коэффициент Мерфри для
тарелки цм = 0,70.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ми н к у с Б. А., Б и я з и Е. Н., , Г а в р и -
люк Г. Б., Глинка Л. Л. Экспериментальная
абсорбционная холодильная установка — В сб.:
' «Холодильная техника и технология», вып. 2. Киев,
«Техшка», 1966.
2. Б а д ы л ь к е с И. С, Данилов Р. Л*
Абсорбционные холодильные машины. М., «Пищевая
промышленность», 1966.
3. Kirschbaum E. Destilier — und Rektifizierte-
chnik. 3 Aufl., Berlin-Gottingen-Heidelberg.
Springer — Ver lag, 1960.
4. D 6 r i n g K. Rektifikation bei der Absorptions —'
Kaltemaschine. — «Kaltetechnik», Bd. 1, 1949, S. 209.
термобатарей. Все известные термобатареи с
рабочим током /0 ^ 1 А • имеют значения
термоэлектрической эффективности г не выше 2-Ю-3
К И, 2].
Авторами разработаны высокоэффективные
слаботочные термоэлектрические микромодули на
основе халькогенидов висмута и сурьмы. Для
изготовления термоэлементов использовали зон-
но-выращенные >слитки диаметрами 1 и 8 мм,
термоэлектрическая эффективность которых близ-
* 621.362.2
Эффективные термоэлектрические холодильные микромодули
И. М. БАШ, Л. М. ГЛАДКИХ, Э. А. ИЗУПАК, Е. К. ИОРДАНИШВИЛИ
»
ка к максимальной для данных составов.
Термоэлектрические свойства характерных образцов
исходных материалов представлены в табл. 1.
Слитки диаметром 8 мм разрезали
электроискровым методом на ветви квадратным сечением
1 X 1 мм и высотой 5 мм, а слитки диаметром
1 мм — на i ветви круглым сечением, высотой
также 5 мм.
Таблица 1
Показатели
Образцы
р-типа
диаметром, мм
8
1110
210
15,8
3,1
1
965
230
16,0
3,2
Образцы
/г-типа
диаметром, мм
8
1160
202
16,0
2,95
1
980
220
15,9
3,0
Электропроводность а,
(Ом-см)-1
Коэффициент термо-э.д.с. а,
мкВ/К
Теплопроводность х«103,
Вт/(сМ-К)
Термоэлектрическая
эффективность Z'103, К-1 • • • •
Каждый микромодуль состоял из 17
термоэлементов. Коммутация термоэлементов
осуществлялась медными пластинами толщиной 0,1 мм.
В качестве электроизолирующих теплопереходов
использовали металлизированные пластины
толщиной 1,0 мм из окиси бериллия, на которые
путем частичного снятия металлизации
наносили электрическую схему коммутации горячих
и холодных спаев термоэлементов. При
коммутации и сборке микромодулей в качестве припоев
применили сплавы Bi — Sb; Bi — Sn и
материал ПОС-50, в качестве флюсов —
глицерин с NH4C1, стеарин и паяльный лак.
Были проведены сравнительные испытания
микромодулей с круглым и квадратным
сечением ветвей (рис. 1) на Д^шах- Высота модулей
8 мм, размеры в плане 8,5x8,5 мм.
Рис. 1. Термоэлектрические микромодули из 17
термоэлементов: а — с круглым сечением ветвей; б — с
квадратным сечением ветвей.
Испытания вели в вакууме при давлении
Ю-4 мм рт. ст. Для уменьшения теплообмена,
возникающего за счет излучения, использовали
защитный экран из алюминиевой фольги,
причем температура его была близка к температуре
холодной пластины. Охлаждали экран
вспомогательными .микромодулями. Измерительная
термопара в непосредственной близости от спая
также имела тепловой контакт с холодной
пластиной вспомогательного микромодуля.
Для стабилизации температуры горячих
пластин как исследуемого, так и вспомогательных
микромодулей использовали сильноточную
термобатарею, состоящую из 20 термоэлементов jc
диаметром ветвей 8 мм и высотой 10 мм.
Микромодули напаивали на одну из пластин
термобатареи, теплоотвод от другой пластины
осуществляли с помощью водяного
теплообменника.
Реверсом и регулировкой тока термобатарей
задавалась любая температура горячих пластин
микромодулей в интервале 253—413 К-
Электропитание микррмодули получали от
аккумуляторов. Температуру измеряли градуированными
хромель-копелевыми термопарами.
В табл. 2 приведены усредненные результаты
измерений температур Тт и Тх на горячей и
холодной пластинах соответственно для
нескольких типичных микромодулей при
оптимальном рабочем токе 0,8—0,9 А.
Таблица 2
Сечение ветвей
Круглое
Квадратное
7> К
253
273
293
313
333
353
373
393
413
253
273
293
313
333
353
373
393 .
413
тх, к
203
213,5
223
232,5
244
257,5
270
285
302,5
206
217 *
227
238
248,5
260,5
275
290,5
308
Термоэлектрическую эффективность
микромодулей определяли по максимальной разности
температур между пластинами,
соответствующей оптимальному рабочему току [3].
На рис. 2 по данным табл. 2 построена
зависимость термоэлектрической эффективности г =
=—^2шах (где АТтах = Тт — Тх) от температуры
т =
Кривые имеют вид парабол с поло-
275 300 325 350 ТУК
Рис. 2. График зависимости термоэлектрической
эффективности микромодулей от температуры Т:
1 — круглое сечение ветвей; 2 — квадратное сечение
ветвей.
гим максимумом в районе комнатной темпера*
туры.
Как видно из табл. 2 и рис. 2, разработанные
микромодули обладают высокой
термоэлектрической эффективностью. У микромодулей с
круглым сечением ветвей она достигает предельных
(приближающихся к параметрам исходных
веществ) значений B,9-^-2,98). 10~3 К-1, у
микромодулей с квадратным сечением ветвей она
несколько ниже: B,7-f-2,75)- Ю-3 К-1 (на 8—
10%).
йТуК
2Ь
20
16
12
8
Ч
I /
тср
-232 К
лтУ
V
/
>
/
\П?П~
*~~""
«О- ]
/ !
/
А
п
Ю
8
6
*
2
Рис. 3. Термостаты серии «Биотерм»:
а — автономный термостат «Биотерм»; б •
«Биотерм-2».
О 2 Ч 6 8 10 12 U, В
Рис. 4. Зависимость снижения температуры рабочей
камеры и потребляемой мощности от напряжения,
подаваемого на микромодули термостата «Биотерм-2».
Более низкая эффективность во втором случае
объясняется частичной разор иентацией зерен
относительно оси ветвей, вырезанных из
разных участков большого слитка, появлением
поверхностных механических дефектов в
процессе разрезки, а также отсутствием у этих
ветвей поверхностно-уплотненного слоя,
препятствующего проникновению в материал вредных
примесей.
На основе созданных высокоэффективных
микромодулей была разработана серия
малогабаритных охлаждающе-нагревательных термостатов
с полезными объемами от 100 до 500 см3,
рассчитанных для работы в затрудненных условиях
теплообмена, в частности, в невесомости.
Термостаты способны поддерживать стабильную
температуру термостатируемого объекта при
достаточно больших D0—50 К) колебаниях
температуры окружающей среды без каких-либо
принудительных систем интенсификации
теплообмена.
На рис. 3, а показан автономный термостат
«Биотерм» с встроенным источником питания,
рассчитанным на 15 суток непрерывной работы
(масса термостата 9 кг, в том числе источника
питания — 6 кг), а на рис. 3, б — термостат
«Биотерм-2», потребляющий от бортового
источника питания мощность не более 3 Вт (масса
его около 2 кг).
Максимально возможное снижение
температуры в рабочей камере термостата «Биотерм-2»
составляет 28 К (рис. 4). При напряжении на
микромодулях около 6 В и потребляемой при
этом мощности 3 Вт снижение температуры
камеры относительно температуры окружающей
среды (Гср = 292 JK) составляет 23 К.
15
Термостаты серии «Биотерм» прошли
экспериментальную проверку на борту космических
объектов, работали в течение длительных
сроков в наземных установках, подвергаясь
воздействию различных механических и
климатических факторов. Микромодули этих термостатов
успешно функционировали без заметных
изменений своих параметров.
В настоящее время продолжаются работы по
дальнейшей миниатюризации микромодулей при
Фреон-502, азеотропная смесь, состоящая из
48,8% фреона-22 и 51,2% фреона 115, является
одним из перспективных холодильных
агентов [1—4].
Нами были проведены экспериментальные
исследования по определению взаимной
растворимости, давления пара, плотности, подвижности
при низких температурах, стабильности при
высоких температурах растворов фреона-502 и
синтетического масла ХФ-22с-16.
Свойства раствора холодильного агента и
масла определяются компонентами фреона-502. Как
известно, растворимость фреонов в маслах
связана с содержанием атомов фтора в молекуле
фреона. Чем больше атомов фтора, тем меньше
растворимость.
В интервале температур ^-80 -i 60° С [5]
фреон-22 полностью смешивается с маслом
ХФ-22с-16, а фреон-115 почти не растворяется
в масле. Степень растворимости смеси этих
фреонов в маслах зависит от соотношения исходных
компонентов. Кроме того, при введении
третьего компонента (масла) концентрация веществ
в паровой фазе и состав жидкой фазы должны
изменяться. Необходимо установить, влияет ли
точность соблюдения концентрации на основные
характеристики растворов.
Авторами проведены опыты по исследованию
взаимной растворимости трех смесей фреона-22
и фреона-115 с маслом ХФ-22с-16. Одна из них—
точный азеотроп фреон-502, вторая — с.
избытком 10% фреона-22, третья — с недостатком
10% фреона-22 по массе. Эксперимент
проводили по опубликованной ранее методике [1].
Результаты испытаний представлены на рис. 1.
Как и следовало ожидать, при увеличении содер-
i"жания фреона-22 значительно улучшается
растворимость. Добавление в смесь 10% по массе
сохранении предельно высокой их
термоэлектрической эффективности.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1.; Ильярский О. Н., Щербина А. Г.,
Удало в Н. Т. Модульные термобатареи, применяемые
в термоэлектрических термостатирующих
устройствах. — «Приборы и системы управления», 1968,
№ 10, с. 23—24.
2. И о ф ф е Д. М., О р л о в В. С. О градации
термоэлектрических охлаждающих батарей. —
«Холодильная техника», 1969, № 2, с. 24—30.
3. Иоффе А. Ф. Полупроводниковые термоэлементы.
М.—Л., Изд-во АН СССР, 1956.
фреона-22 понижает максимум кривой
расслоения примерно на 20° С. При повышении
содержания масла области несмесимости смещаются
вправо. Левые ветви кривых проходят при
концентрациях по маслу выше 10%. Это значит,
что масло, попавшее в испаритель, всегда будет
находиться в растворе с холодильным агентом,
что обеспечивает нормальную циркуляцию
масла и возврат его в компрессор.
Эксплуатационная практика подтверждает сказанное [6, 7].
Зависимость давления пара фреона-502 над
раствором от концентрации масла и
температуры определяли на экспериментальной
установке [8]. По результатам испытаний
построена диаграмма t, р, ? (рис. 2).
Представляет интерес вопрос о влиянии
присутствия масла в жидкости на состав паровой
10 ZO JO W SO 60 70 вОЪнХ\
Рис. 1. Взаимная растворимость масла ХФ-22с-16 со
смесью фреонов-22 и 115:
1 10% фреона-22; 2 — фреон-502; ^ — +10%
фреона-22.
621.572.004
Свойства растворов фреона-502 с маслом ХФ-22с-16
Доктор техн. наук Л. 3. МЕЛЬЦЕР, канд. техн. наук Т. С. ДРЕМЛЮХ, Ю. П. РАМЬЯЛГ, Л. Б. СИЛИНА
Одесский технологический институт холодильной промышленности
ш
Рис. 2. Диаграмма t, p, I раствора масла ХФ-22с-16
и фреона-502.
фазы. Фреон-22, в большей степени
растворимый в масле, чем фреон-115, должен при
увеличении концентрации масла раствориться в нем,
причем количество фреона-22 в паре
уменьшится. Для экспериментального исследования
изменения состава пара проанализировали
паровую фазу методом газо-жидкостной
хроматографии при 20° С в интервале концентраций от 0
до 40% масла по массе. Для хроматографиче-
ского анализа пар отбирали из специально
изготовленной измерительной ячейки
(толстостенная стеклянная ампула с вентилем).
Концентрацию смеси определяли взвешиванием.
Температуру во время опыта поддерживали
постоянной с помощью термостата.
Результаты представлены на |рис. 3, из
которого видно, что содержание фреона-22 |в паре
зависит от концентрации масла в жидкой фазе
и может снизиться от 49,4 до 30%.
Рис. 3. Зависимость 'концентрации фреона-22 в паровой
фазе от количества масла в растворе.
Для расчета поправок при определении t,
р, ^-параметров необходимы были данные по
плотности жидкой фазы раствора. Кроме того,
эти данные имеют самостоятельное значение.
Определение плотности проводили в
калиброванных стеклянных плотномерах, термостати-
руемых в сосуде Дьюара. Концентрацию
компонентов устанавливали взвешиванием. Изменение
2 Холодильная техника № 8
уровня жидкости фиксировали катетометром
КМ-6. Результаты опытов представлены на
рис. 4, а. На рис. 4, б показано отклонение
измеренных значений плотности от
вычисленных по закону аддитивности. Сравнение с
аналогичными данными для смеси фреона-22 и
масла ХФ-22с-16 [5] показывает, что
отклонение имеет одинаковый характер, но разную
величину. Для фреона-502 отклонения гораздо
больше.
о ю го во чо so 60 ?о во зо^х
Рис. 4. Плотность раствора фреона-502 и масла ХФ-22с-16:
а — зависимость плотности от концентрации раствора;
б — отклонение экспериментальных значений плотности
от вычисленных по аддитивности.
17
Важной характеристикой маслофреоновых
растворов является их подвижность, особенно
при низких температурах. За рубежом
подвижность определяют по скорости поднятия
жидкости в U-образной трубке диаметром 6 мм под
влиянием разности давлений 50±0,5ммвод.ст.
При этом скорость 10 мм/мин считается
допустимой.
На рис. 5 все точки соответствуют одному и
тому же перемещению столба жидкости на 10 мм.
Справа от вертикали, проходящей через
отметку 60 с, растворы имеют недопустимо малую
подвижность. Очевидно, что при добавлении
даже небольшого количества фреона-502
подвижность раствора значительно увеличивается.
Это связано с присутствием растворимого в
масле фреона-22.
W 60 80 100 Г,С
Рис. 5. Подвижность при низких температурах:
1 — масло ХФ-22с-16; 2 — смесь масла ХФ-22с-1б с
5% фреона-502; 3 — смесь масла ХФ-22с-16 с 10%
фреона-502.
Стабильность смесей холодильных агентов и
масел при высоких температурах зависит от
степени фторирования углеводородов.
Присутствие в фреоне-502 фреона-115 должно
уменьшить возможность возникновения химических
реакций в маслофреоновой среде.
Исследуемую смесь испытывали на
стабильность методами Филипп-тест и Элси.
Метод Филиппа [9] основан на обнаружении
продуктов реакции масла и фреона в течение
96 ч испытаний. Эксперимент проводят в
П-образной стеклянной ампуле, один
конец которой заполняется испытуемым
маслом, второй — фреоном. Колено с маслом
погружается в металлическую баню и термоста-
тируется при 250° С, колено с фреоном — в
водяную баню при 40° С. Масло считается
пригодным для эксплуатации, если после 96 ч
непрерывного опыта на горизонтальном участке
ампулы не появятся капли конденсата галоидо-
водородных кислот HF и НС1.
По методу Элси [10] испытания проводят в
запаянных стеклянных ампулах, внутри
которых находится масло, холодильный агент, медь
и сталь. Опыт длится 16 суток при 175° С.
Система считается стабильной, если по окончании
времени испытаний стальная пластина не
покрыта слоем меди, нет осадка на металлах и
стекле и не изменился цвет масла.
Опыты по определению стабильности смеси
фреона-502 и масла ХФ-22с-16 описанными
методами показали, что раствор и поверхности
металлов не претерпели каких-либо изменений.
Результаты указанных исследований в
известной мере могут быть использованы при анализе
процессов в холодильных машинах, работающих
на фреоне-502 и масле ХФ-22с-16. Влияние
масла на рабочие процессы фреоновых
холодильных машин при их работе на однокомпонентных
холодильных агентах подробно рассмотрено в
работе [11].
Проведенные нами исследования для случая,
когда рабочим веществом является фреон-502,
показывают, что условия его взаимодействия
с маслом осложняются селективной
растворимостью, из-за которой нормированный состав
изменяется и смесь перестает быть азеотропной
во всем интервале давлений и температур. При
этом отклонение тем больше, чем ниже
температура, выше давление и концентрация масла.
В работающей холодильной машине нет
условий для того, чтобы компоненты смеси
достигли состояния термодинамического
равновесия. Поэтому даже точные исследования
равновесных параметров не могут дать полного
представления о реальных процессах, происходящих
в аппаратах и компрессоре.
В неработающей машине, при длительной
стоянке, распределение компонентов тройной смеси
приближается к равновесному, и тогда, как
показано на рис. 3, отклонение от
нормированного состава может быть заметным. При
длительной работе холодильной машины
постепенное увеличение неконтролируемых отклонений от
азеотропного состава холодильного агента в
испарителе возможно под влиянием фазовых
переходов частичного поглощения и переноса
фреона-22 циркулирующим маслом. Это
наблюдается при работе холодильных установок на не-
азеотропных смесях, в связи с чем
рекомендуется [12] применять трубные аппараты такого
типа, в которых пар и жидкость продвигаются
совместно. Обнаруженные лабораторными
опытами неизбежные отклонения от строгой азео-
тропности в смеси, именуемой фреон-502,
вероятно, не столь существенны, чтобы требова-
18
лись особые рекомендации по изменению
обычной системы холодильной машины.
Лабораторные исследования и опыт
эксплуатации показывают, что синтетическое масло
ХФ-22с-16 может применяться при
эксплуатации компрессорных установок, работающих на
фреоне-502. Селективное растворение фреона-22
в масле несколько изменяет основные
термодинамические характеристики фреона-502. Вместе
с тем это явление обеспечивает нормальную
циркуляцию масла в низкотемпературных
установках.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б а д ы л ь к е с И. С. Термодинамические свойства
азеотропной смеси фреона-22 и фреона-115.. — В сб.:
«Хладагенты и аппараты». М. ВНИХИ, 1970.
2. L 6 f f 1 е г Н.. — «Kaltetechik— KHma-tisierung»,
1967, Bd. 19, Nr. 7, S. 201—207.
3. Du Pont, Freon, Technic Bulletin, T-502, Wilmington,
Delaware, 19898, USA, Freon Products Division.
4. McHarnessR., Chapman D. — «ASHRAE
J.», 1962, Vol. 4, № 1, pp. 49—50.
Ряд газов и жидкостей (фреоны-12, 22, 31
хлор и т. д.) при взаимодействии с водой
образуют так называемые клатратные соединения из
молекул легкокипящих веществ, включенных в
пустоты твердой кристаллической структуры,
составленной из молекул воды [1]. Эти
соединения, называемые также газовыми гидратами,
описываются формулой
М.яН20,
где М — молекула гидратообразующего агента;
п — число молей воды, приходящееся на один моль
гидратообразователя.
Условия существования гидратов
определяются фазовой диаграммой.
Способность легкокипящих веществ к
образованию газовых гидратов можно использовать
для производства холода при плюсовых
температурах.
Холод можно получить двумя способами:
— повышением давления холодильного
агента и переводом его в жидкое состояние путем
термохимической компрессии [2, 3];
— плавлением гидратов при температурах
более низких, чем температура окружающей
среды.
Первый требует затраты низкопотенциального
тепла. Преимущество его перед теплоиспользую-
щим абсорбционным способом получения холода
5. М е л ь ц е р Л. 3., Д р е м л ю х Т. С, Семе-
н ю к В. А. Экспериментальное исследование свойств
смесей фреона-22 со смазочными маслами. —
«Холодильная техника», 1965, № 2, с. 33—36.
6. Быков А. В., С а п р о н о в В. И. Исследование
характеристик бессальникового компрессора при
работе на фреоне-502. — «Холодильная техника»,
1971, № 6, с. 8—12.
7. 3 а х а р о в В. С, Я к о б с о н В. Б. Исследование
герметичных компрессоров при работе на фреонах-
502 и 22. — «Холодильная техника», 1970, № 5, с. 6—
10.
8. Д р е м л ю х Т. С. Экспериментальное исследование
t, p, ?-параметров раствора фреона-22 и масла ХФ-
22с-16. — В сб.: «Холодильная техника и технология».
Киев, «Техника», 1968, № 6.
9. Р h i 1 1 i p p L., T i f f a n i В. — «Refrig. Engng»,
1934, Vol. 27, № 5, pp. 737—742.
10. Else у H., Flowers К., К e 1 1 e у К. —
«Refrig. Engng», 1952, Vol. 60, № 7, pp. 68—79.
И. Мельцер Л. З. Смазка фреоновых холодильных
машин. М., «Пищевая промышленность», 1969,
12. Кузнецов А. П. Применение неазеотропных
смесей фреонов в компрессионных холодильных машинах.
Канд. дис. Одесса, 1965.
в существенном снижении температуры
горячего источника (до 40° С).
При втором способе затрачивается
электроэнергия. Преимущество его перед
компрессионным способом (при не меньшей величине
эффективной удельной холодопроизводительности)
заключается в снижении расхода холодильного
агента, циркулирующего в цикле, в 4—5 раз.
В данной статье рассматривается первый
кристалл огидратный способ получения холода. В
качестве гидратообразующего вещества и
одновременно холодильного агента использован хлор.
Гидратные свойства хлора:
Температура в инвариантных точках, °С
верхней 28
нижней 0,22
Давление в инвариантных точках, бар
верхней 8,3
нижней 0,35
Состав гидрата, моль Н20/моль агента 6,2
Теплота образования гидрата (из газа и воды),
кДж/Моль 67
Плотность гидрата, кг/л 1,31
Растворимость агента в воде (при 20°С и 760 мм
рт. ст.), кг/т 7,29
Кристаллогидратная холодильная установка
(рис. 1) работает следующим образом.
Пары хлора при давлении 4,14 бар поступают
в кристаллизатор / и смешиваются с водой. В
621.575.9
О кристаллогидратом способе получения холода
Канд. техн. наук Л. Ф. СМИРНОВ, Е. И. КЛЕЩУНОВ
Одесский технологический институт холодильной промышленности
2*
19
Теплая
бода
г?_)
Охлаждаемая бода
Охлаждаю\
щая бд#а
Рис. 1. Схема
кристаллогидратной
новки.
холодильной уста-
результате перемешивания при температуре
около 21° С образуются кристаллогидраты.
Выделяющаяся теплота отводится охлаждающей водой,
циркулирующей через змеевик. Температура
этой воды для обеспечения температурной
разности при теплопередаче должна быть ниже, чем
температура, при которой образуются гидраты.
Кристаллогидратная суспензия — смесь
твердых гидратов хлора A5—20% по массе) и
воды — насосом 2 перекачивается из
кристаллизатора через теплообменник 3, в котором она
нагревается до температуры порядка 28° С, в
плавитель-отстойник 4, работающий под
давлением около 8,83 бар.
Плавитель-отстойник представляет собой
вертикальный аппарат, выполняющий две функции.
В верхней и средней частях аппарата, плавите-
ле, находясь на поддерживающих решетках,
плавятся кристаллогидраты холодильного агента
в результате подвода низкопотенциального
тепла в виде какого-либо теплоносителя (теплой
воды, пара низкого давления, термальной воды),
циркулирующего по змеевику, встроенному в
плавитель. Гидраты плавятся при температуре
около 30° С, образуя жидкий холодильный
агент и воду. В нижней части аппарата,
отстойнике, вследствие разности плотностей
разделяются жидкие хлор и вода. Вода после
регенерации тепла в теплообменнике возвращается в
кристаллизатор на рециркуляцию. Жидкий хлор
после дросселирования в вентиле 5
направляется в испаритель 6.
В испарителе жидкий хлор выкипает при
температуре 4° С, создавая холодильный эффект.
Затем пары холодильного агента вследствие
разности давлений, возникающей при
образовании гидратов, поступают вновь в
кристаллизатор. Процесс гидратообразования протекает с
падением давления газовой фазы.
В схеме установки не предусмотрено
переохлаждения жидкого агента холодным паром после
испарителя. Как показывают расчеты, при
использовании переохладителя энергетическая
эффективность установки вследствие небольшой
тепловой нагрузки этого аппарата повышается
незначительно.
Процессы, происходящие в
кристаллогидратной холодильной установке, их направление, а
также параметры узловых точек холодильного
цикла представлены на фазовой диаграмме для
системы хлор — вода (рис. 2).
»:
-Е~
ИИ)
1 1 1 1 f
Жидкий хлоп+eudpami
или
1
Г
бода* гидрат
Пары хлора*гидрат 1
JL-
"Н—г
FF
т
r>v
i
1
\?Щ
\2&
Ш
Щ
ш
Ш
ж
;
г
S;
{
~1
j
—•¦
/п
?2
' »_
-С
L
i
i !
Жид
Ь
В
ВИТ-
кий хлда*^
ода
V
Оары хлора*-.
бода\
i
1
Уф,
щ
ш
щ
щ
, !
1
]
О 2 Ч 6 8 10 12 Щ 16 18 го 22 24 26 28 30..
Температура, °С
W
Рис. 2. Фазовая диаграмма для системы хлор — вода:
1 — 1" — кипение хлора в испарителе; 1" — А — нагрев
газообразного хлора в кристаллизаторе (А — точка
образования гидратов); А — 2 — сжатие
кристаллогидратной суспензии насосом, процесс близок к
изотермическому; 2 — L — нагрев суспензии в теплообменнике;
L — В — нагрев суспензии в плавителе за счет подвода
тепла от горячего источника (В — точка плавления
гидратов); В' — 1 — дросселирование жидкого хлора в
области влажного пара, процесс протекает вдоль кривой
упругости (В' — точка разделения жидкого хлора и воды
в отстойнике); В — 3 — охлаждение рециркуляционной
воды в теплообменнике; 3 — 4 дросселирование воды
при поступлении ее в кристаллизатор, процесс
вследствие малого перепада давлений близок к
изотермическому; 4— А —охлаждение рециркуляционной воды в
кристаллизаторе за счет отдачи тепла холодному источнику.
Кривая Е — ВИТ — F представляет собой
кривую упругости паров хлора, незначительно
измененную вследствие присутствия воды. Д—
НИТ—ВИТ—С — гидратная кривая, левее
которой гидраты хлора образуются, а правее—
плавятся. В точке ВИТ (верхней инвариантной
точке) сосуществуют четыре фазы: жидкий хлор,
вода, твердый гидрат и газообразный хлор.
В точке НИТ (нижней инвариантной точке)
также сосуществуют четыре фазы: вода, лед,
твердый гидрат и газообразный хлор.
Движущей силой процесса образования гидра-
20
тов является разность температур АТг{А—К)
между равновесной температурой гидратообра-
зования и температурой суспензии в
кристаллизаторе при том же самом давлении. Равновесная
температура гидратообразования связана с
положением моновариантной гидратной кривой
ВИТ—НИТ, зависящим от выбранного
давления. Температура суспензии в кристаллизаторе
измеряется термодатчиком, погруженным
непосредственно в объем перемешиваемой
суспензии.
Движущей силой процесса плавления
гидратов является разность ДТ2 (L—В) между
температурой разложения гидратов в плавителе-от-
стойнике и равновесной температурой
гидратообразования при том же самом давлении.
Положение точек на фазовой диаграмме
определяется:
/ — нижний предел — температурой
охлаждающей воды, циркулирующей в
кристаллизаторе для отвода теплоты гидратообразования, и
разностью температур на гидратообразование
Д7\ (например, при температуре охлаждающей
воды 15° С и A7\=l,2° С температуру в точке 1
нежелательно иметь ниже 4° С. Такой параметр
достаточен для производства холодной воды с
температурами 8 — 10° С, пригодной для нужд
кондиционирования воздуха); верхний предел —
требуемой температурой охлаждаемой воды с
учетом разности температур на теплопередачу
в испарителе;
А — температурами холодного источника и
кипения холодильного агента, а также величиной
A7Y,
В — разностью температур на плавление
гидратов АТ2 (для обеспечения высокой скорости
плавления достаточно ЛТ2=2~3° С) и
требованием получения холодильного агента в жидкой
фазе после плавления гидратов. По этом
причинам она лежит на кривой упругости Е — F
правее гидратной кривой С—ВИТ;
3 — расчетным путем с учетом относительных
значений теплоемкостей потоков суспензии,
нагревающейся (процесс 2 — L) и
рециркуляционной воды, охлаждаемой (процесс В — 3)
в теплообменнике.
Для описанной установки был проведен
тепловой расчет.
Тепловой баланс установки в удельных
величинах описывается выражением
9о + ?пл + ?н + 9меш — 9кр>
где <70 — холодопроизводительность 1 кг
холодильного агента;
<7пл — теплота, подведенная от горячего
источника к гидратам в плавителе;
<7н> <7меш — теплоты, эквивалентные затратам работы
насоса суспензии и перемешивающего
устройства в кристаллизаторе (значения этих
величин незначительны);
<7кР — теплота, отводимая из кристаллизатора
охлаждающей водой.
*' Ниже сопоставлены энергетические
характеристики кристаллогидратной установки (I),
полученные в результате теплового расчета, с
характеристиками бромистолитиевой
абсорбционной холодильной установки (II) той же
производительности [4 ]:
i и
Холодопроизводительность, кВт 23,3 23,3
Температура воды, °С
горячей . • 40 70
охлажденной 8 10,5
охлаждающей 15 22
Кратность циркуляции, кг/кг 13,07 12,4
Расход воды, м3/ч
горячей 11,1 7,4
охлаждающей 22,2 7,15
Тепловой коэффициент 0,3 0,7
Преимуществами кристаллогидратной
установки, помимо указанного выше — более
низкая температура горячего источника D0° вместо
70° С у абсорбционных установок), — являются
меньшие металлоемкость и капитальные
затраты в связи с исключением из схемы конденсатора.
Недостаток — потребность в более низкой
температуре охлаждающей воды, циркулирующей
через кристаллизатор. Количество ее вследствие
большой величины теплоты образования
гидратов довольно значительно.
Кр иста л л огидр атные холодильные установки
можно использовать для охлаждения воды или в
системах кондиционирования воздуха. Кроме
того, они могут служить для одновременного
опреснения воды и производства холода, а
также для одновременного разделения газов и
производства холода.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Von StackelbergM., MullerH. R. Feste
Gashydrate. II Struktur und Raumchemie. — «Zeit-
schrift fur Electrochemie», Bd. 58, 1954, Nr. 1.
2. Смирнов Л. Ф., К л е щ у н о в Е. И. Способ
получения холода. Авторское свидетельство
№ 355459. — «Открытия, изобретения,
промышленные образцы, товарные знаки», 1972, № 31, с. 136.
3. Смирнов Л. Ф., К л е щ у н о в Е. И.
Холодильная установка. Авторское свидетельство № 360525.—
«Открытия, изобретения, промышленные образцы,
товарные знаки», 1972, № 36, с. 100.
4. РозенфельдЛ. М., Ткачев А. Г.
Холодильные машины и аппараты. М., Госторгиздат, 1960.
21
621.564.22:536.63
Изохорная теплоемкость аммиака
Канд. техн. наук А. В. КЛЕЦКИЙ, Т. И. РЯБУШЕВА, Н. С. ЕРШОВА
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
Л. П. БРУЙ
Хабаровский политехнический институт
Аммиак находит ]широкое применение в
химической промышленности для производства
ряда соединений. В последнее время
рассматривается целесообразность использования
аммиака в теплоэнергетике [1, 2]. Однако в
справочной литературе до сих пор нет надежных и
полных таблиц его теплофизических свойств.
В настоящей работе проведены измерения
изохорной теплоемкости аммиака в области
двухфазного и однофазного состояний в
диапазоне температур от —48 до 131° С. Большинство
экспериментальных точек лежит в области
влажного пара, где в основном и протекают процессы
цикла холодильной машины. Поэтому
уточнение теплофизических свойств аммиака в этой
области имеет большое значение для
холодильной техники.
Измерения выполнены методом
непосредственного нагрева исследуемого вещества в
запаянном вакуумном адиабатном калориметре.
Эскиз калориметра представлен на рис. 1.
Калориметр выполнен из стальных труб (Ст.
Х18Н10Т). Толщина стенки цилиндрической
части труб и доньев равна соответственно 0,38
0W
Рис. 1. Калориметр:
/, 5 — нижняя и верхняя части корпуса калориметра;
2 — нагреватель; 3 — мешалка; 4 — центральная
трубка; 6 — платиновый термометр сопротивления.
и 0,5 мм. Концы труб отбортованы и сварены
электронным лучом. По вертикальной оси
калориметра расположена трубка 4 из той же стали,
в которую помещен отградуированный в
четырех реперных точках платиновый термометр
сопротивления 6 [ *00 = l, 39252).
Для обеспечения лучшего выравнивания
температуры вещества в калориметре по наружной
поверхности трубки 4 движется пермаллоевая
мешалка 3. Нагреватель 2 выполнен из
изолированной константановой проволоки,
помещенной в спирально свитый капилляр диаметром
2 мм из нержавеющей стали. Калориметр опрес-
сован на давление 160-10~5 Н/м2.
Чтобы исключить теплообмен с окружающей
средой, экранированный двумя ширмами
калориметр [3] подвешивали на кольце в камере,
где создавали вакуум ~10~5 мм рт. ст. С
помощью трехканальной системы автоматического
регулирования, выполненной на базе
микроамперметров Ф 116/1 и бесконтактных
корректирующих приборов КП1-ТД, обеспечивали с
точностью 0,001° С совпадение температур
калориметра, кольца и внутренней ширмы, а также
заданную разность температур между
ширмами.
Питание нагревателя калориметра
осуществлялось от стабилизатора напряжения У1136.
Сопротивление платинового термометра,
напряжение и силу тока в нагревателе калориметра
измеряли с помощью потенциометра Р348,
делителя напряжения и катушек эталонного
электрического сопротивления.
По данным хроматографического анализа,
использованный в опытах аммиак содержал 99,96 %
основного продукта, 0,03% воды, 0,5 мг/л
масла и 0,46 мг/л нелетучего остатка.
Опыты проводили на двух калориметрах,
объемы которых определяли калибровкой по воде:
при 20° С они оказались равными 90,59+
+ 0,09 см3 и 88,72 + 0,03 см3.
По балансам заполнения исследуемым
веществом и выпуска его после опытов установили, что
в первый калориметр было загружено 9,58 +
+ 0,03 г, а во второй— 30,863 ±0,006 г
аммиака. Это соответствует значениям удельных
объемов аммиака vx ж 9,5 дм3/кг и v2 «
ж 2,9 дм3/кг (рис. 2).
22
t;c\
no
*H
Ml
\\\v
\:
\
! \
i
i
^1
\\\J
\\ \!
\^i
\ ч
V
г
N
^
ffr
.^>
^*"S<^/
^^^^
\^-^i
^^\
&?
5 10 25цдм3/к&
Рис. 2. Изображение экспериментальных квазиизохор в
t, и-диаграмме.
Теплоемкость пустых калориметров составляла
от 15 до 50% теплоемкости заполненных. С
помощью крупномасштабных графиков находили
сглаженные значения теплоемкостей пустых
калориметров при средних температурах опыта для
заполненных. Разность теплоемкостей,
отнесенная к одному грамму вещества, и
представляет собой удельную теплоемкость аммиака
cv на квазиизохорах.
Поправку на неизохоричность, связанную с
изменением объема калориметра в процессе
нагрева, вычисляли по формуле:
dp \ dv
ср1~5г" "Зг"»
. = 7\
0)
которая для двухфазного состояния представля
ется в следующем виде:
г dv
c7 — cv= v" _ v' • ~df •
B)
Величины теплоты парообразования г,
удельных объемов v' и v", производной
др_
дТ
определяли с помощью таблиц из работы [4].
Производную -^-, учитывающую изменение
объема калориметров, устанавливали
аналитически, при этом принимали во внимание
зависимости коэффициента линейного расширения,
модулей Пуассона и упругости стали от
температуры, а давление в калориметре находили по
таблицам [4]. Величина поправки с^ — cv
близка к нулю в области низких температур и
достигает 1—5% величины теплоемкости при
наиболее высоких температурах. Результаты
обработки опытных данных приведены в
таблице.
С повышением температуры теплоемкость
аммиака в двухфазном состоянии возрастает, а при
переходе из двухфазной в однофазную область
скачкообразно падает. Теплоемкость cvl> cv2,
так как в первом калориметре значительно
больше*
S ъ «
О с ?
cU О Н
1
2
3
4
5
б
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
Средняя
температура
опыта, t, °C
Подъем
температуры
в опыте At, °С|
Удельный|
объем
v- Юз,
м3/кг
Первый калориметр
—48,22
—43,05
—36,92
—30,89
—24,96
— 19,13
—6,14
2,09
10,22
18,11
25,76
32,57
40,45
48,12
54,05
59,82
65,42
75,23
80,42
85,47
90,38
95,17
98,69
101,57
104,90
108,15
110,54
112,91
115,91
118,82
125,15
128,42
130,75
174
192
100
006
894
5,796
8,550
8,289
8,030
778
548
122
320
028
862
710
551
283
144
014
886
747
356
417
303
230
595
169
955
896
038
562
3,158
9,42
9,43
9,43
9,43
9,44
9,44
9,44
9,45
45
46
46
47
47
48
48
9,49
9,49
50
50
51
51
52
52
53
53
53
54
54
54
55
55
56
9,56
Второй калориметр
—46,53
—40,54
—34,60
—28,74
— 16,02
—8,77
—2,22
4,21
10,57
16,83
23,02
29,13
35,25
41,29
45,93
47.15
49,59
52,84
56,07
59,26
66,32
74,98
79,53
84,36
88,78
92,14
94,80
97,10
99,72
102,95
999
792
893
833
985
567
483
391
308
219
150
6,071
6,166
916
052
831
268
241
217
192
351
238
884
810
061
673
648
968
243
3,202
,865
,866
,867
,868
,870
,871
,872
,873
,874
,875
,876
,877
,879
,880
,881
,881
,882
,882
,883
,884
,885
,888
,889
,890
,892
,893
,893
,894
,895
2,896
Продолжение
л О
Ном<
опыт
точк
64
65
66
67
68
69
70
71
72
Средняя
температура
опыта, t, °C
107,02
111,52
113,54
119,45
123,28 •
124,27
126,43
127,93
129,13
Подъем
температуры
в опыте Д*.
°С
4,970
4,036
3,942
3,835
3,697
3,192
1,395
1,206
1,218
Удельный
объем
и- 10»,
м»/кг
2,898
2,899
2,900
2,902
2,903
2,904
2,905
2,906
2,907
Изохорная
теплоемкость
аммиака cv,
кДж/(кг-°С)
6,132
6,300
6,455
6,645
6,920
7,012
7,202
3,037
2,992
шее количество тепла расходуется на
испарение жидкости.
Суммарная относительная погрешность в
измерении теплоемкости была найдена для каждой
точки по формуле:
с2 —Си С2 —Сп °v
где Ас и Асп — абсолютные погрешности теплоемкости
заполненного и пустого калориметра,
которые учитывали ошибки измерения
силы тока и падения напряжения на-
нагревателе, а также погрешности
измерения времени и подъема температуры;
Ьт — относительная погрешность определения
массы аммиака.
Последние два слагаемых в формуле
являются ошибками отнесения.
Для первого калориметра установили, что
в диапазоне средних температур до 98° С макси-
В последние годы проводится большая работа
по реконструкции плодоовощных баз. Вместо
неохлаждаемых деревянных хранилищ
строятся одноэтажные (с подвалом и без подвала) и
многоэтажные холодильники с искусственным
охлаждением и вентиляцией.
При хранении картофеля и овощей под
влиянием биологических процессов выделяются
углекислый газ, влага и избыточное тепло, но это
выделение происходит довольно медленно из-за
плохой теплопроводности насыпного слоя. По-
мальная относительная погрешность не
превышала 0,7%, причем ее составляющая,
переменная для различных точек, не должна превышать
0,32%. Это хорошо согласуется с разбросом
опытных точек. При температурах выше 98° С
максимальная расчетная относительная
погрешность достигает 1,2%. Точность опытных точек
для второго калориметра была существенно
выше.
Расчеты показали, что для большинства
опытных точек в области влажного пара
максимальная относительная погрешность не превышает
0,3%, а переменная ее часть — 0,22%. В
некоторых точках расчетная максимальная
погрешность достигает 0,45%. Отклонения всех
экспериментальных точек от осредняющей плавной
кривой находятся в пределах 0,25%. Для
опытных точек в однофазной области состояний
максимальная погрешность составляет 0,7%
величины теплоемкости.
Полученные экспериментальные данные
могут быть использованы при разработке таблиц
теплофизических свойств аммиака.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. ТетельбаумС. Д. К выбору рабочего тела
низкотемпературного контура бинарных
энергоустановок. — «Известия вузов. Энергетика», 1970, № 8, с. 57.
2. П о н я т о в В. А., Эткин В. А.,
Бирюков В. П. Исследование эффективности бинарных
паротурбинных установок на низкокипящих
веществах. — «Известия вузов. Энергетика», 1970, № 12,
с. 107.
3. Ч а ш к и н Ю. Р. Экспериментальное изучение
факторов, влияющих на форму особенности теплоемкости
cv в критической точке жидкость — пар. Дисс. на соиск.
учен. степ. канд. физ.-мат. наук. МГУ, 1967.
4. ВукаловичМ. П., Д з а м п о в Б. В.,
Зубарев В. Н. Таблицы теплофизических свойств
аммиака. — «Теплоэнергетика», 1960, № 1, с. 63—69.
этому температура воздуха в хранилище, как
правило, бывает ниже температуры в толще
насыпного слоя. Например, разница в
температуре между слоями картофеля при закромном
хранении может составлять 4—5° С, причем она
возрастает от нижних слоев к верхним,
достигая максимальной величины в 10—25 см от
поверхности [1].
Повышение температуры во внутренних слоях
насыпи (закрома, штабеля, контейнеры)
приводит к усилению дыхания, ухудшению качества
536.24:635.037.1
Теплообмен при охлаждении картофеля и овощей в насыпном слое
Канд. техн. наук И. Г. АЛЯМОВСКИЙ
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
24
и порче картофеля и овощей. Поэтому возникает
необходимость в регулировании процессов
дыхания путем снижения температуры продуктов,
а также в регулировании процессов образования
тепла. Оба эти процесса взаимосвязаны.
Одним из действенных способов охлаждения
и выравнивания температуры по высоте
насыпи является проточная вентиляция слоя. Этот
метод в последнее время получил название
«активного вентилирования» [2]. Впервые он был
использован в 1950 г. в Голландии для
охлаждения насыпи картофеля наружным холодным
воздухом [3].
Активное вентилирование — это продувание
по мере надобности холодного воздуха через
всю толщу насыпи картофеля или овощей,
благодаря чему происходит их быстрое
охлаждение и выравнивание температуры. Это, в свою
очередь, приводит к снижению потерь и
увеличению возможной высоты загрузки хранилищ,
так как теперь уже высота насыпи определяется
не столько условиями теплообмена, сколько
механическими свойствами продукта [4].
Теплообмен в насыпном слое картофеля или
овощей — очень сложный процесс и изучен
еще недостаточно. Нам известны, например,
всего две работы [5, 6], в которых при
некоторых допущениях дается решение задачи о
теплообмене в насыпном слое. Одно из основных
допущений — это пренебрежение препадом
температур по объему продукта, например клубня, т. е.
рассматривается слой, состоящий из отдельных
частиц с большой теплопроводностью (случай
простого охлаждения, когда критерии
неравномерности температурного поля равны единице).
Однако нетрудно показать, что при охлаждении
картофеля и овощей в насыпном слое перепад
температур (или неравномерность
температурного поля) по объему каждой единицы продукта
значителен. Для иллюстрации этого на рис. 1
приведены зависимости критериев
неравномерности температурного поля г|) и E от величины
критерия Bi, т. е. условий теплообмена.
' 0 0,2 44 0,6 0,8 1,0 1,2 1,U 1,6 (8 2,0
критерий 81
Рис. 1. Зависимость критериев неравномерности
температурного поля "ф и р от величины критерия Bi.
Критерий \|э — есть отношение избыточной
температуры поверхности продукта к
избыточной среднеобъемной температуре, а критерий
Р — отношение избыточной температуры
поверхности к избыточной температуре центра
продукта, т. е.
t(R,x)-tc
ф = -^тгт—:—, A)
t (v — tc
/(/?,т) —*с
Р— f@, т) — tc > B)
где / @, т) и t (R, т) — температура соответственно в цент-
_ ре и на поверхности продукта;
t (т) — среднеобъемная температура
продукта;
tc — температура окружающего воздуха.
Однако имеется решение аналогичной задачи,
которое учитывает неравномерность
распределения температуры по объему продукта. В этом
случае задачу о теплообмене в слое с
некоторыми допущениями можно сформулировать
следующим образом.
Через слой неподвижных сферических тел
радиуса R, имеющих начальную температуру
t(r,0) = t0, в момент времени т = 0 начинается
в направлении х движение потока холодного
воздуха, имеющего на входе в слой температуру
0О. Действительная скорость перемещения
воздуха в слое v, проходное сечение для воздуха
(порозность) т. Поверхность сферических тел
на единицу объема насыпного слоя F м2/м3.
Коэффициент теплоотдачи а от воздуха к
поверхности тела постоянен, как и все параметры,
характеризующие физические свойства системы.
Допущения: пренебрегаем тепловыделениями
внутри продукта (ввиду краткосрочности
процесса охлаждения) и тепловым взаимодействием
между сферическими телами вследствие
излучения и непосредственного соприкосновения и
считаем, что размер сферических тел весьма мал
по сравнению с высотой слоя.
Решение этой задачи [7] дает возможность
определить температурное поле охлаждающего
воздуха по всему объему насыпного слоя как
функцию высоты слоя х и времени т, а также
температуру в продукте, расположенном на
высоте х от основания насыпи.
В практике же охлаждения и хранения
картофеля и овощей больший интерес представляет
температура в центре продукта, например,
клубня, среднеобъемная температура продукта и
температура охлаждающего воздуха в слое.
Тогда решение задачи [7] после несложных
преобразований можно представить в
следующем виде.
Безразмерная температура в центре сферы
(продукта), расположенной на расстоянии х от
основания насыпного слоя:
25
¦ t (О, т)
»°= ~t0-B0 =1~ 2 ^fl-Mr-Mn-^jexpx
X
ra=l
X Ho-
x , Bi 1 1m m X
-jf+—-— jMr-Mn-jp
.,i«#c(Ho--?•)]+...
expX
C)
Безразмерная температура охлаждающего
воздуха в слое картофеля или овощей:
»в = -e7=t" = l " 2 Л>.Мп^-ехР)
/1=1
X
[-^Л-(но-4
D)
В формулах C), D):
Лп — начальные тепловые амплитуды для тел
сферической формы;
\хп — корни характеристического уравнения
\х
(величины Лп и \in табулированы [8] и даны для п = 1
и п — 2 в таблице);
- * л
sin \in _
Ил '
Я* =
а:=л
i*il
2 SinjJl??>
величины Л*, Л** и Б* нами табулированы для Bi в
интервале от 0 до 3,00 (случай теплообмена картофеля
и овощей в насыпном слое) и приведены в таблице;
Mr
К
Bi
С
МГ:
VCB
•критерий Маргулиса [8], являющийся
Bi:
Мерой отношения удельного тепла,
отнятого от продукта, к теплу,
перенесенному теплоносителем через насыпной слой;
св — удельная теплоемкость воздуха,
ккал/(м3.°С);
с — удельная теплоемкость продукта,
ккал/(м3.°С);
v — скорость движения воздуха в слое, м/ч;
а — коэффициент теплообмена от продукта к
воздуху, ккал/(ч'М2-°С);
aR
—у- — критерии Био.
X — теплопроводность продукта,
ккал/(ч-м-°С);
FR
Мп = ——-—критерий Миниовича [8], состоящий из
величин, характеризующих геометрию
слоя;
т — порозность насыпного слоя;
VX
Но = —р- — критерий гомохронности.
Для определения среднеобъемной
температуры продукта можно воспользоваться
критериями неравномерности температурного поля я|)
и р. В самом деле, зная температуру в центре
продукта ?@, т), условия теплообмена —
критерий Био и температуру 6 охлаждающего
воздуха в слое — из соотношений A) и B) получим,
имея в виду, что 6 = tc:
Р ¦*(•*) —f с
Bi
0,0
0,1
0,*
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Ы
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2,0
2,5
3,0
М<1
0,0000
0,5423
0,7593
0,9208
1,0528
1,1656
1,2644
1,3525
1,4320
1,5044
1,5708
1,6320
1,6887
1,7414
1,7906
1,8366
1,8798
1,9203
1,9586
1,9947
2,0288
2,1746
i 2,2889
Al
1,0000
1,0297 1
1,0592
1,0880
1,1164
1,1440
1,1713
1,1978
1,2237
1,2488
1,2732
1,2970
1,3200
1,3424
1,3640
1,3848
1,4051
1,4247
1,4436
1,4618
1,4793
1,5579
1.6223
*
A\
1,0000
0,9800
0,9603
0,9406
0,9213
0,9020
0,8832
0,8646
0,8463
0,8283
0,8105
0,7932
0,7762
0,7597
0,7434
0,7275
0,7121
0,6971
0,6822
0,6680
0,6540
0,5897
0,5337
**
A\
1,0000
1,0091
1,0172
1,0234
1,0285
1,0319
1,0345
1,0356
1,0356
1,0343
1,0320
1,0288
1,0246
1,0198
1,0140
1,0075
1,0005
0,9931
0,9850
0,9764
0,9675
I 0,9187
1 0,8659
*
*l
1,0000
1,4410
1,3841
1,3292
1,2764
1,2255
1,1766
1,1297
1,0846
1,0414
1,0000
0,9603
0,9224
0,8860
0,8513
0,8181
0,7864
0,7560
0,7271
0,6994
0,6730
0,5577
0,4661
M-2
4,4934
4,5157
4,5379
4,5601
4,5822
4,6042
4,6261
4,6479
4,6696
4,6911
4,7124
4,7335
4,7544
4,7751
4,7956
4,8158
4,8358
4,8556
4,8751
4,8943
4,9132
5,0037
5,0870
A2
0,0000
—0,0454
—0,0894
—0,1345
—0,1781
—0,2216
—0,2633
-0,3048
—0,3455
—0,3854
—0,4244
—0,4626
—0,4999
—0,5364
—0,5720
—0,6067
—0,6405
—0,6735
—0,7063
—0,7368
—0,7673
—0,9073
—1,0288
*
^2
0,0000
0,0099
0,0194
0,0292
0,0385
0,0478
0,0567
0,0654
0,0739
0,0521
0,0901
0,0977
0,1051
0,1121
0,1189
0,1253
0,1314
0,1373
0,1430
0,1481
0,1530
0,1737
0,1882
**
^2
0,0000
—0,0004
—0,0017
—0,0039
—0,0069
—0,0106
—0,0149
—0,0199
—0,0255
—0,0317
—0,0382
—0,0452
—0,0525
—0,0601
—0,0680
—0,0760
—0,0842
—0,0925
—0,1010
—0,1091
—0,1174
—0,1576
—0,1936
*
в2
1,0000
1,0044
1,0078
1,0102
1,0116
1,0119
1,0113
1,0098
1,0074
1,0041
1,0000
0,9951
0,9895
0,9832
0,9762
0,9687
0,9605
0,9520
0,9429
0,9334
0,9235
0,8697
0,8116
26
или
t(T):
*
¦[*@,т)-*с] + *с.
E)
Величина -~- = / (Bi) приведена на рис. 1.
Указанные в статье зависимости A)—E) и
данные таблицы и рис. 1 позволяют полностью
провести теплофизический расчет процесса
охлаждения насыпного слоя картофеля или
овощей при проточном вентилировании.
Проиллюстрируем это расчетом охлаждения
насыпи картофеля.
Пример. Дана насыпь картофеля высотой h = 3 м. Теп-
лофизические характеристики картофеля следующие:
средний диаметр клубня d = 0,05 м; теплоемкость с =
= 0,86 ккал/(кг • ° С); теплопроводность X = 0,52
ккал/(ч • м • °С); плотность р = 1095 кг/м3;
насыпная масса (масса единицы объема) рн = 700 кг/м3.
Начальная температура t (г, 0) = 15 ° С. Охлаждение
ведется воздухом, температура которого на входе в слой
0О = о° С. Удельный расход воздуха на проточное
вентилирование насыпи w = 300 м3/(т • ч); теплоемкость при
0° Ссв = 0,241 ккал/(кг • ° С), плотность рв = 1,252 кг/м3.
Коэффициент теплоотдачи для этих условий охлаждения
а = 9 ккал/(ч • м2 • ° С).
Требуется найти изменение температуры картофеля по
высоте насыпи во время охлаждения.
Найдем исходные расчетные величины:
порозность (или скважность) насыпного слоя
т= 1— ~у- = 1 — 0,64 = 0,36,
поверхность картофеля, приходящаяся на 1 м3 слоя,
УГ'2/мЗ-
6A —т) 6-0,64
Р= d ^-q^--76,8mVm3
скорость перемещения охлаждающего воздуха в слое
wh9n 300-3.0,7 '
— : 1750 м/ч;
критерии
Мг =
а
0,36
9
vcB ~ 1750-0,241.1,252
(св — в ккал/(м3-°С);
FR 76,8-0,025
Мп = -
0,36
1,7044-Ю-2;
= 5,3333;
aR 9-0,025
Bi = -r-= й со -0,43;
X ~ 0,52
vx 1750т
Но = —^- =
R ~ 0,025
= 0,7.105т;
__ _Мг_ с^ 1,7044.10-2-0,24Ь 1,252 _
Kz= Bi * с = 0,43.0,86-1095 -
= 1,2700-Ю-5.
Из таблицы найдем для Bi = 0,43:u.x = 1,0866;
Аг= 1,1247; Л* = 0,9155; А** = 1,0295 и В* = 1,2661
Для условий теплообмена, рассматриваемых
в примере, можно ограничиться одним членом
ряда C). Все остальные расчеты проведены по
уравнению C), а результаты их представлены
на рис. 2.
15
i
V
У
У/
7
й/
ЪУ^
^7^а
0,5 1,0 1,5 2,0 2J
Высота от оонобания насыпи, х, м
3,0
Рис. 2. Изменение температуры в центре клубня по
высоте насыпи и времени охлаждения
На рис. 2 показано изменение температуры
картофеля (в центре клубня) по высоте
насыпного слоя х и по прошествии времени т от
начала охлаждения (время — в часах).
Аналогично рассчитывается и изменение
температуры охлаждающего воздуха по высоте
слоя, для чего используется соотношение D).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Колесник А. А. Тепловыделение при дыхании
и его влияние на сохраняемость плодов и овощей. —
«Сборник научных работ» (Московский институт нар.
хоз-ва), 1964, вып. XVII. с. 34.
2. Сабуров Н. В. Активное вентилирование при
хранении картофеля и капусты. — «Доклады ТСХА»,
1963, вып. 93, с. 47.
3. О р h u 1 s В. — «Netherlands J. of Agricultural
Science», 1957, Vol. 5, № 3, p. 180.
4. Волосов Ю. В. О высоте слоя картофеля при хра-
при активном вентилировании. —
1963, вып. 93, с. 223.
:Verwarming en Ventilatie», 1954,
Nr. 11, ^S. 31—35. (Цитировано по работе [3]).
Листов П. Н., Калугина Ю. П. Анализ
процесса охлаждения в овощехранилищах. —
«Механизация и электрификация социалистического сельского
хозяйства», 1964, т. XXII, № 5, с. 38.
И в а н ц о в Г. П., Л ю б о в Б. Я. Прогрев
неподвижного слоя шаров потоком горячего газа. —
«Доклады Академии Наук СССР», 1952, LXXXVI, № 2,
с. 293.
Лыков А. В., Михайлов Ю. А. Теория тепло-
и массопереноса. М.—Л., Госэнергоиздат, 1963.
нении в закромах
«Доклады ТСХА»,
5. Businger J
27
621.594
Использование регазификации сжиженного природного газа
для получения сухого льда
А. К. ТРОШИН, Ю. П. КРАСНОВ, В. 3. ЕПИШОВ, Н. И. ХАЙДАР, X. М. БИН
Московский институт нефтехимической и газовой промышленности им. И. М. Губкина
Природный газ может транспортироваться по
трубопроводам в сжиженном состоянии, что
обеспечивает увеличение массового расхода и
снижение затрат мощности на перекачку по сравнению
с транспортировкой его по газопроводам.
Однако при этом требуется изготовлять трубы из
легированной стали, применять тепловую
изоляцию и строить станции сжижения и
промежуточного охлаждения.
В магистральном трубопроводе массовый
расход сжиженного газа может достигать сотен тонн
в час. Следовательно, при удельном расходе
энергии на сжижение природного газа 0,80 кВтХ
X ч/кг на станции сжижения необходимо
установить электродвигатели мощностью сотни тысяч
киловатт.
Преимущество транспортировки газа в
сжиженном состоянии будет в том случае, если в
месте потребления природного газа при
регазификации можно будет получить работу или
уменьшить затраты работы в технологических
процессах, используя сжиженный газ в качестве
холодильного агента или охлаждающего
теплоносителя.
Сжиженный природный газ может применяться
в качестве теплоприемника в тепловых
двигателях, в которых рабочим телом будет
промежуточное вещество или сам природный газ, а тепло-
отдатчиком — речная вода или теплоноситель,
являющийся отходом промышленных
предприятий.
Температура сжиженного природного газа при
давлении 1 кгс/см2 равна — 160° С. При
испарении 1 кг сжиженного природного газа и
нагреве до 0° С в процессе регазификации можно
отвести от теплоотдающего вещества 840 кДж.
Следовательно, регазифицируемый сжиженный
природный газ можно использовать для
охлаждения веществ в различных технологических
процессах.
Величина работы (кВт-ч/кг), которая может
быть получена дополнительно или сэкономлена
в различных установках в процессе
регазификации 1 кг сжиженного природного газа, указана
ниже:
Назначение установки:
получение кислорода и азота при разделении
воздуха 0,694
полимеризация изобутилена 0,171
регазификации с получением работы при
температуре Метана перед турбиной 240°С,
давлении 100 кгс/см2 и конечном давлении
3 кгс/см2 0,089
депарафинизация масел 0,079
получение хладоносителя с температурой
—15°С 0,055
конденсация пара тепловых электрических
станций 0,004
Установки регазификации могут быть пред-
назначаны как для удовлетворения пиковых
нагрузок, так и для постоянного газоснабжения
промышленных предприятий и населенных
пунктов. В последнем случае сжиженный природный
газ может отводиться от магистрального
трубопровода по трубам малого диаметра в
изотермические хранилища и подаваться насосом к
потребителям газа в небольшом количестве.
Регазифицируемый сжиженный природный газ
можно использовать в производстве сухого
льда — для охлаждения и сжижения С02. В этом
случае вспомогательная аммиачная или
фреоновая холодильная машина в каскадных сухолед-
ных циклах не потребуется, а конденсатор С02
будет одновременно являться испарителем
сжиженного природного газа.
Как известно, одним из источников
углекислого газа в установках для производства сухого
льда являются продукты специально сжигаемого
топлива — дымовые газы промышленных
котельных агрегатов, в топках которых может
сжигаться регазифицированный природный газ.
Извлечение СО2 из дымовых газов должно
осуществляться обычным абсорбционно-десорбцион-
ным методом с применением известных
абсорбентов С02, например моноэтаноламина.
Нами сравниваются сухоледные установки
низкого давления, в конденсаторах или в
конденсаторах и промежуточных холодильниках
которых в качестве холодильного агента
используется либо аммиак, либо регазифицируемый
сжиженный природный газ. Расчетным путем
определена работа, затрачиваемая на сжатие
С02 или аммиака при получении 1 кг сухого
льда, а также количество сжиженного
природного газа, которое требуется регазифицировать.
При проведении расчетов конечная
температура воды, охлаждающей С02 или аммиак на выхо-
28
де из последней ступени компрессора, принята
20° С; температура С02, поступающего в
холодильную установку, и аммиака в конденсаторе
вспомогательной холодильной машины равна
25° С. Температура кипения аммиака на 5° С
ниже температуры конденсации С02.
Конденсация С02 предусматривается без переохлаждения.
Сжижение С02 происходит при давлении 9 кгс/см2
и температуре — 43,6° С. Поэтому С02
сжимается только в одном одноступенчатом
компрессоре, в то время как во вспомогательной
аммиачной холодильной машине применяются
двухступенчатые компрессоры (см. рисунок).
Цикл производства сухого льда при низком давлении с
применением вспомогательной аммиачной холодильной
машины.
Технические показатели цикла низкого
давления при 9 кгс/см2 с вспомогательной аммиачной
холодильной установкой и с использованием
регазифицируемого сжиженного природного
газа в качестве охлаждающего теплоносителя в
конденсаторе С02 вместо аммиака (числитель)
и в конденсаторе вместо аммиака и холодильнике
вместо воды (знаменатель) представлены ниже:
Количество С02, получающегося при
льдообразовании или снегообразовании,Д?0, кг/ч 0,818
Количество С02, поступающего в компрессор
первой ступени, glt кг/ч 1,818
Выход сухого льда за цикл 0,549
Работа, затраченная при адиабатическом сжатии 250
С02 в компрессоре первой ступени, кДж/кг . . . -гд~-
Количество тепла, отведенного от СО? в конден- 750
саторах, кДж/кг ^qq
Количество тепла, отведенного от С02 в холо- 198
дильниках, кДж/кг -^г-
Количество аммиака, поступившего в компрессор q 522
первой ступени, кг/ч ——-
Количество аммиака, поступающего в компрес- о gQ2
сор второй ступени, кг/ч —
Работа, затраченная при адиабатическом сжатии yjj
аммиака в компрессоре первой ступени, кДж/кг ~^Г
Работа, затраченная при адиабатическом сжатии g3
аммиака в компрессоре второй ступени, кДж/кг —
Работа, затраченная при адиабатическом сжатии
в цикле без применения регазифицируемого
сжиженного природного газа, кДж/кг 510
Работа, затраченная при адиабатическом сжатии
в цикле с применением регазифицируемого ежи- оэд
женного природного газа, кДж/кг —-
Количество сжиженного природного газа,
испаряющегося в холодильниках при давлении __
10 кгс/см2, кг/ч
0 22
Количество сжиженного природного газа,
испаряющегося в конденсаторах при давлении i 7q
10 кгс/см2, кг/ч '
„ 1,89
Количество сжиженного природного газа,
испаряющегося в холодильниках и конденсаторах при i yg
давлении 10 кгс/см2, кг/ч —-—
2,11
Разность работ, затраченных при адиабатическом
сжатии в цикле с вспомогательной холодильной
машиной и в цикле с применением сжиженного 260
природного газа, кДж/кг -——
Разность работ, затраченных при адиабатическом -
сжатии в цикле с вспомогательной холодильной
машиной и в цикле с применением сжиженного
природного газа, приходящаяся на 1 кг регази- q Q40
фицируемого сжиженного природного газа, кВт-ч/кг ftkt]
При использовании сжиженного природного
газа в качестве охлаждающего теплоносителя в
конденсаторах С02 расход энергии в 2,04 раза,
а при использовании его в конденсаторах и
холодильниках — в 2,6 раза меньше, чем в цикле
с вспомогательной аммиачной холодильной
машиной.
В установках с сжиженным природным газом
в качестве охлаждающего теплоносителя в
конденсаторах и холодильниках расход сжиженного
природного газа значительно выше, чем в
установках, в которых он применяется только в
конденсаторах. Поэтому разность работ,
затраченных в цикле со вспомогательной
аммиачной холодильной машиной и в цикле с
применением сжиженного природного газа,
приходящаяся на 1 кг сжиженного природного газа,
регазифицируемого в конденсаторах или в
конденсаторах и холодильниках, приблизительно
одинакова.
Использование сжиженного природного газа
для охлаждения С02 в холодильниках,
установленных перед ступенями компрессора, может
потребовать изменения оборудования установки
для производства сухого льда. Так, для
перегрева сжиженного природного газа, испаренного
в конденсаторах С02 или в холодильниках, перед
поступлением его в газопровод должен быть
установлен теплообменник.
Для получения 1 кг сухого льда необходимо
регазифицировать 1,79 кг сжиженного
природного газа (см. выше). Вместе с тем, при сжигании
29
1 кг сжиженного, природного газа в топке
котельного агрегата в дымовых газах будет
содержаться 1,2 кг С02. Следовательно, при
производительности цеха сухого льда, например, 4 т/ч
будет сжигаться 7,16 т/ч природного газа, а
паропроизводительность котельных агрегатов
будет 100 т/ч. При этом только половина
дымовых газов и пара должна поступать из
котельных агрегатов в установку для извлечения С02
из продуктов сгорания. Если остальная часть
пара будет использоваться постоянным
потребителем, то применение регазифицируемого
сжиженного газа в производстве сухого льда будет
экономически целесообразно.
Выводы
Регазификацию сжиженного ^природного газа
технически целесообразно применять в
производстве сухого льда для охлаждения и сжижения
С02 на базе получения углекислого газа абсорб-
ционно-десорбционным методом из дымовых
газов, образующихся при сжигании регазифици-
рованного природного газа в топках котельных
агрегатов.
При использовании сжиженного природного
газа в качестве охлаждающего теплоносителя
в конденсаторах С02 расход энергии в установке
для производства сухого льда в 2,04 раза, а при
использовании его в конденсаторах и
холодильниках — в 2,6 раза меньше, чем в цикле с
вспомогательной аммиачной холодильной машиной.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
(И) 370422 B1) 1419382/28-13 B2) 31.03.70 E1) F25d
21/00 E3) 664.037.59 G2) А. И. ЛАВРЕНТЬЕВ
E4) 1. АГРЕГАТ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ЗАМОРОЖЕННЫХ
РЫБНЫХ БЛОКОВ, содержащий устройство для
извлечения блоков из форм, выполненное в виде барабана
с гнездами, держателями для форм, нагревателями и
выбрасывателями пустых форм, заполняемую водой глазу-
ровочную ванну с транспортирующим приспособлением,
имеющим противовсплыватель для блоков и
обеспечивающим многократное их погружение в воду, и укладчик для
последних, отличающийся тем, что, с целью обеспечения
наибольшей компактности, устройство для извлечения
блоков установлено в ванне, транспортирующее
приспособление представляет собой лоток, установленный на оси
с возможностью выполнения качательного движения
и выполненный по форме коромысла, а укладчик
подвешен на одном конце лотка, причем устройство для
извлечения блоков снабжено шарнирно подвешенными к
барабану толкателями, служащими для погружения лотка
в воду и для перемещения блоков по лотку.
2. Агрегат по п. 1, отличающийся тем, что, с целью
более надежного извлечения блоков из форм, барабан
имеет сквозные отверстия и свободно установленные
в них стержни переменного сечения, служащие для
выталкивания блоков из форм под воздействием загружаемых
форм с блоками.
3. Агрегат по п. 1, отличающийся тем, что для более
надежного выбрасывания пустых форм из гнезд
выбрасыватели выполнены в виде подпружиненных планок,
которые укреплены на втулках, перемещаемых относительно
направляющих под действием форм с блоками и под
действием пружин.
4. Агрегат по п. 1, отличающийся тем, что для подсуш"
ки блоков ванна имеет отсек, сообщающийся с системой
подачи холодного воздуха.
5. Агрегат по п. 1, отличающийся тем, что для авто"
матического удаления блоков из укладчика ванна снаб"
жена упором, установленным на пути движения укладчика-
6. Агрегат по п. 1, отличающийся тем, что, с целью
более равномерного обогрева форм по всей их поверхности,
нагреватели установлены в барабане, причем последний
выполнен из материала с высокой теплопроводностью,
например, из дюралюминия.
A1) 375455 B1) 1626990/24-6 B2) 22.02.71 E1) F25b
45/00 E3) 621.798.3:621.574 G1) Предприятие «Юж-
энергочермет» G2) Н. А. ШВЕДОВ
E4) 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ЗАРЯДКИ
ХЛАДАГЕНТОМ ЕМКОСТЕЙ, содержащее соединенные
трубопроводами с регулирующей запорной аппаратурой компрессор
с конденсатором, сборник хладагента с встроенным
теплообменником и распределительный коллектор с
подключенными к нему емкостями, отличающееся тем, что,
с целью сокращения времени зарядки емкостей,
распределительный коллектор с подключенными к нему
емкостями для зарядки хладагентом помещены в термокамеру,
внутри которой установлен теплообменник, соединенный
со сборником хладагента и с всасывающей линией
компрессора.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что, с целью
использования устройства для разрядки емкостей,
теплообменник термокамеры подключен обводными
трубопроводами к нагнетательной линии компрессора и к
конденсатору.
3. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
термокамера снабжена весами, шкала которых размещена
снаружи термокамеры и имеет концевые выключатели,,
воздействующие на привод компрессора.
4. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что
теплообменник, встроенный в сборник хладагента, подключен
к линии нагнетания компрессора и к конденсатору.
5. Устройство по пп. 1 и 2, отличающееся тем, что
теплообменник, встроенный в сборник хладагента,
подключен обводными трубопроводами к паровому
пространству последнего и к линии всасывания компрессора.
(И) 375456 B1) 1667192/24-6 B2) 09.06.71 E1) F25d
3/00, G05d 23/185 E3) 621.565 G2) Г. Б. БЛЯХМАН,
А. Б. РОГАТНИКОВ
E4) ХОЛОДИЛЬНАЯ КАМЕРА для низкотемпературных
испытаний изделий, содержащая корпус для жидкого
теплоносителя, крышку и размещенный внутри корпуса
испаритель холодильной машины для производства
холода, отличающаяся тем, что, с целью повышения
точности поддержания заданных температур при испытании,
в крышке установлены съемные тонкостенные гильзы
для изделий, заполненные технологической жидкостью-
и входящие внутрь корпуса для контактирования их
наружной поверхности и теплоносителя.
30
Различные методы интенсификации процесса охлаждения тушек птицы после убоя
подвергаются в настоящее время во многих странах детальному изучению. В
приводимых ниже статьях (а также в заметке, помещенной в разделе «Новости
иностранной техники» на стр. 53) освещаются сравнительные преимущества и недостатки
различных методов быстрого охлаждения тушек птицы. Особенно важен вопрос
санитарного благополучия выпускаемой продукции и ему в дальнейших исследованиях
методов охлаждения тушек птицы следует уделять самое серьезное внимание.
637.54.037.5
Охлаждение тушек птицы методом орошения
л. и. логинов
Ленинградский технологический институт холодильной промышленности
А. М. СИВАЧЕВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт птицеперерабатывающей промышленности
В птицеперерабатывающей промышленности
широко распространены методы охлаждения
битой птицы в воздухе, в тающем льду, в водо-ле-
дяной смеси и чистой воде.
Воздушное охлаждение является самым
длительным способом холодильной обработки
птицы. Продолжительность охлаждения в камерах
с естественной циркуляцией воздуха при
температуре 0—1°С достигает 24 ч и более.
Применение специальных камер, в которых
поддерживается температура 0-^-4° С и осуществляется
искусственная циркуляция воздуха со скоростью
до 4 м/с, позволяет снизить время охлаждения
до 3—6 ч в зависимости от массы, упитанности
и породы птицы. К недостаткам воздушного
охлаждения, помимо длительности процесса,
следует отнести значительные потери массы,
достигающие 1—2%, и неприглядный внешний вид
тушек. Места на коже тушек с поврежденным
при машинной ощипке эпидермисом при
последующем замораживании приобретают
коричнево-красную окраску.
С точки зрения условий теплообмена, затрат
труда, времени и поточности технологического
процесса наиболее эффективен метод погружного
охлаждения птицы в водо-ледяной смеси или в
чистой воде при температуре 0—2° С, при
котором продолжительность охлаждения
сокращается до 20—50 мин [ 1 ]. После холодильной
обработки тушка сохраняет натуральный цвет, имеет
приятный внешний вид. К существенным
недостаткам этого способа охлаждения относятся
значительное поглощение тушками влаги
(привес в этом случае может достигать 6—14%)
и их взаимное бактериальное заражение.
Аналогичный эффект сокращения времени
охлаждения и улучшения внешнего вида тушек
достигается применением метода орошения
ледяной водой. Особенность этого способа состоит
в том, что вода подается к объекту охлаждения
разбрызгиванием через форсунки, и
охлаждение происходит в распыленной воде.
Преимущества данного способа охлаждения:
интенсификация теплообмена (сокращение
продолжительности охлаждения), значительное
улучшение санитарного состояния охлаждаемого
продукта, снижение величины поглощенной
продуктом влаги [2].
Оросительный способ охлаждения птицы
исследовали на установке (рис. 1), состоящей из
камеры охлаждения и оросительной системы.
Охлажденная до 4—0° С вода нагнетается
насосом в оросительную систему, состоящую из
двух горизонтальных труб-коллекторов с
форсунками, через которые вода распыляется
в камеру.
Рис. 1. Установка для охлаждения орошением:
1 — бак; 2 — коллекторы с форсунками; 3 — гибкий
шланг; 4 — конвейер с подвесками.
Опыты проводили с различными форсунками —
с направляющим вкладышем и центробежными
(диаметры 3, 4 и 5 мм) при различном их
расположении, при избыточном давлении воды 0,5;
1,5 и 2,0 кгс/м2 и расстоянии между коллекторами
я
350, 450 и 550 мм. Для охлаждения
использовали тушки кур I и II категории массой 1000—
1200 г. Тушки подвешивали в камере на
подвески за крылья и располагали над сборником
воды. Температуру тушек измеряли медь-констан-
тановыми термопарами на поверхности и в
центре грудной мышцы (наиболее толстой части
тушки) на глубине 10—12 мм от поверхности.
Как показали исследования, центробежные
форсунки лучше форсунок с направляющими
вкладышами: они надежнее в работе, дают более
широкий факел E0—60°) и тонкое распыление
жидкости. Диаметр форсунок не оказывает
заметного влияния на продолжительность
охлаждения, но, учитывая, что при увеличении
диаметра значительно повышается расход воды, следует
использовать форсунки диаметром 3 мм,
расположенные на коллекторах в шахматном порядке
с противоположным углом наклона к оси
конвейера с тушками. При таком расположении
обеспечивается сплошная водяная завеса по
ходу движения конвейера с тушками, высокий
темп охлаждения и лучший обмыв поверхности
тушек.
Повышение давления воды перед форсунками,
а следовательно, скорость ее истечения
существенно не влияет на скорость охлаждения.
Однако при давлении воды более 2 кгс/см2
наблюдается ее рассеивание вне аппарата, а на коже
тушек появляются вздутия и водяные пузыри
из-за инфильтрации воды в подкожную ткань.
Оптимальное расстояние между коллекторами —
450 мм. В этом случае достигается наименьшее
рассеивание воды вне аппарата и достаточный
обмыв тушек на нижнем ярусе подвески.
На рис. 2 показано изменение температуры в
центре грудной мышцы толщиной 20—24 мм
тушек массой 1124, 1176 и 1260 г в процессе
охлаждения орошением при температуре ох-
0 5 10 Ш 20 25 30 35 Гумин
Рис. 2. Изменение температуры /ц в центре грудной
мышцы при охлаждении орошением тушек кур различной
массы G.
32
лаждающей среды (воды) tc=^l° С и избыточном
давлении р = 1,5 кгс/см2.
Для расчета продолжительности охлаждения
тушек птицы методом орошения была выведена
приближенная аналитическая формула. Вывод
формулы представлен ниже.
Как известно, продолжительность процесса
определяется временем охлаждения наиболее
толстых частей: для тушек птицы — грудной
мышцы. Но так как толщина грудной мышцы по
сравнению с двумя другими ее размерами
сравнительно мала и температура практически
изменяется только по толщине мышцы, то в первом
приближении грудную мышцу можно уподобить
пластине, температура которой изменяется
только в одном направлении ¦— по толщине.
Коэффициент теплоотдачи при охлаждении
орошением достаточно велик — ая^ЮОО ккал/(чх
Хм2-°С). Следовательно, температуру внешней
поверхности тушки tn можно приравнять
температуре охлаждающей среды tc. Как показал
эксперимент, температура поверхности
внутренней полости значительно выше температуры
внешней поверхности tu, поскольку при
рассмотренном способе подвески тушек за крылья
проникновение охлаждающей среды во
внутреннюю полость незначительно, т. е. охлаждение
практически происходит лишь с одной внешней
стороны.
Таким образом, охлаждение тушки с толщиной
грудной мышцы б можно уподобить
охлаждению пластины толщиной R с постоянной
начальной температурой t0l на одной поверхности
которой поддерживается температура tn,
равная температуре среды tc, а другая
теплоизолирована.
Если поместить начало координат на левой
поверхности пластины, то определение
температуры пластины в последовательные моменты
времени т сводится к нахождению функции
t(x, x) из дифференциального уравнения
теплопроводности для одномерной задачи:
dt (*, т) дЧ (х, т)
-дГ~ = а дх* •. A)
Это уравнение удовлетворяет начальному
условию
t (х, 0) = t0 B)
и условию на границах
*(/?,т) = *с,
где х — текущая координата, изменяющаяся от 0 до
R, м;
т — время;
а — коэффициент температуропроводности, м2/ч-
Решение поставленной задачи можно записать
в виде [3]:
4 чЧ? (-О**1
t (*, i) = tc + — (t0 — tc) ? 2/1—1
n=\
Bn— 1Jзх2
cosX
Bn — 1) nx
exp
Fo
D)
Ub
где Fo = -Hg- — критерий Фурье.
Формула для вычисления температуры центра
пластины tn получается из соотношения D),
если принять х = -у. Как известно, степень
охлаждения продукта определяется средней по
объему температурой t, которую^ находят по
формуле
8 ^ 1
t = tc + —2-(t0 — tc) 2^ Bя—1)*ехрХ
X
п=1
Bл—1Jя2
Fo
E)
Практически охлаждение производят так, что
критерий Фурье достаточно велик (Fo>0,l).
Тогда, как показывают вычисления, в решении
E) можно ограничиться только одним членом
ряда (п=1). В этом случае формула
приобретает более простой вид:
t = t0
¦ (to — *с) ехР
т
Fo
F)
Из последнего соотношения F) выводится
формула для определения продолжительности
охлаждения — времени достижения продуктом
заданной среднеобъемной температуры tx\
4#2
In
t± tc
0,210
G)
Если принять, что коэффициент
температуропроводности мяса равен а=4,4-10~4 м2/ч, a R
измеряется в метрах, то получим время (в
часах):
т = 2120,8Я2( lg-r
*о *с
h — tc
•0,0912
(8)
При расчетах рекомендуется пользоваться
номограммами и таблицами, которые в последнее
время нашли широкое распространение [4, 5].
При построении математической модели
задачи было сделано допущение о том, что
«внутренняя» поверхность тушки теплоизолирована,
тогда как в действительности от нее тоже
происходит некоторый отвод тепла. Далее, грудная
мышца, в отличие от пластины, имеет на своем
протяжении разную толщину. Поэтому как
показали предварительные расчеты, при пользовании
формулами G) и (8) следует толщину пластины
R брать равной 5/в толщины грудной мышцы б,
т. е. полагать
«--3-е.
(9)
На рис. 2 приведена хорошо согласующаяся
с экспериментами расчетная кривая изменения
температуры центра пластины приведенной
толщины R=20 мм F=24 мм) с начальной
температурой ?0=29° С при ?С=1°С.
Полученными аналитически соотношениями
можно пользоваться для определения
температурных полей и продолжительности охлаждения
тушек птицы при различных условиях
охлаждения орошением.
При сопоставлении результатов вычислений
и экспериментов видно, что точность совпадения
вполне удовлетворительна для инженерных
расчетов.
Проведенные экспериментальные и
аналитические исследования охлаждения тушек птицы
орошением в воде выявили ряд преимуществ
этого способа охлаждения: сокращается время
охлаждения и количество поглощенной тушками
влаги (до 1,5—2%), улучшается санитарное
состояние поверхности — общая бактериальная
обсемененность и количество энтеробактерий
уменьшаются (почти в 2 раза) по сравнению с
бактериальной обсемененностью перед
охлаждением.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. С и в а ч е в а Д. М., Буланов Н. А.,
Карих Т. М. Контактное охлаждение тушек птицы в
в ледяной воде. М., ЦНИИИТЭИмясомолпром, 1970.
2. SzentkutiL., PavlusG., Zeisther L.—
«Die Fleischwirtschaft», 1969, Nr. 12.
3. Алямовский И. Г., Г е й н ц Р. Г., Голов-
к и н Н. А., Л о г и н о в Л. И., Ю ш к о в П. П.
Аналитическое исследование технологических
процессов обработки мяса холодом. М.,
ЦНИИИТЭИмясомолпром, 1970.
4. ПеховичА. И., Жидков В. М. Расчеты
теплового режима твердых тел. М., Энергия, 1968.
5. Л ы к о в А. В. Теория теплопроводности. М.,
«Высшая школа», 1967.
От редакции
Вопрос о допустимости рециркуляции охлаждающей воды
(см. рис. 1) при использовании метода орошения в промышленных
установках требует дальнейшего изучения.
33
637.547.1.037.5
Изменение мышечной ткани кур при замораживании
Канд. техн. наук А. И. ЦВЕТКОВ, А. М. СИВАЧЕВА, канд. биол. наук В. М. МАКАЕВ
Всесоюзный научно-исследовательский институт птицеперерабатывающей промышленности
При замораживании тушек птицы,
предварительно охлажденных в воде, на изменения их
мышечной ткани влияет влага, поглощаемая
во время охлаждения.
Количество воды, поглощенной тушками при
охлаждении погружением, достигает 5—6%, а
при использовании вращающихся барабанов
(спинчиллеров) —более 10% [1]. Оросительное
охлаждение тушек сокращает количество
поглощаемой воды до 2% [2].
Для определения влияния поглощенной воды
на качество мяса птицы сравнивали
льдообразование в мышечной ткани при замораживании
кур, предварительно охлажденных в воздухе
и в воде.
Тушки подготавливали к холодильной
обработке в соответствии с технологией первичной
переработки птицы. После потрошения их
охлаждали погружением в ледяную воду при
перемешивании последней или орошением ледяной
водой с помощью форсунок. Контрольным было
воздушное охлаждение при температуре —1-г-
-=-0°С и интенсивной циркуляции. Тушки
охлаждали до достижения температуры в термическом
центре 4° С и выдерживали для стекания
свободной капельной влаги, затем замораживали в
воздушной морозилке при температуре —35° С
и скорости движения воздуха до 3 м/с.
Замораживание считалось законченным при достижении
в термическом центре —8° С.
Птицу размораживали на воздухе при
температуре 20° С в течение 24 ч. Затем вырезали
кусочки мяса из грудной мышцы тушек. Образцы
брали после убоя, охлаждения, замораживания
и размораживания с участка поверхности мышцы,
обеспечивающего анатомическую однотипность
материала [3].
Замороженные образцы погружали в
абсолютный спирт и обрабатывали по стандартной
методике (с использованием целлоидиновой заливки),
принятой в гистологической технике. Срезы
мышечной ткани фотографировали при
увеличении микроскопа 10x10. О размерах
образовавшихся при замораживании кристаллов льда
судили по величине пустот в ткани, наблюдаемых
под микроскопом [4].
Сразу после убоя мышечные волокна
находятся в набухшем состоянии; они растянуты,
прямолинейны,^ небольшими {изгибами, плотно
прилегают друг к другу, так что границы между
волокнами различаются только по расположению
ядер. Сами ядра в большинстве волокон
удлиненно-овальные. У волокон наблюдается
поперечно-полосатая исчерченность (рис. а).
После охлаждения (спустя 1,5 ч после убоя)
мышечная ткань имела однотипную
гистологическую структуру независимо от способа
охлаждения. Во всех случаях мышечные волокна
находились в состоянии посмертного
сокращения, границы между ними отчетливо
различались. Видны извилины и изгибы волокон,
хорошо выявлены продольная исчерченность
фибрилл. Поперечная исчерченность у большинства
волокон отсутствует. Соединительная ткань,
окружающая пучки волокон, приобретает волно-
Продольные срезы мышечной ткани кур:
а — парная ткань; б — охлажденная ткань; в, г, д —
замороженная ткань после охлаждения соответственно в
воздухе, в воде орошением и погружением; е, ж, з —
размороженная ткань (соответственно пунктам в, г, д).
34
образный вид. Форма ядер в большинстве
случаев округло-овальная (рис. б).
В мороженой ткани обнаружена четкая
закономерность в размерах и распределении
кристаллов льда в зависимости от способа охлаждения.
В мышечной ткани тушек, предварительно
охлажденных в воздухе (контроль), размеры
кристаллов льда составляли 25—50 мкм в
поперечнике. Они расположены как между мышечными
волокнами, так и внутри них (рис. в).
Кристаллообразование в ткани, охлажденной орошением
холодной водой, отмечено в основном между
мышечными волокнами. Размеры кристаллов
достигают 50—100 мкм в поперечнике, очевидно, за
счет избытка в ткани свободной влаги,
поглощенной при охлаждении (рис. г). Это особенно
отчетливо проявляется в мышечной ткани кур,
замороженных после предварительного
охлаждения погружным способом. Наличие большого
количества поглощенной при этом влаги
способствует образованию крупных кристаллов льда
A00—200 мкм), расположенных
преимущественно между мышечными волокнами (рис. д).
Наиболее близка после размораживания к
исходному состоянию (рис. б) по структуре и набухаемо-
сти волокон мышечная ткань кур, охлажденных в
воздухе перед замораживанием (рис. ё). В ткани
же, предварительно охлажденной мокрым
способом, есть много поперечных разрывов мышечных
волокон (рис. ж у з), особенно заметных у ткани,
охлажденной в воде погружением (рис. з).
У размороженной ткани видны просветы между
волокнами, свидетельствующие об их неполной
набухаемости. Наблюдается
поперечно-полосатая исчерченность волокон. Ядра плохо
различимы.
Эффект травмирующего действия кристаллов
льда, усиливающийся по мере увеличения
размеров кристаллов, подтверждается также
вытеканием мясного сока при размораживании,
количество которого соответствует размерам
кристаллов. Так, для ткани контрольных
образцов потеря сока составила около 1,2%, тогда
как для ткани, охлажденной в воде орошением и
погружением, а затем замороженной и
размороженной— соответственно 1,6 и 2,8%. Влага,
образующаяся при таянии крупных кристаллов
льда, не впитывается тканью и вытекает вместе
с растворенными в ней вкусовыми и
питательными компонентами, потеря которых вызывает
утрату сочности, нежности и вкусовых качеств
мяса [51.
Мелкокристаллическая структура льда,
образующаяся при замораживании тушек,
предварительно охлажденных в воздухе, благодаря
развитой поверхности кристаллов и их
способности многократно отражать свет способствует
формированию приятного внешнего вида
мороженых тушек и может компенсировать отсутствие
отбеливающего эффекта, возникающего при
мокром охлаждении птицы в ледяной воде.
Мелкокристаллический лед способствует также
лучшему сохранению качества продукта.
Товарный вид тушек после размораживания,
как правило, приближался к исходному
состоянию; различия, вызванные способом
охлаждения птицы, становились едва ощутимыми.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. SzentkytiL., PavlusG., Leistner L.—
«Fleischwirtschaft», 1969, Bd. 49, Nr 12.
2. Sivacheva A., TsvetkovA., KarichT.,
Nesterov J. — «Bull. Intern. Instit. Refriger.»,
Annexe, 1970—3.
3. SmithG.C, Carpenter Z. L, К i n g G. Т.—
«J. Food Sci.», 1969, Vol. 34, No. 6.
4. Glenn van Hulle, FennemaO., Pow-
rieW. D. — «J. Food Sci.», 1965, Vol. 30, No. 4.
5. С r i g 1 e r J. C, D a wis о n 'L. E. — «J. Food Sci.»,
1968, Vol. 33, No. 3.
637.54.037.5
Охлаждение и замораживание тушек птицы
Д-р СТАНКО К. СТАНЧЕВ
София (Болгария)
В последние годы вопрос рационального
охлаждения битой птицы стал очень актуальным.
Он занимает видное место в тематике многих
научно-исследовательских институтов и не
сходит со страниц специальных журналов.
Обсуждается главным образом метод предварительного
водяного охлаждения битой птицы в ваннах или
барабанах с ледяной водой (спинчиллер).
У битой птицы после удаления пера,
потрошения и мойки температура мяса около 25° С.
Эту температуру необходимо быстро снизить,
чтобы замедлить происходящие в мясе птицы
биохимические процессы и прекратить развитие
попавших в него микроорганизмов.
В настоящее время на птицебойнях применяют
метод водяного охлаждения погружением тушек
3S
птицы в специальные ванны с водой,
охлажденной до 1°С. Благодаря непосредственному
контакту с охлаждающей водой температура тушек
через 30—40 мин снижается примерно до 6° С.
Тушки, имеющие эту температуру,
упаковывают в пакеты из синтетической пленки,
замораживают и в замороженном состоянии реализуют
или сохраняют на холодильнике.
После предварительного охлаждения в
ваннах с ледяной водой кожа на тушках становится
светлой и чистой, исчезают пятна от ушибов
и кровоизлияний. Кожа и подкожная ткань
поглощают некоторое количество воды,
вследствие чего форма тушек округляется и они
приобретают лучший товарный вид, при этом
масса тушек увеличивается на 5—10%.
Однако через ванну охладителя ежедневно
проходят десятки тысяч тушек птицы, которые
загрязняют воду остатками содержимого зоба
и кишечника. Несмотря на то, что вода в ванне
частично сменяется, а в некоторых случаях
очищается и дезинфицируется, загрязнение ее
увеличивается, особенно к обеденному перерыву
и к концу смены.
Поэтому в ванне тушками поглощается не
чистая вода, а вода, загрязненная различными
микроорганизмами, которые часто являются
патогенными. Здоровые тушки инфицируются в
ванне бактериями Salmonella, Pseudomonas,
Klebsiella, Seratia, Enterobacter, Proteus,
Escherichia и др. и могут стать причиной заболевания
потребителей.
Кроме того, при охлаждении в воде из тушек
птицы частично экстрагируются белковые,
минеральные, вкусовые, ароматические и другие
вещества, повышается кислотность жира и
уменьшается стойкость мяса птицы при холодильном
хранении.
Имея в виду отрицательные стороны данного
метода, директивами Европейского общего
рынка по мясу птицы запрещено странам — членам
этой организации охлаждение битой птицы в
барабанах с ледяной водой, начиная с 1 января
1977 г.
Взамен этого могут быть предложены два
метода быстрого охлаждения, удовлетворяющие
санитарно-гигиеническим и технологическим
требованиям: метод орошения и метод воздушного
охлаждения.
Охлаждение тушек птицы орошением
охлажденной до 1°С водой при однократном ее
использовании, без рециркуляции, можно
считать хорошим методом, при котором
одновременно достигаются обмывка тушки и снижение
поверхностной обсемененности
микроорганизмами. Тушки птицы также поглощают
охлаждающую воду, что улучшает их форму и
увеличивает массу, но в этом случае поглощается чистая
питьевая вода, причем в меньшем количестве —
до 3%. Этот способ, однако, втрое дороже
способа охлаждения в ваннах с ледяной водой и
поэтому не получил до настоящего времени
широкого применения.
Воздушное охлаждение упакованной в парном
состоянии битой птицы является полностью
гигиеничным, удобным, эффективным методом,
которому следует отдать предпочтение.
Теплообмен между тушками птицы и охладительными
устройствами менее интенсивен и охлаждение
более продолжительно, но воздух, как
охлаждающая среда, удобнее для применения, и
процесс может быть механизирован.
Единовременно в охладительный туннель помещается
большое число тушек птицы, что сокращает
расходы и удешевляет охлаждение.
После снятия пера, потрошения, мойки и
стекания воды тушки птицы, имеющие
температуру около 25° С, упаковывают в парном виде в
пакеты из синтетической пленки (полиэтилен,
крайовак и др.), укладывают в
перфорированные короба и загружают в специальные туннели
для воздушного охлаждения или замораживания.
Охлаждение и замораживание тушек проводят
при открытых' крышках коробов.
В охладительных туннелях предусматривают
следующие параметры воздуха: температура —
—8° С, относительная влажность 90—95%,
кратность циркуляции до 150 объемов в час.
Температура мяса птицы от 3 до 0° С достигается
за 4—5 ч охлаждения для цыплят и кур и за
6—8 ч охлаждения для гусей и индеек.
В морозильных туннелях предусматриваются
следующие параметры воздуха: температура от
—35 до —45° С, относительная влажность до
100%, кратность циркуляции до 150 объемов в
час. Замораживание производится до
достижения в толще тушки температуры —12° С,
продолжительность процесса составляет до 8 ч для
цыплят и кур и до 16 ч для гусей и индеек.
При использовании метода воздушного
охлаждения и замораживания упакованных в парном
состоянии тушек птицы отпадает необходимость
в предварительном охлаждении их в ваннах с
ледяной водой со всеми его вредными
последствиями. Кроме того, достигается экономия на
капиталовложениях в здания и оборудование,
сокращаются затраты труда и укорачивается
производственный процесс.
Все это соответствует интересам народного
хозяйства, здравоохранения и потребителя.
36
637.54.037.5
Холодильная обработка тушек птицы на птицекомбинатах
Краснодарского края
А. Л. СЕРЕДКИН
Краснодарское производственное объединение мясной промышленности
Завершающим этапом технологической
обработки тушек птицы является ее холодильная
обработка. Современная птицеперерабатывающая
промышленность располагает несколькими
способами охлаждения битой птицы, из которых
наибольшее применение нашли: охлаждение в
воздухе, в тающем льду, в водо-ледяной смеси или в
ледяной воде.
Способ погружного охлаждения в ледяной
воде или в водо-ледяной смеси является наиболее
эффективным. Непрерывное омывание водой
позволяет сгладить дефекты технологической
обработки птицы, тушка как бы отбеливается и
приобретает хороший товарный вид. Этот способ
эффективен также с точки зрения условий
теплопередачи, затрат труда, возможности создания
поточного технологического процесса.
Охлаждение тушек птицы в ледяной воде
внедрено на многих птицекомбинатах
Краснодарского производственного объединения мясной
промышленности.
На Тихорецком птицекомбинате
смонтирована контактная | трехходовая ванна емкостью
8 м3, которая обеспечивает температурный режим
охлаждения 4—6° С. В каждой из трех секций
установлены трехтрубные неоребренные
охлаждающие батареи. Ванны контактного охлаждения
установлены ;гакже [на Армавирском,
Краснодарском, Каневском и других
птицекомбинатах.
На Усть-Лабинском птицекомбинате для
контактного охлаждения тушек изготовлен из
нержавеющей стали и смонтирован с уклоном в сто-
Рис. 1. Контактное охлаждение тушек птицы в
гидрожелобе:
1 — гидрожелоб; 2 — тушки птицы; 3 — ванна
охлаждения; 4 — наклонный транспортер; 5 — редуктор; 6
—направляющая спуска тушек; 7 — конвейер; 8 — стол для
упаковки тушек; 9 — секция батарей охлаждения; 10 —
изоляция ванны; 11— водяной насос; 12 — трубопровод
подачи ледяной воды в гидрожелоб.
рону ванны охлаждения гидрожелоб длиной
26 м (рис. 1).
Ледяная вода с температурой 4—5° С подается
в него из ванны охлаждения 3 насосом Л по
трубопроводу 12. Скорость воды не более 0,2 м/с.
Повышение скорости ведет к увеличению
поглощения влаги тушками, лишь незначительно
интенсифицируя теплопередачу.
Тушки птицы в потоке ледяной воды
транспортируются по гидрожелобу в ванну охлаждения 3,
откуда наклонным транспортером 4 подаются на
стол. Температура внутри тушек после
охлаждения составляет 15—20 ° С. Часть поглощенной
воды после извлечения тушек из ванны легко
стекает во время выдержки на конвейере 7.
Охлажденные тушки птицы упаковывают в
ящики и направляют на замораживание.
В настоящее время в туннельных
морозильных камерах холодильников мясоптицекомби-
натов все большее распространение получают
сухие оребренные воздухоохладители. При
правильной их эксплуатации охлаждающие
поверхности требуется оттаивать после каждого цикла
замораживания. Наиболее простым способом
Рис. 2. Схема оттаивания воздухоохладителей нагретым
воздухом:
/ — откидные крышки люков; 2 — поворотные дверцы;
За, 36 — воздухоохладители; 4 — калориферы; 5 —
вентиляторы; 6 — теплоизоляционный слой; 7 —
направляющие; 8 — поддон сбора талой воды; 9 — штабель из
ящиков с тушками птиц.
37
является оттаивание нагретым воздухом. При
этом в целях предотвращения повышения
температуры воздуха в камере необходимо
отделять обогреваемое пространство
воздухоохладителя от воздуха помещения.
На Усть-Лабинском птицекомбинате
применяется следующая схема оттаивания
воздухоохладителей нагретым воздухом (рис. 2). В
воздухоохладитель, например За, обслуживающий
один из туннелей морозильной камеры,
прекращается подача жидкого аммиака, закрываются
откидные крышки люков 1, которые в открытом
состоянии являются продолжением
направляющих 7. Поворотные дверцы 2 устанавливаются
в положение Л, подается пар на калорифер 4,
вмонтированный в воздухоохладитель, и
вентиляторами 5 нагретый воздухпрогоняется
через секции воздухоохладителя. При этом
воздухоохладитель 36 работает. После оттаивания
калорифер отключается. Через 5—7 мин после
включения воздухоохладителя За в работу
открываются откидные крышки люков — процесс
О расчете компрессионно-эжекторных
холодильных машин
Я. Л. ВАЙНШТЕЙН
Всесоюзный научно-исследовательский
институт холодильной промышленности
В ряде случаев требования расширения температурных
границ и создания гибких схем могут быть удовлетворены
путем применения комбинированных холодильных
машин.
К комбинированным относятся компрессионно-эжектор-
ные машины (КЭМ). В них основной частью являются
компрессор, вспомогательной — эжектор, выполняющий
роль бустер-компрессора. В эжекторе осуществляется
сжатие пара, образующегося в испарителе, путем
использования энергии расширения части пара высокого
давления, сжатого в компрессоре.
В СССР впервые такие машины были предложены во
ВНИХИ И. С. Бадылькесом. В дальнейшем
исследования КЭМ и их внедрение были проведены им совместно
с Р. Л. Даниловым [1 ] и позднее с автором. Компрессион-
но-эжекторным холодильным машинам уделяется
большое внимание и за рубежом [2—4].
КЭМ отличаются простотой и гибкостью схемы, легкой
приспособляемостью к разнообразным условиям
эксплуатации. Недостаток — более низкий к. п. д., чем у чисто
компрессионных машин (КМ). Применяются КЭМ в ос-
замораживания тушек птицы продолжается.
Воздухоохладитель 36 оттаивается так же,
только поворотные дверцы 2 устанавливаются в
положение Б.
Воздухоохладители можно оттаивать во время
погрузочно-разгрузочных работ, а также в
процессе замораживания, при этом температура в
охлаждаемом помещении не повышается. С
увеличением частоты циклов оттаивания B—3 раза
в сутки) в результате увеличения коэффициента
теплоотдачи холодопроизводительность
воздухоохладителей возрастает, продолжительность
процесса замораживания тушек сокращается,
а снижение потерь мяса птицы достигает 30%.
Экономический эффект по сравнению с другими
способами воздушного замораживания мяса
птицы составил 8 руб. на 1 т., а по сравнению с
медленным замораживанием (при оборудовании
морозильных камер пристенными и потолочными
батареями) — около 16 руб. на 1 т.
-г
F21.574+621.176).001.24
новном в многотемпературных схемах с небольшими или
эпизодическими низкотемпературными нагрузками. Они
могут быть использованы также и для получения одной
(низкой) температуры кипения. Кроме того, КЭМ могут
быть применены для низкотемпературной конденсации
паров из парогазовых смесей [5], для повышения
эффективности процесса воздухоотделения [6], в двухкамерных
холодильниках [7].
В настоящее время КЭМ работают в ряде отраслей
промышленности. Более широкому их освоению
способствуют следующие факторы: тенденция к снижению стоимости
электроэнергии и первоначальных затрат на
оборудование, требования простоты установки в случае, когда
энергетические показатели отступают на второй план.
Анализ работ по КЭМ показал, что до настоящего
времени сравнительно мало изучены особенности циклов
этих машин и недостаточно разработаны методики
расчета на заданном режиме и их характеристик при работе
в стационарных условиях на нерасчетных режимах.
Разработке указанных вопросов и посвящена данная работа.
Рассмотрим циклы КЭМ (рис. 1).
Холодильные коэффициенты 8 двухступенчатой
компрессионной машины (ДКМ) и КЭМ при одинаковом
числе ступеней сжатия с учетом к. п. д. компрессоров
нижней tjjj, верхней % ступеней и эжектора т|э для циклов
с неполным охлаждением определяются по уравнениям
t'i — t6
8нел. ДКМ = . . .." •" . у 0)
*з — h l± *3 Н — Н
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
38
8неп. КЭМ
ll — l6
*3 — l6
l3 — 1ъ
l4~~ l3
41
B)
+
'2 — h
Равенству енеп кэм = енеп дкм соответствует ра-
венство т]э == "Г—. Поскольку в наилучшем случае т]э =
= 0,2 ч- 0,25, то равенство холодильных коэффициентов
соблюдается в том случае, если Цц = @,2 -г- 0,25)%.
Последнее соотношение для ДКМ не имеет места.
Следовательно, при одинаковом числе ступеней сжатия
холодильный коэффициент компрессионной машины всегда
выше, чем компрессионно-эжекторной.
рпр> tnp
Рк>*к
Т h ЬЧ
и I./
т 7
Jfypee
*~i
Рис. 1. Циклы компрессионно-эжекторных холодильных
машин:
I — 2 — сжатие в компрессоре нижней ступени; 3 — 4 —
сжатие в компрессоре верхней ступени при полном
промежуточном охлаждении; 3"— 4"—то же, при
неполном промежуточном охлаждении; 3' — 4' — то же, без
охлаждения; 5 — 5' — охлаждение жидкого
холодильного агента в регенеративном цикле; 1 — Г — перегрев
паров холодильного агента в. регенеративном цикле;
1" — 1 — 2 — сжатие паров холодильного агента в
эжекторе без регенерации; Г — 2 — сжатие паров
холодильного агента в регенеративном цикле; 4'" — 1" —
расширение рабочего пара в эжекторе; 5 — 5"' и 6 — 6' —
дросселирование в регулирующих вентилях; индексы
«к», «пр» и «0» при put обозначают соответственно
давление и температуру конденсации, предельные, кипения.
Расчет показывает, что холодильные коэффициенты КМ
и КЭМ равны, если в КЭМ на одну ступень сжатия больше,
чем в КМ. При этом должно соблюдаться следующее
условие:
1 _
1 + и = 2/КЭМ f
C)
где и — коэффициент инжекции;
21кэм—суммарная относительная удельная работа
компрессора, 7КЭМ = K]V
;м
/
КЭМ
После преобразований для холодильного
коэффициента КЭМ с неполным охлаждением имеем:
и —l
'леи. КЭМ
" ~'\1я
D)
У+'4-У1 +
U
Холодильный коэффициент КЭМ в цикле с полным
охлаждением
^6
'полн. КЭМ
и — и
E)
При прочих равных условиях коэффициенты инжекции
в обоих циклах равны. Тогда 8П0ЛН > енеп, если
14~~1з. и
i*3 — h *3 1ъ
Таким образом, вопрос о выборе типа промежуточного
охлаждения решается для КЭМ так же, как и для КМ.
Отношение холодильных коэффициентов КЭМ с
неполным охлаждением 8неП и без охлаждения s^.o
8б.О
H — h H—H
1
ь i
1ь — 1в
F)
1+^ :
lz — 1ъ
1 +
и
Знаменатель третьего сомножителя правой части
уравнения F) для значений и < 1 -т- 1,5, имеющих место на
практике, близок к единице.
Второй сомножитель, представляющий собой отношение
адиабатных работ сжатия в компрессоре, зависит от того,
насколько отличается энтальпия i3" от i3'. Энтальпия
i3" определяется из следующего уравнения при условии,
что смешиваются а кг пара с энтальпией i3 и A + Ми) кг
пара с энтальпией i.
'3-
ai3 + 1 +
1
и
*3 =
G)
1 + а +
и
Поскольку 1+1/и>>а, то i3" — i3 и численное
значение второго сомножителя при указанных выше
значениях и стремится к единице. Из сказанного следует,
что выражение F) практически определяется отношением
удельных массовых холодопроизводительностей при
неполном охлаждении и без охлаждения.
Рассмотрим вопрос об эффективности регенерации для
КЭМ. Отношение холодильных коэффициентов цикла с
регенерацией 8рег и без нее eg.per может быть выражено
следующим образом:
?рег / fe.per <7o Per ^ 1
еб.рег
^рег <7об.реГу
1 +
1
(8)
1 +
^б.рег
1 +
1
^б.рег
Сомножитель в круглых скобках правой части
уравнения (8) характеризует эффективность регенерации
применительно к КМ. Для аммиачных КМ он меньше единицы.
Второй сомножитель всегда меньше единицы.
Следовательно, регенерация в аммиачных КЭМ невыгодна.
В цикле фреоновых КЭМ величина первого
сомножителя может быть соотнесена в таковой для КМ, если и > 1,5 -г-
-г- 2. Для реально имеющих место на практике значений
^ fe.per iv
и, как было указано выше, —-* -> 1. Характерной
особенностью процесса в эжекторе при регенеративном
цикле является фактически постоянное значение энтальпии
сжатого, пара, определяемое как
39
1 +u
(9)
где индексы «с», «р» и «н» соответствуют сжатому,
рабочему и инжектируемому парам.
Из уравнения (9) следует, что при iH — ip ic — iK и не
зависит от величины и. Учитывая, что для
действительного процесса в эжекторе верно соотношение uj^01 = const
[8], а для паров — mj/0 = const, где
01- т
Р
9 =
ррур
Т ¦
Р
¦ температура, К;
-давление, бар;
v — удельный объем, м3/кг,
преобразуем уравнение (8), приняв Тс
лучаем:
СпТр ( Тк
То
1
?рег
?б.рег
<7о
— 1
1
еРег> 8б.рег> если
УЪ-
По-
A0)
1+и
1 A + и)>1,
A1)
где Си — удельная теплоемкость пара при постоянном
давлении, кДж/(кг- К).
Расчеты показывают, что неравенство A1) верно для
фреонов-12 и 22.
Регенерация может осуществляться как до, так и после
эжектора. Автором установлено, что при и<—~
Си
1
(ст—теплоемкость жидкости, кДж/(кг- К) регенерацию
выгодно осуществлять перед эжектором.
При расчете двух основных показателей,
характеризующих КЭМ, — холодопроизводительности Q0 КЭми холо"
дильного коэффициента вкэм — удобно выразить их
через соответствующие показатели компрессионной
машины, работающей по схеме КЭМ, — Q'0 км и 87?М t
величины которых обычно известны. Для вывода
соотношений запишем уравнение теплового баланса
компрессора КЭМ:
Q'oKM = ФокЭМ + ФрКЭМ' A2)
где Фркэм — теплота рабочего пара, численно равная
его теплу, отданному в конденсаторе.
Исходя из уравнения A2) и рис. 1, имеем:
^о кэм '
Ет/ом — "
VQ КМ
а '
"КМ
-кэм
1+-7Г
A3)
A4)
где а = ¦
<7о
Сопоставим Q0 кэм и 8 кэм с соответствующими
показателями Q0 KM и екм компрессионной машины,
работающей в тех же интервалах температур кипения и
конденсации /0 и /к, что и компрессионно-эжекторная ма-
49
шина. При заданных температурах кипения и
конденсации Q0 кэм и екэм есть функции степени сжатия в
эжекторе. Отсюда, если КЭМ работает в области граничных
температур кипения для данной КМ, где Q0 км — 0,
8КМ — 0» то Qo кэм и 8о кэм в этой области Должны
принимать максимальные значения [8].
Выразим относительные значения величин
<о кэм
-о кэм
о км
Q
ькэм
°кэм
8км
в форме:
Qo кэм — скэм'
а '
1+ —
5кэм — ^кэм'
1 +
а
и
-р; ^КЭМ
где GK3M = -q — относительная
A5)
A6)
про-
км
изводительность КЭМ.
Предположим, что Фокэм= ^ Поскольку для
поршневых компрессоров всегда Окэм > 1КЭм> т- е- Рост
производительности опережает рост мощности, то при
Qo кэм = 1 всегДа 8кэм < 1- в то же время при екэм =
= 1 имеет место неравенство Q 0 кэм > 1.
Следовательно, температурная граница энергетической эффективно
сти применения КЭМ t0e соответствующая е~^эм= 1, лежит
ниже температурной границы t0Q ее объемной
эффективности, соответствующей Q0 кэм = 1, т. е. ^0g < t q. При
работе КЭМ в температурной границе t0e всегда имеется
выигрыш в холодопроизводительности: Фокэм> *•
Граничными температурами кипения у различных ти"
пов холодильных машин с поджимающим эжектором
являются приближенно (при tK = 30° С) [1,2, 4]:
у одноступенчатых холодильных машин, работающих
на аммиаке и фреоне-22, t0Q = —30 -. 35° С; t0& =
= —45 ч- —48° С;
у одноступенчатых холодильных машин с малым
мертвым объемом компрессора A,5%), работающих на
фреоне-22, toQ = —50° С; toe = —60° С;
у двухступенчатых холодильных машин, работающих
на фреоне-22, toQ = —60° С; t0& = —80° С.
Граничные температуры кипения указаны для одной,
нижней, тепловой нагрузки при оптимальных степенях
сжатия в эжекторе. Для двухтемпературных схем с
компрессорами, работающими на одну температуру кипения,
границы использования КЭМ при малых долях
низкотемпературных нагрузок смещаются в сторону более
высоких температур кипения [4, 5].
Наинизшая достижимая температура кипения для
КЭМ при использовании в качестве холодильного аганта
фреона-22 или фреона-143 составляет —100° С, аммиака
—75° С; фреона-13В1 —120° С.
Расчет КЭМ должен включать два этапа: расчет КЭМ
на заданных режимах и расчет характеристик КЭМ при
ее работе в стационарных условиях на нерасчетных
режимах.
Расчет КЭМ является многовариантным и потому
трудоемким. Наиболее сложным является расчет эжектора.
Для расчетов обычно используют ЭЦВМ. В настоящее
время существует метод расчета эжектора с помощью
ЭЦВМ «Урал-2» [9]. Автором разработаны алгоритмы,
блок-схемы и программы расчета КЭМ для ЭЦВМ «Наири».
При разработке алгоритмов были использованы основные
уравнения эжекции, выведенные в работе [9], при этом
v интормации\
*\0~Сч-Рн
1 O-toPc
\0$р.исхмнср\
3
\ПРхЛх, ПСА
I
/у
*Р7
"ps
Aps
t
I
Да
\Hem
T
\Iouck umax\
f
Kj
^7/r/v
Лкзм \
«TJ
( Печать )
<Z^
I>
ж_
f/fe1^
A~jHem
\Hem
Стоп
"P'UP Г v.
fy t—s
it*
/ Z
X
,r
rM
3
—L
>
I
J
<f
-<J
J
7
Pc>Vc
V
Рис. 2. Блок-схема расчета компрессионно-эжекторных
машин на заданных режимах (а) и расчетная схема
эжектора (б):
устранены некоторые недостатки методики, описанной
в ней.
В качестве одного из параметров используется
относительная скорость смешанного потока в конце камеры
смешения Хсз. Однако не всякие значения Хсз могут
реально иметь место в аппарате. Проведенный нами анализ
основных уравнений эжекции показал, что для
правильного выбора начального и конечного значений этой
величины необходимо исследовать коэффициент Кз,
зависящий от распределения общей степени сжатия между
камерой смешения и диффузором. Выбор реальных
значений параметра %сз обусловливается соблюдением
следующих неравенств: К3> 1 (необходимое условие),
О < ^сз =^= 1 и 0 <^н2^ 1 (достаточные условия).
Если необходимое условие не соблюдается, то начальное
значение Хсз изменяется скачкообразно до тех пор, пока,
не будет выполнено.
Алгоритм расчета КЭМ на заданных режимах включает
следующие операции.
— Ввод исходных данных— свойств холодильного
агента, скоростных коэффициентов, эмпирических
зависимостей коэффициента подачи и удельной эффективной
работы сжатия компрессора от степени сжатия.
— Варьирование значений Хсз и расчет и.
— Определение и = wmax из серии значений и.
— Фиксирование газодинамических функций потоков
в основных сечениях эжектора для итах.
Сч. — счетчик; Я, Я, q — относительные соответственно
давление, скорость, плотность тока; ?, |, ср — степени
приближения параметра к его действительному значению,
задаваемые в исходных данных; я|)—коэффициент,
принимаемый равным 0,1; i, /, k — число значений данного
параметра, задаваемое в исходных данных; нач, тек,
расч, пр — соответственно начальные, текущие,
расчетные, предельные значения параметров; * —
предварительно задаваемые в итерационных циклах величины; в
сложных индексах, относящихся к газодинамическим
функциям, вторая часть обозначает сечение в проточных
частях эжектора.
— Вычисление для заданной холодопроизводительно-
сти геометрических размеров эжектора по формулам [9].
— Расчет описанного объема и мощности компрессора
КЭМ.
Блок-схема расчета КЭМ на заданных режимах
представлена на рис. 2.
Второй этап включает исследование переменных ре-
Рис. 3. Характеристики эжектора A) и компрессора B)
на стационарных нерасчетных режимах. Обозначения те
же, что и на рис. 2.
41
Рис. 4. Блок-схема расчета компрессионно-эжекторных
холодильных машин на стационарных нерасчетных
режимах. Обозначения те же, что и на рис. 2.
жимов. Задача сводится к определению в условиях,
отличных от расчетных, объемных и энергетических
показателей КЭМ, геометрические размеры компрессора и
эжектора которой заданы. На рис. 3 представлены
характеристики компрессора и эжектора как функции
давления сжатого в эжекторе пара, причем это давление есть
одновременно и давление всасывания в компрессоре.
Ордината, отсчитанная от оси абсцисс, проходящей через
точку 0, определяет расход смешанного пара, а
проходящей через точку Ох — расход эжектируемого пара.
Точка перелома характеристики эжектора, показывающая
наступление предельного режима при оптимальном
давлении, есть одновременно и точка совместной работы
эжектора и компрессора. На нерасчетных режимах последней
положение отклоняется от оптимального. Таким образом,
задача сводится к отысканию известными способами
положения точки совместной работы, определяемой
геометрически как точка пересечения характеристик эжектора
и компрессора.
Блок-схема этого этапа расчета КЭМ представлена на
рис. 4.
Выводы
— При наличии одной, нижней, тепловой нагрузки
компрессионно-эжекторные холодильные машины могут
быть энергетически эффективнее компрессионных машин,
работающих в области граничных температур кипения
и имеющих на одну ступень сжатия меньше, чем КЭМ.
Для двухтемпературных схем с компрессорами,
работающими на одну температуру кипения, границы
использования КЭМ при малых долях низкотемпературных
нагрузок смещаются в сторону более высоких температур
кипения.
— Вопрос о выборе оптимального цикла КЭМ решается
так же, как и для КМ. Для аммиачных КЭМ оптимальным
является цикл с полным промежуточным охлаждением,
для фреоновых — регенеративный цикл с неполным
промежуточным охлаждением.
— Применение регенеративного цикла рекомендуется
для фреоновых КЭМ. Регенерация может быть
осуществлена как до, так и после эжектора. Приведено выражение,
позволяющее определить, при каких условиях следует
применять каждый из вариантов.
— Температурная граница энергетической
эффективности КЭМ лежит ниже температурной границы ее объемной
эффективности.
— Предложенные алгоритмы и блок-схемы позволяют
вести расчет характеристик КЭМ на заданных и в
стационарных условиях на нерасчетных режимах с помощью
ЭЦВМ.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бадылькес И. С, Данилов Р. Л. Системы
охлаждения с применением пароструйных приборов
в качестве бустер-компрессоров. М., Госторгиздат,
1961.
2. Burkard J. Experimentelle Untersuchungen an
einem Ammoniak-Dampfstrahlapparat. — «Kaltetech-
nik — Klimatisierung», 1967, Bd. 19, Nr. 10, S. 310—
315.
3. P a 1 i wo d a A. Application of ejectors as booster
compressors for freezing purposes. — Bull., I IF, Annex
1961—3, Cambridge, pp. 293—298.
4. Cavallini A. Limpiego di eiettore come compres-
sori booster nei circuiti frigoriferi. — «Termomecca-
nica», 1968, 22, № 7, pp. 302—306.
5. БассельА. Б., Вайнштейн Я- Л.
Применение компрессионно-эжекторных холодильных машин
для низкотемпературной конденсации парогазовых
смесей. — «Холодильная техника», 1969, № 5, с. 25—
28.
6. Д а н и л о в Р. Л. и др. Холодильная установка.
Авторское свидетельство № 334445. — «Открытия,
изобретения, промышленные образцы, товарные
знаки», 1972, № 12, с. 149.
7. Данилов Р. Л. и др. Двухкамерный холодильник.
Авторское свидетельство № 320685. — «Открытия,
изобретения, промышленные образцы, товарные
знаки», 1971, № 34, с. 118.
8. Вайнштейн Я. Л. Низкотемпературная
двухступенчатая фреоновая холодильная машина с
пароструйным прибором. — В кн.: Важнейшие работы в области
холодильной техники и технологии М., ВНИХИ,
1970, с. 224—228.
9. Соколов Е. Я-, Зингер Н. М. Струйные
аппараты. М., «Энергия», 1970.
42
536.24
Влияние характеристик
регенеративного теплообменника
на работу холодильной машины
и методика его расчета
А. С. КРУЗЕ
Всесоюзный научно-исследовательский институт
холодильной промышленности
Теплообмен между жидким фреоном после
конденсатора и парообразным фреоном, всасываемым компрессором,
приводит в теоретическом цикле, с одной стороны, к
увеличению холодопроизводительности каждого килограмма
холодильного агента и, с другой стороны, к уменьшению
количества циркулирующего агента. В результате холодо-
производительность и энергетические характеристики
машины могут снижаться или повышаться в зависимости от
вида применяемого холодильного агента и температурных
границ цикла. Повышение всегда происходит при
отрицательных температурах кипения в машинах, работающих
на фреонах-12 и 502, как показано в работе [1], где
рассмотрено влияние перегрева пара в регенеративном
теплообменнике одновременно с перегревом в других элементах
машины. Заметно изменяет характеристики холодильной
машины в действительном цикле депрессия в
регенеративном теплообменнике [2, 3].
Выясним, как изменится объемная холодопроизводи-
тельность теоретической холодильной машины qv при
включении в нее регенеративного теплообменника с известными
тепловыми и гидравлическими характеристиками.
На рис. 1 показаны циклы холодильной машины: без
регенерации 1 — 2 — 3 — 4 и с регенерацией 1р — 2р —
Зр — 4р. Цикл /р — 29 — Зр — 4V относится к машине с
регенеративным теплообменником, не оказывающим
сопротивления потоку пара.
Вначале учтем влияние теплообмена. Холодопроизво-
дительность одного килограмма агента возрастает на
величину Д/р!
<7ор = <7о + д'р = Яо + fyn0p,
где q0 — холодопроизводительность 1 кг агента;
сРп — теплоемкость пара при постоянном давлении;
Q — перегрев пара в регенеративном
теплообменнике.
Имея в виду, что удельные объемы пара v в точках 1Р и
1 цикла пропорциональны температурам, нетрудно
получить следующее соотношение:
ЦР
Зр;3р 3 /
О О з*
fo
fop
4pwp *t
Рис. 1. Циклы холодильной машины с регенеративным
теплообменником и без него.
<Ьр
<7оР
Pip
<7о
<7о
A)
1 +
Тг
Используем обозначения, сходные с принятыми в
работе [1]:
— 6р^ _ относительный перегрев в регенератив-
— СрпТг
Тогда
ном теплообменнике;
— безразмерная величина,
учитывающая термодинамические свойства
холодильного агента и условия
всасывания в машине без регенерации.
^opQp
i + er
(la)
Теперь учтем влияние депрессии Ар, для чего сначала
установим соотношение _^Р (символами со штрихом обо-
значим величины, относящиеся к машине с реальным
регенеративным теплообменником).
Очевидно
9оР
pip _ piP
J<>2. ^iP
Если обозначить относительное падение давления в
— Ар Ар
регенеративном теплообменнике через Ар = -— = —,
то с учетом выражения Aа)
Qvv
Pip =
PiP
pip"
B)
-Ар).
Ba)
Уур _, 1 + <7op Qp n
qv 1 + 6p
Холодопроизводительности действительной
холодильной машины с регенеративным теплообменником Qop и без
него Q0 находятся в соотношении:
Qod qVpyh\ _ qvp \
j^Op .
Qo
qvVhk
TVp
C)
где yh — объем, описанный поршнями компрессора;
А, — коэффициент подачи компрессора.
Как показано в работе [4], величина % линейно
возрастает с перегревом всасываемого пара. Применительно
к перегреву в регенеративном теплообменнике этот рост
составляет:
-~= 1 + аД/р
D)
где а — коэффициент увеличения X компрессора, 1/°С;
(а = A -5- 4) . Ю-3, 1/°С).
А/р — повышение температуры пара в теплообменнике.
Для сухого пара А^р совпадает с 6р. В случае, когда
сухость пара х < 1,
г(\ — х)
где г — удельная теплота парообразования.
Из формулы C) с учетом выражения Bа) и D) можно
найти:
?0р __
+ ffoP^P
1 + §"р
A + аД*р)A — Ар).
E)
Аналогичным путем получается соотношение для
холодильных коэффициентов е:
р _
+ 9орвр 9
1 + 0р
1
я
Ар
F)
1
где п — отношение давлении в компрессоре;
_ & 1
к — —т— (k — показатель адиабаты).
Сравним выражения Bа) и F). Они различаются только
вторыми сомножителями.
В одноступенчатых фреоновых холодильных машинах
отношение давлений я может принимать значения от 2 до 20;
величина к (для фреонов-12 и 502) — от 0,09 до 0,17;
относительное падение давления Ар для регенеративных
теплообменников существующих конструкций не
превышает 0,05. Согласно расчетам в указанных пределах
последние сомножители в уравнениях Bа) и F) при
фиксированном значении Ар различаются по величине не более
чем на 3,5%. С такой же степенью приближения можно
считать совпадающими по величине отношения
ivp.
<Ь 8Р
при равных значениях входящих в уравнения Bа) и F)
величин. В работах [4,5] показано, что мощность,
потребляемая компрессором, практически не зависит от перегрева
всасываемого пара. Поэтому для удельных электрических
холодопроизводительностей машин с регенеративным
теплообменником /Сэр и без него /Сэ можно написать:
G)
#эР _ Qop
Кэ Qo '
Таким образом, теплообменник, обеспечивающий наиболь"
ший прирост холодопроизводительности машины,
одновременно позволяет получить и наибольшее улучшение ее
энергетических характеристик.
В случае использования фреонов-12 и 502 качественный
анализ показывает, что при изменении поверхности
регенеративного теплообменника от нуля (отсутствие
теплообмена) до бесконечности (полный теплообмен между
жидкостью и паром) функция E) проходит через максимум.
Определим поверхность теплообменника, при которой
достигается этот максимум.
Для удобства расчетов будем оперировать степенью
регенерации тепла ф, непосредственно связанной с тепло-
передающей поверхностью:
Ф =
М
Эг
Mr.
0
Р max
(8)
где Ai
• изменение энтальпии фреона в процессе
теплообмена;
Д*тах— максимально возможное изменение энтальпии
при бесконечной поверхности теплообмена.
Расчеты значительно упростятся, если переменные
величины 0р, А/р и Ар, входящие в уравнение E), выразить
через относительный перегрев и относительное падение
давления теплообменника с фиксированной степенью
регенерации. Естественным было бы выбрать для этого
теплообменники с ф= 0 или ф = 1, однако их поверхности
соответственно равны нулю или бесконечности, что приводит
к неопределенностям. Поэтому в качестве опорных выберем
характеристики теплообменника со степенью регенерации,
равной 0,5, обозначив их 0ро,5 и Ap0j5.
Из выражения (8) получаем
ё~Р = 2ёр0,5ф. (9)
Поскольку гидравлическое сопротивление
теплообменника складывается из местных сопротивлений и
сопротивления трения
то
А/? = АрМесТ + ДрТр,
Артр
-к-р 1
Обозначим
Ар0,5
АРтро,5
1 +
АРмест
Ар 1
Ар0,б 1 + m
Для канала любой формы
Армест
Артро,б
Армест
Шу тогда
\ + т
A0)
Артр
Ар
ТР0,5
Артр:
r F pw2
* 4s 2
(И)
A2)
где ? — коэффициент гидравлического трения;
F — поверхность;
s — площадь проходного сечения;
р — плотность;
w — скорость.
Тогда из выражения A1) несложно получить
Ар =
A3)
Из основного уравнения теплопередачи в
теплообменнике
Q = kFAta0Tt
где Q —тепловая нагрузка;
k — коэффициент теплопередачи;
А^лог — среднелогарифмическая разность температур,
следует, что
F
Определим
Q
"Qo,5*
А?ЛОГО,5
А* лог
функцию
jA^or^,5
2ф-
Мл
At»
A4)
А^лог
Среднелогарифмическая разность температур (рис. 2)
Д*' — At"
A5)
In
At'
At"
Из графика выводим
At — A^max — п
Сри
At' = At
Ai'n
max ¦
Cpn
Ai'n
¦(—?)l
tie)
Cpn
A-Ф)
Г * \
~i<t
1 ^4
i
4 S
^j|^
•^
^3
)
1 (
'
1 $
E=
^1
^
*H
ma
^
T
Рис. 2. Определение среднелогарифмической разности
температур.
где сж — теплоемкость жидкости.
Подставляя значения величин А Г и At" из уравнения
A6) в уравнение A5), находим
фА*п
At лог —
In-
срп
- — i
1-ф
Окончательно на основании выражений E), (9), A3),
A4) и A7) получаем
%Р
1 +2<7ореРо,5ф
1 + 20"Ро,бФ
l+2aT1QV0tb(p-
ar(l-x)
Срп
X
Ар0
In
Срп
ст
\+т
1 + т
1-Ф
*(»-?)
Ж ' / _J
= ЛБС. A8)
Последнее уравнение позволяет определить то значение
степени регенерации, при котором достигается наибольшее
увеличение холодопроизводительности и улучшение
энергетических характеристик машины. Аналитическое
нахождение максимума функции A8) затруднено, в то время как
q'oP
построение графика rf- = /(ф) особых трудностей не
4:0
вызывает. Покажем это на примере.
Пусть требуется рассчитать регенеративный
теплообменник холодильной машины, работающей на фре-
оне-12 при t0 = —25° С и /к = 45° С. Расход фреона Ga =
= 50 кг/ч @,0139 кг/с). На входе в теплообменник имеется
недоиспарившаяся жидкость в количестве A — х) =
= 0,03 кг/кг. Коэффициент теплопередачи k = 260 ккал/
(ч.м2.°С), или 302 Вт/(м2.К); коэффициент местных
сопротивлений ? = 2; коэффициент сопротивления трения 5 —
= 0,1; коэффициент увеличения X компрессора
а = 2 . Ю-3 1/°С.
Вначале рассчитывают теплообменник с ф = 0,5.
Максимальное количество тепла, которое может быть
передано в теплообменнике, в расчете на 1 кг
холодильного агента,
А*тах == *пвых — *пвх ~г A — х) г.
Энтальпии пара находят при давлении кипения и
температурах конденсации и кипения соответственно:
At'max = 144,25 — 134,13 + 0,03 . 39,52 = 11,31 ккал/кг
D,74 . 104 Дж/кг).
Удельная тепловая нагрузка теплообменника
<70,б = 0,5 . Aimax = 5,66 ккал/кг B,37 . 104 Дж/кг);
тепловая нагрузка
Qo,5 = <7o,5 Ga = 283 ккал/кг C29 Вт);
среднелогарифмическая разность температур
Д*л
0'5Al^(i-^)
In
Срп
Срп
сж
= 41,8°С;
0,5
1 — 0,5
теплопередающая поверхность
р ^в _
г 0,5 — h\f —
0,026 м2.
Скорость пара в теплообменнике выбирают по
известным рекомендациям [6]. Пусть w = 12 м/с.
Сечение парового канала
_ 50-0,15
ш-3,6-103~~ 12-3,6-103
Gav
1,735-Ю-4 м2.
Гидравлические сопротивления:
местное
рш2
ДРмест = t ~2~ =
0,68-122
= 98 кг/м2 (960 Па);
A7) трения
„ t JL е^! __ п 2,6-Ю-2 0,68-122 _
ДРтр о,б -- I 4s # 2 ~ °*1 4-1,73510- 4# 2 ~
= 183,3 кг/м2 A800 Па).
г> Артр 0,5 1 0„
Величина т = —г- = 1,8/.
ДРмест
Полное гидравлическое сопротивление
А/70,5 = Армест + АрТро,б = 281,3 кг/м2 B760 Па);
относительный перегрев
а" _ еРо>5 _ 0>5Atmax п 1 --
»Ро,5- Tq ~ СриТо -U, 155;
относительное падение давления
АРо,5 = ^Г* = 0,022.
Ро
Для заданных температур конденсации и кипения оп-
— сРиТ0
ределяют величину q0p = —-— = 1,53 и строят график
Яо
q'q
~7Г ~ f№ по УРавнению A8). Для рассматриваемого
Qo
примера с учетом конкретных значений входящих в
уравнение A8) величин уравнения линий, соответствующих
сомножителям функции A8), можно записать следующим образом:
А =
1 + 0,474ф
1 +0,31ф '
В=0,985+0,154 ф.
1 — 0,6ф
С = 0,992 — 0,0426 1п-
с
1-ф •
A8а)
A8Ь)
A8с)
1,0
О 0,2 Ofi. 0,6 0,8 у
Рис. 3. Зависимость холодопроизводительности машины
от степени регенерации тепла в теплообменнике.
4S
График функции A8) и ее сомножителей
представлена рис. 3. Как видно из графика, наибольший прирост
холодопроизводительности A6,8%) достигается при
степени регенерации <р == 0,84.
Зная величину ф, обеспечивающую максимальное
улучшение характеристик холодильной машины, несложно
определить размеры теплопередающей поверхности
соответствующего теплообменника.
Из выражений A4) и A7) следует:
1
Срп
ф
In 2
Срп
сж
0,026-3,364 = 0,0875 м*.
Для найденного теплообменника
q = 0,84 Аг'тах == 9,5 ккал/кг C,98 . 104 Дж/кг),
Q = 9,5 . 50 = 475 ккал/ч E52,4 Вт),
q-r(l-x) 8,31
А*Р = ~ = п ПК = 57,3°С,
Срп
0,145
tn вых = —25 + 57,3 = 32,3° С.
С помощью настоящей методики удобно решать и
некоторые другие задачи, могущие возникнуть при
конструировании регенеративных теплообменников.
Предположим, что к теплообменнику, рассчитываемому
в примере, предъявляется дополнительное требование: на
выходе из него температура пара не должна превышать
10° С. Необходимую для этого степень регенерации можно
легко подсчитать с учетом того, что энтальпия выходящего
пара
in вых = 139,2 ккал/кг E,82 . 104 Дж/кг).
При этом
А* = 'пвых— *пвх+ A— х)г= 139,2— 134,13 +
+ 0,03 . 39,52 = 6,26 ккал/кг B,62 . 104 Дж/кг),
М 6,26
откуда
F = Fn
1—0,6-0,593
1—0,593
0,3365
¦ = 0,026-1,36 = 0,035 м2.
В результате будет получено увеличение
холодопроизводительности машины на 13,2% (см. график на рис. 3).
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Якобсон В. Б. Исследование малых холодильных
компрессоров. Диссертация на соискание ученой
степени доктора техн. наук. М., 1968.
2. Boiling С. Heat Exchange Equipment for
Refrigeration.— «Refrig. Engng.», 1946, Vol. 52, No. 12,
pp. 513—515.
3. Михальская Р. И. Исследование
термодинамического цикла паровой холодильной машины с
регенерацией.— «Холодильная техника», 1957, № 4, с. 42—47.
4. Якобсон В. Б. Исследование влияния перегрева
всасываемого пара на работу холодильной машины.—
«Холодильная техника», 1964, № 2, с. 22—29.
5. Якобсон В. Б. Термодинамические циклы
холодильной машины с герметичным компрессором.—
«Холодильная техника», 1969, № 5, с. 29—34.
6. Холодильная техника. Энциклопедический справочник.
Том. 1. М.—Л., Госторгиздат, 1960.
621.575
Экспериментальное исследование
абсорбции водяных паров
раствором бромистого лития
в присутствии инертного газа
Г. А. ПАНИЕВ
Институт теплофизики СО АН СССР
Работа по исследованию влияния инертных газов на
характер процесса абсорбции проводилась на
экспериментальном стенде Института теплофизики СО АН СССР.
Описание стенда и методика измерений даны в работе A ].
Эксперимент осуществлялся следующим образом.
Предварительно устанавливали режим при отсутствии
инертного газа, так называемый исходный, и измеряли все
параметры. С помощью парогазовой ловушки, снабженной
вакуумметрическим датчиком [1, 2], определяли
парциальное давление неконденсирующихся газов в
абсорбере. Эта величина при достигнутой герметичности
аппаратов стенда не превышала 3-10~2 мм рт. ст.
Затем при неизменных параметрах внешних источников
в абсорбер вводили инертный газ — азот. Дозировку
оценивали по парциальному давлению азота. Поскольку на
исходном режиме при столь малом парциальном давлении
неконденсирующихся газов давление в абсорбере
практически является давлением чистых водяных паров, то
приращение давления в нем сверх исходного определяется
парциальным давлением азота.
В дальнейшем все параметры измеряли по прошествии
30—35 мин, т. е. времени, необходимого для
установления равновесного режима.
Исследование проводили в области малых E3—54%)
и высоких F0—61%) концентраций раствора.
Параметры исходных режимов указаны ниже:
Исходные режимы
на рис. 1 на рис. 2
Температура, °С
крепкого раствора на входе в
абсорбер 29,3 28,6
слабого раствора на выходе из
абсорбера 59,2 52,7
слабого раствора на входе в
генератор 91,9 92,0
крепкого раствора на выходе из
генератора 64,4 70,1
Концентрация, %
слабого раствора 53,4 60,0
крепкого раствора 54,4 61,2
Упругость пара, мм рт. ст.
в абсорбере 33,8 13,0
в генераторе 40,0 24,0
На рис. 1, 2 представлены экспериментальные
зависимости изменения насыщения раствора по высоте
абсорбера.
Графики позволяют сравнить характер процесса
абсорбции при отсутствии инертных газов с процессом
абсорбции, протекающим при различных концентрациях азота
в парогазовой смеси.
На рисунках Ag = ?вх — ij(?Bx.?t — концентрация
46
Л1Х
1,0
0,5
X
(g_
u,^
^u
^
—'
^—""•
—7
——
g
EL
~*
о _
u"" о
. /
s*
•
> 7 ^
3
z
1
/ .
——~
4
a
о
#0
.W
ЯЯ7
/<Ш ff,MM
Рис. 1. Изменение насыщения раствора по высоте
абсорбера в присутствии инертных газов:
1 — рт=\- 10 мм рт. ст.; 2 — рт/р= 0,18; 3 —
рт/р = 0,30.
1,0
0,5
•
•
• •
о
1
\ ^
J
/
—т
250
500
750
/000 %ММ
Рис. 2. Изменение насыщения раствора по высоте
абсорбера в присутствии инертных газов:
1 — /?г=7-10-2 мм рт. ст.; 2 — рт/р = 0,14; 3 —
/?г/р = 0,30; 4 — рг/р = 0,44
раствора на входе и в i-том сечении аппарата); Н —
расстояние от среза форсунок.
Как видно из графиков, характер процесса изменяется
и имеет тенденцию перехода от ярко выраженного
экспоненциального закона насыщения раствора на исходных
режимах к линейному — в присутствии инертного газа.
Качественного отличия в характере насыщения раствора
малых и высоких концентраций не наблюдается.
Активная зона насыщения раствора растягивается и при доле
инертного газа в парогазовой смеси рг/р, равном 0,3 и
0,4 соответственно для малых и высоких концентраций,
увеличивается более чем в 2 раза и составляет 1000—
1 200 мм против 350—500 мм для процессов, протекающих
при отсутствии инертных газов (рг — парциальное
давление азота; р — общее давление парогазовой смеси).
Проведенные исследования позволили установить
также особенность процессов, протекающих при отсутствии
неконденсирующихся газов. Как видно из характера
кривых 1 на рис. 1, 2, в активной зоне насыщения и при
дальнейшем движении диспергированного потока раствор
не достигает состояния, которое фиксируется на выходе
из абсорбера.
Поток абсорбента, стекавший по стенкам аппарата,
собирался в кольцевой поддон и выводился из аппарата
отдельно. Тем самым исключалось влияние пленочной
абсорбции на выходные параметры раствора. Это
позволяет отнести указанное изменение концентрации на
абсорбционный эффект в момент удара капель о
поверхность жидкости. Подобное отмечалось и в работе [3]. Этот
эффект весьма значителен и его доля от полной величины
насыщения раствора по аппарату составляла в опытах
15—25%.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Розенфельд Л. М., П а н и е в Г. А., К у з ь -
мицкий Ю. В., Пархоменко Ф. П.
Экспериментальное исследование абсорбции и десорбции
водяных паров раствором бромистого лития. —
«Холодильная техника», 1972, № 10, с. 31—35.
2. БерманЛ. Д., Туманов Ю. А. Исследование
теплоотдачи при конденсации движущегося пара на
горизонтальной трубе. — «Теплоэнергетика», 1962,
№ 10, с. 77—83.
3. Шабалин К- Абсорбция газа каплей жидкости —
«Журнал прикладной химии», 1940, т. XIII, № 3
с. 412—420.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 370365 B1) 1638674/24-6 B2) 16.03.71 E1) F04b
51/00; GOlfl/00 E3) 621.512.531. 733 G2) Г. Я- ЗИМЕНС,
С. В. КОЛОСОВ, С. А. МОРОЗОВ, Б. М. ШКЛЯР
E4). 1. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ КОМПРЕССОРОВ, например для
домашних холодильников, содержащее нагрузочное
сопротивление, выполненное в виде пакета пластин с
дроссельными отверстиями, и датчик давления, подключенные
при помощи муфты к нагнетательной линии компрессора,
отличающееся тем, что, с целью уменьшения габаритов
и сокращения времени замера, муфта, датчик давления
и нагрузочное сопротивление размещены в общем корпусе,
снабженном дифференциальным клапаном,
отрегулированным на номинальное давление нагнетания.
2. Устройство по п. 1, отличающееся тем, что, с целью
повышения компактности нагрузочного сопротивления,
отверстия в пластинах последнего расположены в
несколько рядов с образованием каналов, последовательно
сообщенных между собой.
3. Устройство по пп. 1 и 2, отличающееся тем, что,
с целью1 удаления масла и остатков рабочего агента по
окончании измерений в корпусе между муфтой и
нагрузочным сопротивлением установлен спускной клапан.
(И) 378658 B1) 1695237/24-6 B2) 30.08.71 E1) F04d
17/08; F25b 21/02 E3) 621.63 G2) Л. И. БЛИНОВ,
В. А. ШЕВЕРДИН
E4) ВЕНТИЛЯТОР С ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИМ
ОХЛАДИТЕЛЕМ преимущественно для систем вентиляции
и кондиционирования, содержащий заключенные в
корпусе рабочее колесо с электроприводом, спрямляющий
аппарат с лопатками, расположенными между
внутренней и наружной обоймами, и термоэлектрическую батарею
в виде полого цилиндра с холодными и горячими
спаями, отличающийся тем, что, с целью интенсификации
теплообмена и повышения компактности, внешние спаи
батареи жестко соединены с внутренней обоймой
спрямляющегося аппарата, лопатки которого служат оребре-
нием батареи, а внутренние снабжены кольцевым
теплообменником.
47
ОБМЕН ОПЫТОМ
621.565.004.68:663.674
Реконструкция цеха мороженого Коломенского холодильника
Цех мороженого на Коломенском
холодильнике пущен в эксплуатацию в 1957 г. К 1971 г.
производственная мощность цеха достигла 4,2
т/смену. Мороженое вырабатывалось в сундучном
генераторе и полуавтомате ПАД-3. Преобладал
ручной труд.
Во рремя зимнего планового ремонта в 1972 г.
цех мороженого был реконструирован:
установлены две линии М6-ОЛБ по выработке
мороженого в брикетах, производительностью 250 кг/ч,
одна линия ОЛС по выпуску стаканчиков,
сундучный генератор для глазурованных сортов,
змеевиковый пастеризатор, два плоских
охладителя, три молочных танка, весы, транспортер.
Производственная мощность цеха достигла
6 т/смену.
В ходе реконструкции были заменены водяные,
канализационные, паровые и рассольные
трубопроводы, а также электропроводка. Аммиачная
система переведена на насосно-циркуляционную.
Установлены вертикальный циркуляционный
ресивер РДВ-2,5 и два аммиачных насоса ЗЦ-4.
Цех мороженого обслуживают два
двухступенчатых аммиачных агрегата АДС-РАБ.
Упрощена аммиачная схема скороморозильных
камер. Жидкий аммиак подается в коллектор
нижней батареи, отсос происходит из верхней
батареи. Батареи соединены калачами. Принята
3—4-кратная циркуляция аммиака, что
обеспечивает саморегулирование подачи и влажный
процесс в испарителе. Скороморозильные
камеры работают непрерывно в течение двух смен.
По окончании работы жидкий аммиак вместе с
маслом дренируется в специальный ресивер.
Фризеры ОФИ также переведены на насосно-
циркуляционную схему. Жидкий аммиак
подается непосредственно в рубашку цилиндра.
Эксплуатация в течение года показала, что
аммиачная система работает хорошо. В
скороморозильных аппаратах поддерживается
температура воздуха на уровне —32° С.
В цехе установлены линии М6-ОЛБ Капсук-
ского завода продавтоматов. Линия включает
фасовочно-заверточный автомат М6-АРГ и скоро-
морозильно-закалочный аппарат М6-ОСБ.
Конструкторами и наладчиками завода были
изменены конструкции дозатора, пуансонов,
разгрузочного устройства. Чтобы полностью исключить
падение брикетов в скороморозильном аппарате,
увеличили шаг подвесок конвейера (с 7 до 8
звеньев цепи). В связи с этим уменьшили число
зубьев ведомой звездочки на приводе конвейера
(с 32 до 28).
К январю 1973 <г. линии достигли паспортной
производительности. Максимальная выработка
линии 2,2 т/смену.
Слабым узлом автомата М6-АРГ является
вакуумный аппарат: в нем быстро засоряются
пуансоны. Поэтому повышенные требования
предъявляются к качеству и размеру вафель.
Применение сжатого воздуха позволяет чистить
пуансоны без их разборки. Вакуумные насосы
желательно монтировать вне производственного
помещения.
Большое внимание при реконструкции было
уделено производственной эстетике. Стены
помещений облицованы кафельными плитками с
орнаментом, пол выложен специальной плиткой,
трубы изолированы пенопластом, губчатой
резиной и обернуты цветными пленками. Были
применены современные строительные
материалы, стеклопрофилит, стеклоблоки, стеклоши-
фер.
В результате реконструкции цеха мороженого
уже в 1973 г. будет достигнут уровень
производства, запланированный на 1975 г.
Н. Е. ЛЬВОВ — Коломенский холодильник
¦
621.57.044
Приспособление для механической очистки труб аммиачных конденсаторов
На плавбазе «Трудовая Слава» Рижской базы
рефрижераторного флота испытано
приспособление (см. рисунок) для механической очистки
труб конденсатора гибким стальным тросом,
приводимым во вращение электродвигателем
мощностью 2,2 кВт A440 об/мин). Длина троса
5 м, диаметр составляет 7 2 внутреннего диаметра
трубы.
Приспособление для механической очистки труб
аммиачных конденсаторов:
1 — стальной гибкий трос; 2 — труба конденсатора; 3 —
насадка из резинового шланга; 4 — упорная втулка;
5 — муфта; 6 — электродвигатель.
Электродвигатель соединен с тросом муфтой,
упорной втулкой и насадкой из резинового
шланга. К насадке подсоединен шланг, по которому
подается вода под давлением 6—8 кгс/см2.
Для увеличения производительности труда
используется два комплекта, каждый из которых
состоит из гибкого стального троса, муфты,
упорных втулок и насадки. Воду подводят от
центральной магистрали через попеременно
открываемые вручную два запорных клапана сначала
в одну, затем в другую насадку. Струя воды
промывает трубу конденсатора во время работы
электродвигателя.
Электродвигатель свободно перемещается на
горизонтальных ползунах, прикрепленных к
раме. После очистки одного ряда труб ползуны
с электродвигателем опускаются по раме на
нижележащий ряд. Рама крепится к конденсатору.
Очистка одной трубы занимает 20—30 с и такое
же время уходит на подготовку к очистке
следующей трубы. Для обслуживания требуются
два человека.
Основные достоинства испытанного
приспособления: высокая производительность;
незначительные материальные затраты на изготовление;
простота регулирования толщины снятия
водяного камня с внутренних стенок конденсаторных
труб; отсутствие механических повреждений
внутренней стенки трубы при очистке.
В. Ф. СМИРНОВ — плавбаза «Трудовая Слава»
!\АЛЛАЛЛЛЛЛАЛЛЛЛАЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛАЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ^
К сведению авторов!
При подготовке статей для журнала «Холодильная техника» необходимо
руководствоваться следующими правилами.
1. Статьи печатаются на пишущей машинке на одной стороне листа через два
интервала и направляются в редакцию в двух экземплярах.
2. Размер статей для основного раздела не должен превышать 10 стр., для всех
остальных — 7 стр. машинописного текста, число рисунков не должно быть более
пяти.
3. Формулы вписываются разборчиво, с указанием прописных и строчных букв
и с обводкой красным карандашом букв греческого алфавита и синим карандашом —
латинского.
4. В статьях следует использовать Международную систему единиц (СИ).
5. Список литературы к статье необходимо подготавливать в соответствии с
ГОСТ 7.1—69 «Описание произведений печати для библиографических и
информационных изданий». В списке литературы приводятся фамилия и инициалы автора,
название книги, статьи, реферата, диссертации, а также место издания, название
.издательства, год издания (или название журнала, или другого периодического издания, год
выпуска, номер, страницы, на которых помещена статья). Ссылки на литературу
необходимо давать в тексте по порядку номеров.
6. Рисунки и фотографии прилагаются в двух экземплярах. Чертежи и схемы
выполняются четко карандашом или тушью согласно правилам черчения и с
соблюдением ГОСТов. Представляемые светокопии должны быть новыми. Допустимый
наибольший размер чертежа 420X594 s\hA. Подрисуночные подписи печатаются на
отдельной странице.
7. Одновременно со статьей необходимо представлять реферат. В нем кратко
излагается содержание статьи, приводятся данные о характере работы и основные ее
результаты. Объем реферата не должен превышать 7з страницы машинописного
текста, напечатанного через два интервала.
В ПОМОЩЬ ПРАКТИКУ
661.97
Определение содержания водяных паров в углекислом газе
Канд. техн. наук Т. Ф. ПИМЕНОВА
Всесоюзный научно-исследовательский институт холодильной промышленности
Для определения содержания водяных паров в
сварочном углекислом газе (С02) пользуются
обычно методом «точки росы» (ГОСТ 8050—64,
§ 19), который состоит в вымораживании влаги
на охлаждаемой поверхности, фиксировании
температуры начала этого процесса и пересчете на
весовое содержание паров воды в С02. Однако
при измерении влажности С02 этим способом
учитываются не все факторы, в связи с чем
получаются результаты, не соответствующие
фактическому содержанию водяных паров в
углекислом газе.
Методическая ошибка заключается в том, что
С02, отбираемый из баллона, дросселируется с
давления в баллоне до атмосферного в редукторе,
установленном непосредственно на баллоне.
Поэтому С02, находящийся перед дросселированием
в состоянии насыщенного пара, после
дросселирования переходит или в зону «твердое
состояние — насыщенный пар» (в паре содержится до
8% сухого льда), или в зону перегретого пара,
но вблизи правой пограничной кривой
насыщенного пара. Температура С02 равна —79-^-
-.—75° С. Естественно, что при этом водяные
пары, содержащиеся в С02, превращаются в лед,
который частично задерживается внутри
редуктора и в начальном участке трубопровода после
редуктора. Там же выпадает сухой лед. Это
иногда приводит к закупорке регулирующего
вентиля, и, самое главное, вносит ошибку в
определение содержания водяных паров в
исследуемом С02.
Во избежание этого необходимо между
емкостью, из которой отбирается проба, и
редуктором устанавливать перегреватель, в котором
С02 должен подогреваться до 70—50° С и лишь
потом дросселироваться до 1 кгс/см2. При этом
конечная температура газа после
дросселирования на 5—10° С выше 0° С, т. е. не происходит
вымораживания водяных паров (и выпадения
сухого льда) на участке до влагомера, а
результаты измерений соответствуют истинным
величинам влажности.
Термодинамическая диаграмма описанных
процессов показана на рис. 1. Здесь кривые
1—2, 1'—2', Г'—2" — процесс дросселирования
насыщенного пара С02 с давления в баллоне
ре до 1 кгс/см2 в редукторе, установленном
непосредственно на емкости, из которой
отбирается проба; 1—3, Г—3', I"—3" — процесс
перегрева С02 в специальном перегревателе,
установленном перед редуктором; 3C', 3") —
4 — процесс дросселирования перегретого пара
с давления в баллоне рб до 1 кгс/см2.
Согласно экспериментальным данным ВНИХИ,
для измерения необходимо направить С02 на
гигрометр со скоростью около 0,3 м3/ч. При этом
0,7
0,0
0,0
10 1,1 1,2
—- S} к кал/иг
№
i«
Рис. 1. Диаграмма t, s для С02.
50
расход тепла на перегрев газа составит около
15 ккал/ч.
Наиболее простой перегреватель — это змеевик
из медной трубки диаметром 10x0,8 мм, длиной
около 1 м. Змеевик размещается в бачке с водой
(рис. 2), подогревающейся электрогрелкой,
в качестве которой используется периодически
Рис. 2. Схема включения влагомера:
} — баллон; 2 — перегреватель С02; 3 — ТЭН; 4 —
редуктор; 5 — термометровая гильза; 6 —
электроконтактный термометр; 7—влагомер; 8 — бачок с водой.
включающийся ТЭН мощностью 0,3—0,5 кВт.
Включение и выключение перегревателя
управляется через контактный термометр (или
вручную), помещенный на трубопроводе С02
после редуктора.
Контактный термометр устанавливается на
температуру 5-И0° С.
Как показали опыты, проведенные во
ВНИХИ, при регулировке работы
перегревателя СО2 вручную необходимо поддерживать
температуру воды в бачке около 85—90° С, что
обеспечит перегрев С02 до нужного уровня.
Действующий в настоящее время ГОСТ на
сжиженный углекислый газ подлежит
переработке, как устаревший. При разработке нового
ГОСТа необходимо учесть описанную выше
поправку к методике определения влажности
сварочного сорта углекислого газа.
НОВЫЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ
A1) 378686 B1) 1662784/24-6 B2) 31.05.71 E1) F25b
1/02 E3) 621.574 G2) Б. Б. ПУШКИН, Ю. А.
СТЕПАНОВА, В. Г. НИСТРАТОВ, В. П. ТОРИН, С. А. СЕ-
ВЕРЦЕВ, И. Н. АНТИПЕНКО
E4) 1. УСТАНОВКА ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХА,
содержащая корпус с размещенными в нем
компрессорным блоком, конденсатором с водяным охлаждением
и испарителем, снабженным для прокачивания
охлажденного воздуха, отличающаяся тем, что, с целью снижения
уровня .шума, компрессорный блок размещен внутри
панельного теплообменника, имеющего по внутренней
периферии водяной отсек, последовательно соединенный
с системой охлаждения конденсатора, а по наружной —
замкнутый воздушный отсек.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
панельный теплообменник и конденсатор заключены в кожух,
образующий со стенками корпуса канал для прохода
охлаждаемого воздуха к испарителю.
3. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что, с целью
поддержания заданной температуры охлаждаемого
воздуха, выходной патрубок вентилятора снабжен
температурными датчиками, управляющим электромагнитным
клапаном для подачи наружного воздуха непосредственно
к вентилятору.
4. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что воздушный
и водяной отсеки панельного теплообменника образованы
с помощью гофрированных перегородок.
(И) 378689 B1) 1647972/28-13 B2) 09,04.71 E1) F25d
17/06 E3) 621.945.2 G1) Одесский технологический
институт холодильной промышленности G2) И. Г. ЧУМАК»
С. М. КОСОЙ, В. Ф. КОЛЯКА, М. Н. МЕРТЕШОВ
E4) 1. ОХЛАЖДАЮЩЕЕ УСТРОЙСТВО ДЛЯ КАМЕР
ХРАНЕНИЯ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ, содержащее
листотрубные панели и вентилятор для их обдува,
отличающееся тем, что, с целью повышения эффективности
охлаждения, обеспечения равномерных температурно-влажно-
стных условий в охлаждаемом объеме и уменьшения
усушки неупакованных продуктов, листотрубные панели
расположены под углом одна к другой, а их продольные
края отогнуты с образованием щелей постоянного сечения.
2. Охлаждающее устройство по п. 1, отличающееся
тем, что, с целью улучшения оттаивания инея с его
поверхности, панели установлены под углом к горизонтальной
плоскости, причем верхняя панель снабжена отбойником
и отверстиями для перепуска талой воды.
51
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
Ценное пособие для специалистов по хранению плодов и овощей
Теоретические основы кондиционирования воздуха при хранении сочного растительного сырья.
В. 3. Жадан, М., «Пищевая промышленность», 1972, 9,75 п. л. Цена 1 р. 02 к.
В настоящее время в СССР развернулось широкое
строительство хранилищ для картофеля, овощей и фруктов,
оснащенных системами кондиционирования воздуха,
которые позволяют создавать оптимальные режимы хранения
продуктов. Строительство ведется по типовым проектам,
учитывающим последние достижения науки и передового
опыта.
Однако вопросы теории кондиционирования воздуха
при хранении растительного сырья до сих пор не решены
полностью, что препятствует дальнейшему
совершенствованию хранилищ.
В связи с изложенным выход в свет книги В. 3. Жадана
является своевременным.
Книга состоит из введения, пяти глав, заключения и
списка использованной литературы, включающего 217
названий.
В первой главе «Теплофизические характеристики
плодов и овощей» обобщены опубликованные и приведены
полученные автором исходные данные для расчета тепло-
и массообмена сочных растительных продуктов.
Выведенные расчетные формулы позволяют с большой точностью
определять теплоемкость продуктов, равновесную
влажность воздуха над клеточным соком плодов и овощей,
их насыпную плотность, а также температуро- и
теплопроводность.
Во второй главе «Закономерности влагообмена при
охлаждении и хранении сочного растительного сырья»
рассмотрены вопросы влагообмена при охлаждении и
хранении продуктов. На основе исследования процессов
влагообмена показано, что при хранении растительных
продуктов испарение происходит из межклеточников
через чечевички и устьица кожуры. Защитная роль
кожуры в процессах влагообмена определяется массообмен-
ной характеристикой сырья. Полученные расчетные
формулы позволяют качественно и количественно оценить
влагообмен плодов и овощей с воздухом. Из приведенных
в главе данных следует, что эффективность хранения
в большой степени зависит от потери продуктами влаги;
надежная защита продуктов от излишней усушки при
хранении возможна только при создании систем
кондиционирования воздуха с учетом всех особенностей
взаимосвязанных процессов тепло- и массообмена, происходящих
между продуктами и воздухом.
В главе III «Исследование и методика расчета прлцес-
сов кондиционирования воздуха в хранилищах»
рассмотрены основные закономерности формирования
температурного и влажностного полей в насыпи. Здесь же приведены
методики обоснования оптимальной влажности
вентиляционного воздуха, расчета физиологического тепла,
выделяемого продуктами, определения темпа их
самосогревания, а также удельного расхода вентилирующего
воздуха. Таким образом, в третьей главе дан научно
обоснованный метод расчета систем кондиционирования
воздуха в хранилищах, пригодный для практического
применения при проектировании.
Анализу современного состояния и выявлению путей
совершенствования техники хранения сочного
растительного сырья посвящена четвертая глава книги
«Современное состояние и пути совершенствования техники
хранения сочного растительного сырья». Автор подробно
рассматривает известные способы хранения продуктов,
показывает их преимущества и недостатки на основе
сопоставления условий отвода от продуктов тепла и влаги.
В пятой главе «Кондиционирование воздуха при
хранении некоторых видов сырья» рассматриваются прямо-
точно-рециркуляционная система активного
вентилирования свекловичных кагатов, а также контактная и
бесконтактная гравитационные системы вентилирования
сочного сырья.
Перечень и краткая характеристика вопросов,
поднятых и рассмотренных в монографии В. 3. Жадана,
свидетельствует о большой работе, выполненной автором, о
научной ценности и практической значимости
полученных им результатов.
Вместе с тем в книге есть и отдельные недочеты.
Так, процессы кондиционирования воздуха в штабеле
рассматриваются автором без учета влияния на них
ограждений здания. Такой подход ограничивает
возможности проектировщика изыскивать оптимальные
параметры сооружения и оборудования. Недостаточно полно рас-;
смотрены пути реализации многих сделанных в работе
рекомендаций.
Вызывают сомнение приводимые в книге данные об
оптимальном соотношении явного и скрытого тепла,
удаляемого из насыпи продуктов при вентилировании. Это
соотношение не может быть одинаковым для разных
продуктов, так как влагопроницаемость их поверхностных
слоев изменяется в очень широких пределах — от
8,0-Ю-5 кг/(ч-м2мм рт. ст.) для картофеля до 45,2Х
X 10~5 кг/(ч-м2-мм рт. ст.) для моркови.
Известные критериальные уравнения теплообмена
для сочных растительных объектов (П. П. Л истова,
Ю. П. Калугиной и др.) несколько отличаются от
приводимого автором. Было бы желательно поместить анализ
этих расхождений.
Следовало бы несколько улучшить последовательность
подачи материала в книге.
Указанные недочеты нисколько не снижают значения
книги В. 3. Жадана, которая представляет собой ценное
пособие для специалистов.
Высокий научный уровень работы делает ее полезной
не только для производственников, но и для
исследователей.
Канд. техн. наук И. Л. ВОЛКИНД — Гилронисельпром
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Обсуждение методов охлаждения тушек птицы
Американским обществом инженеров по отоплению,
холодильной технике и кондиционированию воздуха
(ASHRAE) было созвано совещание для обсуждения
последствий намечаемых в странах Европейского общего
рынка ограничений в области методов охлаждения птицы.
Американские производственники и
технологи-холодильщики выразили решимость отстаивать применяемые в
США методы охлаждения птицы.
Обсуждалось намеченное в странах Европейского
экономического сообщества запрещение с 1 января 1977 г.
метода охлаждения птицы погружением в ледяную воду
(метода, почти исключительно применяемого в США) из-
за опасения взаимного заражения тушек.
Как сообщили участники совещания, в Европу
экспортируется из США лишь небольшое количество птицы,
однако на многих европейских предприятиях
используется американское оборудование.
В Европе ведутся поиски другого приемлемого метода
охлаждения. Если таковой будет вскоре найден,
запрещение вступит в силу на год раньше.
По литературным данным, в Голландии исследуется
охлаждение птицы методом орошения, в ФРГ — как методом
орошения, так и в циркулирующем воздухе.
По мнению одного из производственников, при
охлаждении орошением имеются такие же возможности взаимного
заражения тушек, как и при охлаждении погружением.
Охлаждение в воздухе хотя и повышает стойкость
продукта при хранении, однако придает тушкам товарный
вид, совершенно неприемлемый для американского рынка.
Участники совещания отметили, что взаимное заражение
тушек может происходить во многих точках
производственного процесса и за пределами охладительного бака.
При использовании метода орошения возникают
серьезные проблемы удаления сточных вод. Индивидуальное
охлаждение тушек погружением не пригодно для
предприятий, обрабатывающих миллионы голов птицы в
неделю, и также связано с проблемой сточных вод.
Практической возможностью решения вопроса является
повышение содержания хлора в охлаждающей жидкости до
50 мг на 1 кг вместо обычно применяемых 20 мг на 1 кг.
Некоторые участники сообщили, что после посещения
ряда предприятий в Европе и Японии они пришли к
выводу о превосходстве применяемых в США методов
охлаждения птицы, тем более, что в США число отравлений,
вызванных наличием бактерий Salmonella в цыплятах и
бройлерах, очень невелико.
Дальнейшее обсуждение на совещении сосредоточилось
на вопросе, какими путями можно доказать, что
применяемые в птицеперерабатывающей промышленности США
методы охлаждения птицы превосходят любые,
предлагаемые взамен.
«Air Conditioning, Heating and Refrigeration News»,
1973, Febr. 19, p. 35.
Перевод Д. Г. РЮТОВЛ
Термическая обратная связь в биметаллических
датчиках температуры
Биметаллические трехпозиционные датчики
температуры находят все более широкое применение для
автоматизации индивидуальных круглогодичных кондиционеров со
встроенными холодильными машинами, малогабаритных
отопительных агрегатов, работающих на газе или жидком
топливе. Эти датчики температуры, установленные в
характерной зоне помещения, дают сигнал на включение в работу
охладительного или отопительного оборудования агрегата
по температуре воздуха помещения.
Для улучшения метрологических характеристик
биметаллических датчиков температуры и снижения влияния
отмеченных факторов ряд зарубежных фирм, например
«Фр. Саутер Биллман», дополнили конструкцию камерного
биметаллического датчика температуры
электронагревательным элементом, представляющим собой обычное
проволочное или керамическое сопротивление, которое
устанавливается внутри изогнутой части биметалла (см.
рисунок). При наличии электронагревательного элемента в
датчике температуры при замыкании контактов ток проходит
через электронагреватель и выделяющееся тепло
способствует ускорению движения биметалла в обратном
направлении, т. е. образуется обратная связь с термической
зависимостью.
Камерный датчик температуры без термической
обратной связи имеет заданную температуру, точно
соответствующую минимальному значению величины зоны нечувстви-:
тельности. Благодаря этому отклонение температуры
помещения, например в сторону понижения, больше
величины нечувствительности прибора х.
Экспериментальные исследования показали, что для;
биметаллического датчика температуры без термической
обратной связи наименьший период включения т равен при-
Прйнципиальная схема двухпози-
циЪнного датчика температуры с
биметаллическим чувствительным
элементом и с термической
обратной связью:
1 — биметаллический
чувствительный элемент; 2— контакты; 3 —
настроечный сектор; 4 —
термическое сопротивление обратной
связи Д(электронагреватель); ^
53
мерно \xt (т^ — запаздывание объекта регулирования).
Максимальная величина колебания температуры /тах
в помещении, в действительности имеющая место при
it х
;0,3 и ^0,04, может быть определена из выра-
жения:
тах^
Х0 "Т~ х*
где ts — постоянная времени объекта регулирования;
х0 — диапазон регулирования температуры
помещения, отнесенный к регулируемой температуре;
х — зона нечувствительности включения.
Камерный биметаллический датчик температуры со
встроенной термической обратной связью
(электронагревателем) принудительно вызывает более частое включение
холодильной машины, кондиционера или отопительного
агрегата только в тЪм случае, когда термическая обратная
связь (ее мощность) выбрана правильно и становится
независимой от величины запаздывания it по отношению к
колебаниям температуры.
Так как максимальная величина колебания температуры
в помещении /тах одинакова при любой нагрузке установки,
то разность температур замыкания и размыкания контактов
прибора может быть получена с учетом наименьшего
периода включения датчика температуры из уравнения:
max*
*120'
где т — наименьший период датчика (время между
командами «включено» и «выключено»), мин;
vt — средняя скорость изменения температуры
помещения без выравнивания при средней
нагрузке холодильной или отопительной установки,
°С/ч.
Когда действие термической обратной связи больше,
чем нечувствительность при включении, точка уставки по
шкале настройки этого датчика температуры должна лежать
ниже нечувствительности при включении.
Данные зарубежных фирм показывают, что термическая
обратная связь, действие которой больше, чем
нечувствительность при включении, значительно улучшает качество
регулирования, а биметаллические датчики температуры
без термической обратной связи целесообразны для
применения только в качестве приборов — ограничителей или
сигнализаторов. Поэтому рекомендуется в конструкцию
биметаллических датчиков температуры типа ТБ-ЭЗК
ввести термическую обратную связь, что значительно улучшит
метрологические характеристики прибора и существенно
повысит качество регулирования.
G i 1 с h H. Praktische Regeltechnik und ihre Anwen-
dung in Olfeuerungs-und Heizungsanlagen.— «Sauter-Bul-
letin», CW-37d.
M. Ю. ДАВЫДОВ, канд. техн. наук
Ю. С. ДАВЫДОВ — Московский институт народного
хозяйства им. Г. В. Плеханова
f\A/\AAAA/V\A/VV\A/\/V\/\AAAAA^
ПОСТАМЕНТНЫЙ ВОЗДУХООХЛАДИТЕЛЬ
ПВО-250
Постаментный воздухоохладитель ПВО-250
предназначен для охлаждения воздуха в
камерах хранения охлажденных и
замороженных продуктов. Холодильный агент —
аммиак.
Поверхность охлаждения — 253,3 м2;
продолжительность оттаивания — 20—30 мин;
габаритные размеры — 2170X1640X2240 мм;
масса — 862 кг.
Завод-изготовитель «Красный Факел».
$4
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
От редакции. Начиная с этого номера журнала редакция приступает к публикации
норм расхода и ремонтных комплектов запасных частей ко всем типам E5 марок)
поршневых холодильных компрессоров (в том числе и снятым с производства, но
находящимся в эксплуатации).
Нормы расхода и ремонтные комплекты, разработанные ВНИИхолодмашем,
утверждены Министерством химического и нефтяного машиностроения, согласованы с
Госснабом СССР .и одобрены основными министерствами и ведомствами, в системе
которых эксплуатируются холодильные машины с поршневыми компрессорами
производительностью от 3 до 1200 тыс. ст. ккал/ч.
621.512:621.81@83.74)
Нормативы расхода запасных частей к поршневым компрессорам
холодильных машин и ремонтные комплекты
Увеличивающаяся потребность в запасных частях,
вызванная ростом парка холодильных машин и их
моральным и физическим устареванием, в настоящее время
не удовлетворяется. Основные причины заключаются
в следующем.
— Предприятия-потребители не располагают
достаточной информацией о номенклатуре выпускаемых сменных
деталей и о среднегодовых нормах расхода запасных
частей.
— Отсутствует планирование производства сменных
деталей в номенклатуре, поэтому заводы-изготовители
устанавливают номенклатуру выпускаемых запасных
частей (в том числе и особо дефицитных) практически по
своему усмотрению, усугубляя несоответствие между
потребностью и производством.
— Неправильная организация распределения запасных
частей среди потребителей приводит к тому, что не все
получают в достаточном количестве необходимые запасные
части.
На основе длительного изучения фактических сроков
службы (ресурсов) деталей и структуры ремонтного цикла
компрессоров ВНИИхолодмашем были разработаны нормы
расхода запасных частей ко всем типам поршневых
компрессоров, среднегодовые нормы расхода сменных
деталей и ремонтные комплекты запасных частей.
В табл. 1 приведены нормы расхода запасных частей
к поршневым компрессорам. Общая норма распадается
на частные нормы, приходящиеся на детали, изготовляемые
на заводе-изготовителе компрессоров, на заводе «Венибе»,
на Пензенском компрессорном заводе и на заводах
привлеченных министерств—автотракторостроения и др.—
¦(норма на покупные детали).
В табл 2 и 3 приведены среднегодовые нормы расхода
сменных деталей и ремонтные комплекты запасных частей
к компрессорам производства московского завода
«Компрессор» для одного малого (М), среднего (С) и
капитального (К) ремонтов *, исходя из среднегодовой наработки
3500 ч. Стоимость деталей установлена по прейскурантам,
введенным в действие с 1 января 1973 г. Стоимость
деталей, на которые еще не установлены прейскурантные цены,
взята из калькуляционных данных
предприятий-изготовителей.
Для определения годовой потребности в той или иной
сменной детали для любого типа компрессора необходимо
среднегодовую норму расхода умножить на число
одноименных сменных деталей в компрессоре.
В зависимости от числа эксплуатируемых на данном
предприятии компрессоров потребитель может определить
количество сменных деталей того или иного наименования
для ремонтно-эксплуатационных нужд на планируемый
период.
Предлагаемые нормативы позволяют:
заводам-изготовителям планировать выпуск запасных
частей в номенклатуре; прогнозировать на ближайший
период объемы производства по каждой сменной детали
(в тыс. шт.) и заблаговременно решать вопросы расшивки
узких мест в производстве; укрупнять поставки и
осуществлять ежеквартальные равномерные поставки в адрес
территориальных управлений материально-технического
снабжения;
* В среднегодовых нормах учтена потребность в
отдельных быстро изнашивающихся деталях, замена
которых может быть проведена при профилактических осмотрах.
55
Нормы расхода запасных частей ко всем типам поршневых компрессоров
Таблица 1
Марка компрессора
Норма расхода на один компрессор, руб/год
общая
на детали завода-
изготовителя
компрессора
на детали завода
«Венибе»
на детали
Пензенского
компрессорного завода
на покупные
детали
АВ100 \
22ФВ100 /
АУ200 \
22ФУ200 /
АУУ400
ДАУ500
ДАУУ100
БАУ200 \
ФУ 175 /
ФУУ350
АУ300
ДАУ80
АО600
АО 1200
ДА0275
ДАО550
ДАОН175
ДАОН350
ФВ1,5
2ФВб,5
АВ22 \
22ФВ22 /
АУ45 \
22ФУ45 /
АУУ90 \
22ФУУ90 /
АВ15
АУЗО
ФВ20
ФУБС15
ФУБС40
ФВ12
АО600П
АО1200П
ДА0275П
ДАО550П
ДАОН175П
ДАОН350П
ФУ40
ФУУ80
ФВ6
ФУ12
ФУУ25
2ФВБС4
2ФВБС6
2ФУБС9
2ФУБС12
2ФУУБС18
2ФУУБС25
ФВБС4
ФВБСб
ФУБС9
ФУБС12
ФУУБС18
ФУУБС25
59,65
100,8
169,0
95,7
173,6
109,6
200,9
160
166
471
904
534
1058
540,4
1059,8
5,3
7,8
23,13
39,2
59,5
16,04
23,06
36,27
20,0
53,94
35,0
499,7
865,4
641,4
1248,8
642,4
1252,8
50,83
83,6
6,3/3,7*
4,1/8,6*
19,14
6,0
6,0
11,8
11,8
18,44
18,44
5,0
5,0
10,0
10,0
15,74
15,74
47,4
76,3
120,0
71,4
125,0
72,1
126,0
114,3
120,6
181,0
323,0
197,0
374,0
202,0
385,0
5,3
4,1
16,4
25,0
32,3
16,04
23,06
31,3
20,0
44,0
35,0
473,0
812,0
588,0
1142,0
589,0
1146,0
40,8
63,0
2,6/1,2*
7,0/3,6*
14,0
3,5
3,5
6,8
6,8
13,0
13,0
2,5
2,5
5,0
5,0
10,3
10,3
12,25
24,5
49,0
24,3
48,6
37,5
74,9
45,9
45,9
26,7
53,4
53,4
106,8
53,4
106,8
1,35
3,6
7,2
14,4
3,82
7,64
26,7
53,4
53,4
106,8
53,4
106,8
7,65
15,3
1,35/1,0*
2,7/2,0*
4,0
1,
1,
2,
2,
4,
4,
1,
,0
,0
,о
,0
,0
,0
,0
1,0
2,0
2,0
4,0
4,0
264,0
528,0
284,0
578,0
285,0
568,0
2
3,
7,
12
1,
2,
35
13
0
,8
15
3
2,38
4,76
2,35/1,5*
4,4/3,0*
14
5
5
3,0
3,0
1,44
1,44
1,5
1,5
3,0
3,0
1,44
1,44
В числителе дроби приведена норма для компрессоров, применяющихся на предприятиях торговли и общественного пи-
56
Таблица 2
Среднегодовые нормы расхода сменных деталей и ремонтные комплекты запасных частей для аммиачных и фреоновых компрессоров
с ходом поршня 130 мм
п/п
с51
?
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14:
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
Наименование детали
Пружина буферная
Пружина буферная
малая
Гильза
Гильза
Прокладка (под гильзу)
Прокладка (под смотровое
стекло)
Вал коленчатый
Вал коленчатый
Вал коленчатый
Болт противовеса
Шестерня
Вкладыш нижней головки
шатуна
Вкладыш нижней головки
шатуна
Втулка верхней головки
шатуна
Болт шатунный
Гайка шатунного болта
Поршень
Поршень
Поршень ступени в. д.
Палец поршня
Кольцо поршневое
Кольцо поршневое
Кольцо поршневое
Кольцо поршневое
Замок пальца
Номер чертежа детали
АУ200-00-12Л
АУ200-00-25
АУ200-01-02К
ФУ175-01-01К
АУ200-01-03
АУ200-00-22К
АВ100-07-01К
АУ 200-07-01К
АУУ400-07-01К
АУ200-07-05К
АУ200-07-11
Нр-281-1-63
Нр-281-8-68
Нр-281-6-63
Нр-281-2-68
Нр-281-7-68
АУ 200-20-02 К
ФУ 175-20-41-00К
ДАУ50-21-01-00
Нр-282-63
АУ200-ЦУ150X4
АУ200-ЦМ150Х4
ФУ 175-ЦУ 190x4
ФУ175-ЦМ190Х4
АУ200-20-05К
„
л н с
н о о
о ее*
° i
55 2.«
о яо
U о а
1—00
0—60
53—00
49—00
0-30
0—18
74—00
74—00
203-00
2—30
12—75
8—20
10-45
6—00
2—60
0—43
13—50
23—00
17—70
1—70
0-60
0-70
1—10
1—10
0—30
Число деталей на один компрес-
о
„о
о~
OpQ
3?
< <м
2
2
2
—
4
2
1
—
—
4
1
2
—
2
4
4
2
—
—
2
4
4
4
сор, шт.
о
.о
о<м
>>%
<Oi
4
4
4
8
2
1
—
4
1
4
—
4
8
8
4
—
—
4
8
8
8
о
о
>>
>>
<
8
8
8
—
16
4
—
1
4
1
—
8
8
16
16
8
—
—
8
16
16
16
о
<
п
4
4
4
—
8
2
1
—
4
1
4
—
4
8
8
3
—
I
4
10
6
—
8
о
о
<
п
8
8
8
—
16
4
—
1
4
1
—
8
8
16
16
6
—
—
8
20
12
"
"
8
о
о
<м
>>
<
Ю
4
4
—
4
8
2
1
—
4
1
4
—
4
8
8
—
4
—
4
8
8
16
>
е
4
4
—
4
8
2
1
—
4
1
4
—•
. 4
8
8
—
4
—
4
8
8
8
о
ю
со
>>
>»
е
8
8
—
8
16
4
—
1
4
1
—
8
8
16
16
—
8
—
8
16
16
16
к та 2 ,
та Ч я X,
я та н § 3
0J О. г> О^
йо 2 я
и кс« ч
0,1
ол
0,13
0,13
0,12
0,065
0,02
0,02
0,02
0,03
0,01
0,13
0,13
0,20
0,1
0,1
0,13
0,13
0,2
0,2
1,0
1,0
1,0
1,0
0,36
н
я
о
2
0)
Р.
ее
я
CQ
С
к
с
к
к
к
к
к
к
к
к
к
к
с
к
с
к
с
к
к
к
к
к
к
с
к
м
с
к
м
с
к
м
с
к
м
с
к
м
с
к
о
.о
о—¦
Offl
5?
< <м
1
1
1
1
2
4
2
0,15
—
—
1
0,1
1
2
—
2
2
4
4
2
—
2
2
4
4
4
4
4
4
1
4
4
Р
о
.о
o<n
©>,
(Mrs.
>>g
*^ CN
2
2
2
2
4
8
2
0,15
—
1
0,1
2
4
—
4
4
8
8
4
—
4
4
8
8
8
8
8
8
2
8
8
емонтные
о
о
>.
< .
4
4
4
4
8
16
4
—
0,15
1
0,1
Z
4
8
8
8
16
16
8
—
8
8
16
16
16
16
16
16
4
16
16
о
ю
>>
<
fc?
2
2
2
2
4
8
2
0,15
—
1
0,1
2
4
—
4
4
8
8
3
1
4
4
10
10
10
6
6
6
2
8
8
комплекты
Ъ
о
<
сС
4
4
4
4
8
16
4
—
0,15
1
0,1
—
4
8
8
8
16
16
6
—
8
8
20
20
20
12
12
12
2
8
8
о
о
>>
<
\Ц
2
2
2
2
—
4
8
2
0,15
—
1
0,1
2
4
—
4
4
8
8
—
4
—
4
4
—
—
8
8
8
8
8
8
4
16
16
шт.
ю
>>
0
2
2
2
2
:
4
8
2
0,15
—
1
0,1
2
4
—:
4
4
8
8
—
4
—
4
4
—
—
8
8
8
8
8
8
2
8
8
о
ю
СО
>>
>)
0
4
4
4
4
—
8
16
4
—
0,15
1
0,1
4
8
8
8
16
16
—
8
—
8
8
—
—
16
16
16
16
16
16
4
16
16
26
27
28
29
30
30
31
32
оо
Наименование детали
Розетка (всасывающего
клапана)
Седло (всасывающего клапана)
Поршень ступени в. д.
Пластина (всасывающего
клапана)
Ограничитель
Ограничитель
Винт М10Х47
Шайба колпачковая
г —
Номер чертежа детали
АУ200-Ц20-03-02М
АУ200-Ц20-03-01М
ДАУУ100-21-01-00
АУ200-Ц41-03М
АУ200-Ц20-03-03М
АУ200-Ц20-03-ОЗМ
АУ200-20-08Л
ФУ175-20-06К
ЛЛ7ПЛЛ ТТûû ЛО ГУ С АЛ
Болт
Розетка (всасывающего клапана)
Седло (всасывающего клапана)
Пластина (всасывающего
клапана)
Ограничитель
Винт
Болт
Пластина (всасывающего и
нагнетательного клапанов)
Пластина (всасывающего и
нагнетательного клапанов)
Кольцо неподвижное
(графитовое)
Кольцо подвижное
Кольцо уплотнительное
(резиновое)
45 I Пружина
АУ200-Ц20-03-05М
ФУ175-Ц20-03-02М
ФУ175-Ц20-03-01М
ФУ175-Ц20-03-ОЗМ
ФУ175-Ц20-03-05М
ФУ175-Ц20-03-07М
ФУ175-Ц20-03-06М
ФУ175-20-03-02К
АУ200-20-03-03К
АУ 200-29-01-00
АУ200-29-06Л
АУ200-29-08
АУ200-29-10К
Продолжение табл. 2
т
о хю
н ее >»
U О а
0—32
6-06
18—30
0-03
0—40
0—40
0—49
0-50
0—37
0—40
9—00
0-03
0—40
0-17
0—37
0—05
0-05
8—30
1-50
0—08
0-08
4
2
14
4
4
20
2
2
12
8
4
28
16
16
161
8
56
16
132
|32
16 1
40
2
2
12
4
| 28
8
16
16
16
2
56
16
32
32
16 I
80
2
2
12
40
2|
2
12
16
8|
4
|40
8
16 I
8
172
80
2
2
12
2
2
12
16|
8
4
40 |
8
16
8
72
32
16
8
80
16
32
16
144
2
2
12
2
2
12
0,15
0,12
0,2
1,0
0,23
0,16
0,6
0,16
0,15
0,12
1,0
0,23
0,16
0,16
1,0
1,0
0,55
0,18
0,9
0,17
Ремонтные комплекты, шт.
С
К
с
к
К
м
с
к
с
к
с
К
м
с
к
к
с
к
с
К
м
с
к
с
К
с
к
К
м
с
к
м
с
к
м
с
к
с
к
м
с
к
с
к
5g
2
2
1
1
14
14
14
4
4
4
4
4
8
20
20
20
1
2
2
1
2
2
2
2
6
12
.о
О CS
< см
4
4
2
2
28
28
28
8
8
8
8
8
16
16
40
40
40
1
2
2
1
2
2
2
2
6
12
8
8
4
4
56
56
56
16
16
16
16
16
32
32
16
80
80
80
1
2
2
1
2
2
2
2
6
12
4
4
2
2
28
28
28
8
8
8
8
8
16
16
40
40
40
1
2
2
1
2
2
2
2
6
12
8
8
4
4
2
56
56
56
16
16
16
16
16
32
32
16
80
80
80
1
2
2
1
2
2
2
2
6
12
8
16
16
4
4
2
2
40
40
40
8
8
8
8
8
72
72
72
1
2
2
1
2
2
2
2
6
12
е
>>
е
№ п/п
46
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
Ь9
60
61
62
63
64
65
66
Наименование детали
Прокладка (плоского сечения)
Прокладка
(предохранительного клапана)
Прокладка
(предохранительного клапана)
Прокладка
(предохранительного клапана)
Продладка
(предохранительного клапана)
Пружина (предохранительного
клапана)
Пружина (предохранительного
клапана)
Пружина (предохранительного
клапана)
Пружина (предохранительного
клапана)
Седло (нагнетательного
клапана)
Розетка (нагнетательного
клапана)
Пластина (нагнетательного
клапана)
Ограничитель
(нагнетательного клапана)
Болт (нагнетательного клапана)
Шайба стопорная
(нагнетательного клапана)
1 Седло (нагнетательного клапана)
Розетка (нагнетательного
клапана)
Ограничитель
(нагнетательного клапана)
Болт (нагнетательного клапана)
Шайба стопорная
(нагнетательного клапана)
Корпус насоса
Номер чертежа детали
АУ200-29-13
АВ100-37-03-03
АУ200-35-01-02К
АУУ400-35-01-03
ДАУ80-37-05
АВ100-37-05К
АУ200-35-04К
АУУ400-35-03К
20АПК-00-4
АУ200-Ц41-01М
АУ200-Ц41-02М
| АУ200-Ц41-03М
АУ200-Ц41-04М
АУ200-Ц41-06М
АУ200-Ц41-07П
ФУ175-Ц41-01М
АУ200-Ц20-03-02М
АУ200-Ц20-03-03М
ФУ175-Ц41-02М
ФУ175-Ц41-03М
АУ200-66-03
к
имость
ой дета
. — коп.
о я>о
U о о.
0—08
0—17
0—01
I 0—03
0—09
0-33
0-85
1—40
0—18
5-10
0—60
1 0—03
0—40
0-37
0—01
9—40
0—32
0—40
0—37
0—01
1 11—80
Число деталей на один
компрессор, шт.
о
.о
о-*
«Й
< CN
2
1
—
—
1
—
—
2
4
18
4
4
4
—
—
—
—
—
1
о
.о
о <м
^ф
<? <м
2
1
—
—
1
—
—
4
8
36
8
8
8
—
¦—
—
—
—
1
о
о
>>
<
2
1
—
1
—
8
16
72
16
16
16
¦—
—
—
—
—
1
о
ю
>>
<
п\
2
—
2
—
2
4
8
36
8
8
8
—
—
—
—
—
1
о
о
я
>>
<
п
2
1
—
—
1
—
—
8
16
72
16
16
16
—
—
—
—
—
1
о
о
<
Ю
2
1
—
—
1
—
—
—
56
—
—
—
4
16
16
16
16
1
?
0
2
1
—
—
1
—
—
—
—
56
—
—
4
16
16
16
16
1
о
ю
СО
>>
о
2
1
—
1
—
—
—
112
—
—
—
8
32
32
32
32
1
вая
ода
нию
та-
днегодс
ма расх
отноше
Дной де
, шт.
0.0 2 я
и яс-я ч
0,95
0,95
0,95
0,95
0,95
0,2
0,2
0,2
0,2
0,12
0,15
0,6
0,15
0,13
0,2
0,12
0,15
0,15
0,13
0,2
0,09 1
о
s
0)
о.
к
CQ
м
с
к
м
С
К
м
с
к
м
с
к
м
с
к
с
к
с
к
с
к
с
к
с
к
с
к
м
с
к
с
к
к
с
к
с
к
с
к
с
к
к
с
к
к 1
Продолжение
табл. 2
Ремонтные комплекты, шт.
о
.о
2*3
<<N
2
2
2
1
1
1
—
—
—
1
1
—
—
—
1
1
2
2
9
18
18
4
4
4
4
4
—
0,6б1
У200,
2ФУ200
<? <м
1 2
2
2
1
1
1
i —
—
—
1
1
—
—
2
2
4
4
18
36
36
8
8
8
8
8
—
0,6б|
о
о
>»
<
2
2
2
—
1
1
1
—
1
1
4
4
8
8
36
72
72
16
16
16
16
16
—
0,6б|
о
ю
<
п
2
i 2
2
—
—
2
2
2
.
—
—
2
2
2
2
4
4
18
36
36
8
8
8
8
8
~
0,661
о
о
<
fct
2
2
2
1
1
1
z
—
~
1
1
—
—
4
4
8
8
36
72
72
16
16
16
16
16
—
0,66|
о
о
CN
>>
1 <
Й
2
2
2
1
1
1
—
—
1
1
—
—
—
—
28
56
56
—
—
—
2
2
8
8
16
16
16 !
16
16
0,66
ю
ь-
>
0
2
2
2
1
1
1
—
—
1
1
—
' —
—
•—
28
56
56
—
—
—
2
2
8
8
16 I
16
16
16
16
0,66
о
ю
СО
>>
1 ^
о
2
2
2
—
1
1
1
"
—
—
1
1
—
—
56
112
112
—
—
4
4
16
16
32
32
32
32
32
0,66
Продолжение табл. 2
67
68
69
70
71
72
73
74
75
76
77
1
2
3
Наименование детали
Крышка насоса
Валик ведущей шестерни
Валик ведомой шестерни
Шестерня ведущая
Шестерня ведомая
Шестерня
Упругий элемент
высокоэластичной муфты
Кольцо резиновое (всасыВсЮ-
щих и нагнетательных
запорных вентилей)
Клапан в сборе (всасывающих
запорных вентилей)
Клапан в сборе
(нагнетательных запорных вентилей)
Клапан в сборе (всасывающих
запорных вентилей)
Покупные детали
Шплинт 4X36 (ГОСТ 397—66)
Роликоподшипник № 3618 К1
(ведомость 34116ст-63)
Стекло смотровое диаметром
75x10 (ТУАС414—61)
Номер чертежа детали
АУ200-66-04
АУ200-66-05к
АУ200-66-06
АУ200-66-07а
АУ200-66-08а
АУ200-66-02а
Нр-286-4-68
АУ200-73-04а
АУ200-73-05-00К
АУ200-77-01-00К
АУУ400-73-02-00К
—
—
Стоимость I
одной детали,
руб. —коп.
6—60
7—20
1—80
4—80
5-30
9—00
9—00
0—02
6—10
6—10
8—30
—
—
Число деталей на один
компрессор, шт.
АВ100, 1
22ФВ100
18
—
2
8
2
1
АУ200, 1
22ФУ200
18
1
1
8
2
1
о
о
<
27
—
1
1
16
2
2
о
ю
>>
<
27
—
3
8
2
1
о
о
>>
<
36
—
3
1
16
2
2
о
о
<
18
1
1
8
2
1
ю
>>
0
18
1
1
8
2
1
о
ю
СО
>»
>>
0
27
—
2
1
16
2
2
Среднегодовая
норма расхода
(по отношению
к одной
детали), шт. 1
0,09
0,09
0,09
0,09
0,09
0,013
0,26
0,94
0,06
0,06
0,06
0,85
0,13
0,013
Вид ремонта
К
к
к
к
к
к
с
к
м
с
к
к
к
к
м
с
к
к
к
АВ100,
22ФВ100
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
18
18
18
—
2
8
8
8
2
1
Ремонтные комплекты,
АУ200,
22ФУ200
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
18
18
18
1
1
8
8
8
2
1
о
о
>>
>>
<
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
27
27
27
—
1
1
16
16
16
2
2
о
ю
>
<
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
27
27
27
. —
3
8
8
8
2
1
о
о
я
<
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
36
36
36
—
3
1
16
16
16
2
2
о
о
см
>>
<
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
18
18
18
1
1
8
8
8
2
1
шт.
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
18
18
18
1
1
8
8
8
2
1
о
ю
СО
>>
е
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
27
27
27
—
2
1
16
16
16
2
2
Таблица 3
Среднегодовые нормы расхода сменных деталей и ремонтные комплекты запасных частей для аммиачных
компрессоров с ходом поршня 150 мм
с
"еГ
?
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
Наименование детали
Пружина буферная (большая)
Пружина буферная (малая)
Гильза
Прокладка (под гильзу)
Прокладка (под смотровое
стекло)
Вал коленчатый
Болт противовеса
Шестерня
Вкладыш нижней головки
шатуна
Втулка верхней головки
шатуна
Болт шатунный
Гайка шатунная
Поршень ступени н. д.
Палец поршня
Кольцо поршневое
Кольцо поршневое
Поршень ступени в. д.
Замок пальца
Винт М10Х40 (крепления
клапана)
Пластина
Розетка всасывающего клапана
Седло всасывающего клапана
Шайба колпачковая
Кольцо неподвижное
(графитовое)
Кольцо подвижное
Кольцо уплотнительное
(резиновое)
Прокладка Ф 130x105x0,5
Пружина
Прокладка (предохранительного
клапана)
Номер чертежа детали
ДАУ80-00-07Л
ДАУ80-00-14
ДАУ80-01-1к
ДАУ80-01-8
АУ 200-00-22 К
ДАУ80-07-01Л
ДАУ80-07-5К
ДАУ80-07-10К
ДАУ80-сб20-7К
ДАУ80-20-8К
ДАУ80-20-ЗЛ
ДАУ80-20-4К
ДАУ80-20-96
ДАУ80-20-10К
ДАУ80-ЦУ200Х5
ДАУ80-ЦМ200Х5
ДАУ80-21-01
ДАУ80-20-11К
ФУ 175-20-02 К
ФУ175-Ц20-03-03М
ФУ175-Ц20-03-02М
ФУ175-Ц20-03-01М
ФУ175-20-06К
[ДАУ80-сб29-1
ДАУ80-29-4
ДАУ80-29-5
ДАУ80-29-11
ДАУ80-29-7К
АУ200-35-01-02К
<я .
н <и '
8«*
s«2
sott.
Н С[ X О
и о ч «
1—10
1—35
91—00
1—10
0—18
151—00
2—25
14—00
21—00
12—00
2—20
1—30
30-00
3—50
1-30
1—30
38—30
0—25
0—60
0,03
0—40
9—00
0—50
15-00
3-00
0—08
0—08
0—08
0—01
Число
дета-
лей на один 1
компрессор,
шт.
АУЗОо|дАУ80|
4
4
4
8
4
1
4
1
4
4
8
8
4
4
12
8
—
8
16
40
8
4
! 16
! 2
2
2
2
6
! 1
4
4
4
8
4
1
4
1
4
4
8
8
3
4
14
6
1
8
16
40
8
4
16
2
2
2
2
6
Среднегодовая норма
расхода (по
отношению
к одной
детали), шт.
0,1
0,1
0,1
0,12
0,065
0,02
0,03
0,013
0,065
0,2
0,13
0,13
0,11
0,16
0,94
1,02
0,2
0,43
0,12
0,6
0,15
0,12
0,6
0,6
0,18
1,02
1,02
0,17
0,95
нта
о
S
О)
о.
«
X
со
С
к
с
к
к
к
к
к
к
к
с
к
с
к
к
к
к
с
к
м
с
к
м
с
к
с
1 К
м
с
с
! к
м
с
с
с
1 к
м
с
м
с
1 с
к
м
с
| м
с
м
с
к
Ремонтные
комплекты,
шт.
АУ300|ДАУ80
2
2
2
2
4
8
4
0,15
1
0,1
2
4
4
4
8
8
4
4
4
12
12
12
8
8
8
—
2
8
8
8
16
40
40
40
4
4
2
2
8
16
16
1
2
2
2
2
2
2
2
\ 2
2
2
6
6
1
1
1
2
2
2
2
4
8
4
0,15
1
0,1
2
4
4
4
8
8
3
4
4
14
14
14
6
6
6
1
1
2
8
8
8
16
40
40
40
4
4
2
2
8
16
16
1
2
2
2
, 2
2
2
2
2
2
2
6
6
—
Продолжение табл.
с
"с"
Z
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
1
2
3
Наименование детали
Пружина (предохранительного
клапана)
Прокладка
(предохранительного клапана)
Пружина (предохранительного
клапана)
Пластина нагнетательного
клапана
Розетка нагнетательного
клапана (в сборе)
Седло нагнетательного клапана
Ограничитель нагнетательного
клапана
Ограничитель всасывающего
клапана
Корпус Масляного насоса
Крышка масляного насоса
Валик ведущей шестерни
Валик ведомой шестерни
Шестерня ведущая
Шестерня ведомая
Шестерня
Упругий элемент
высокоэластичной муфты
Кольцо резиновое
(всасывающих и нагнетательных
запорных вентилей)
Клапан в сборе
Клапан в сборе
Покупные детали
Шплинт 4x36 (ГОСТ 397—66)
Подшипник № 3622
Стекло смотровое (ТУАС14—61)
Номер чертежа детали
АУ200-35-04К
ДАУ80-37-05
20АПК-00-4
АУ200-Ц41-03М
АУ200-Ц20-03-02М
ФУ175-Ц41-01М
АУ200-Ц20-03-03М
ФУ175-Ц20-03-05М
АУ200-66-03
АУ200-66-04
АУ200-66-05К
АУ200-66-06
АУ200-66-07а
АУ200-66-08а
АУ200-66-02а
Нр-286-4-68
АУ200-73-04а
АУ200-73-05-00К
АУ200-77-01-00К
—
—
—
Л Н 1
н <и ¦
3«о
80м1 .
О К *Е
н сек о
U о ч *
0—85
0-09
0—18
0-03
0—32
9—40
0—40
0—40
11—80
6—60
1—80
7—20
4—80
5—30
9—00
9—00
0-02
6—10
6—10
—
—
—
Число
дета-
лей на один
компрессор,
шт.
АУ300
1
—
56
16
4
16
8
12
1
1
8
2
2
ДАУ80
—
2
2
56
16
4
16
8
24
1
3
8
2
2
Среднегодовая норма
расхода (по
отношению
к одной
детали), шт.
0,2
1,0
0,2
0,6
0,15
0,12
0,23
0,23
0,09
0,09
0,09
0,09
0,09
0,09
0,013
0,26
0,94
0,06
0,11
0,85
0,13
0,013
нта
о
S
о»
сх
К
С
К
м
С
к
С
к
м
С
к
С
к
с
к
с
к
с
к
к
к
к
к
к
к
к
с
к
м
с
к
к
к
м
с
к
к
к
Ремонтные
комплекты,
шт.
АУ300
1
1
—
¦—
28
56
56
8
8
2
2
16
16
8
8
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
12
12
12
1
1
8
8
8
2
0,2
ДАУ80
—
2
2
2
2
2
28
56
56
8
8
2
2
16
16
8
8
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,66
0,1
1
1
24
24
24
1
3
8
8
8
2
0,2
,j предприятиям, эксплуатирующим холодильные
машины, правильно определять в стоимостном выражении
и в номенклатуре общую потребность в запасных частях
на планируемый период и составлять технически
обоснованные заявки.
Нормативы ремонтных комплектов запасных частей
помогут работникам ремонтных служб предприятий-
потребителей своевременно подготовиться к любому виду
ремонта, проводимому по графику
планово-предупредительных ремонтов.
Э. М. БЕЖАНИШВИЛИ, П. И. ЕРМАКОВА —
ВНИИхолодмаш
(Продолжение следует)
Рефераты
621.572
Сравнение эффективности работы аммиачных
холодильных машин с воздушными водяным охлаждением
конденсаторов. АБДУЛЬМАНОВ X. А., ВАСИЛЬЕВ В. Я-—
«Холодильная техника», 1973, №8.
Предложена методика определения оптимальной
температуры конденсации для холодильных машин с
конденсаторами воздушного охлаждения. Сравниваются
холодильные машины с конденсаторами водяного и воздушного
охлаждения по суммарным затратам на выработку холода
с учетом изменения температуры конденсации и величины
теплопритоков. Анализ показал целесообразность более
широкого применения холодильных машин с воздушным
охлаждением конденсаторов. Таблиц 2. Список
литературы— 8 названий. Иллюстраций 5.
621.565.8
Опытно-промышленная гелиохолодильная абсорбционная
установка. БАУМ В. А., КАКАБАЕВ А., ХАНДУР-
ДЫЕВ А., ЖУРАВЛЕНКО В. Я-, ГРОСМАН Э. Р.,
ВОЛОШИН В. Т., ШАВРИН В. С— «Холодильная
техника», 1973, № 8.
Описаны конструкция и принцип действия
абсорбционной хлористолитиевой установки с солнечной
регенерацией раствора, предназначенной для снабжения холодом
системы кондиционирования воздуха жилого здания.
Приведены результаты эксплуатационных испытаний в
течение летнего сезона. Иллюстраций 1.
621.575
Исследование ректификатора абсорбционной
холодильной машины. ГЛИНКА Л. Л., МИНКУС Б. А.—
«Холодильная техника», 1973, № 8.
Приведены результаты экспериментального
исследования процессов в колонне ректификатора и дефлегматора
лабораторной водоаммиачной абсорбционной холодильной
машины. Установлено, что ситчатый распределитель
кипятильника эквивалентен действительной тарелке
исчерпывающей колонны, а кожухотрубный дефлегматор —
одной тарелке укрепляющей колонны. Средний флегмо-
вый коэффициент ректификатора r\R = 0,85; средний
коэффициент Мерфри тарелки цм = 0,70. Список
литературы— 4 названия. Иллюстраций 2.
621.362.2
Эффективные термоэлектрические холодильные
микромодули. БАШ И. М., ГЛАДКИХ Л. М., ИЗУПАК Э. А.,
ИОРДАНИШВИЛИ Е. К-— «Холодильная техника»,
1973, № 8.
Описана конструкция слаботочных термоэлектрических
холодильных микромодулей на основе халькогенидов
висмута и сурьмы. Приведены результаты сравнительных
испытаний микромодулей из 17 термоэлементов с круглым
и квадратным сечением ветвей. Испытания выявили их
высокую термоэлектрическую эффективность. Таблиц 2.
Список литературы— 3 названия. Иллюстраций 4.
621.572.004
Свойства растворов фреона-502 с маслом ХФ-22с-16.
МЕЛЬЦЕР Л. 3., ДРЕМЛЮХ Т. С, РАМЬЯЛГ Ю. П.,
СИЛИНА Л. Б.— «Холодильная техника», 1973, № 8.
Представлены результаты экспериментального
определения взаимной растворимости, давления пара, плотности,
подвижности при низких температурах и химической
стабильности растворов фреона-502 и синтетического
смазочного масла ХФ-22с-16. Обсуждаются вопросы,
связанные с эксплуатацией холодильных машин, работающих
на фреоне-502, для которых в качестве смазки выбрано
масло ХФ-22с-16. Список литературы— 12 названий.
Иллюстраций 5.
621.575.9
О кристаллогидрат ном способе получения холода.
СМИРНОВ Л. Ф., КЛЕЩУНОВ Е. И.— «Холодильная
техника» , 1973, № 8.
Рассмотрена теплоиспользующая холодильная
установка, в которой термохимическая компрессия холодильного
агента осуществляется за счет последовательных
процессов образования и разложения газовых гидратов. В
качестве холодильного и гидратообразующего агента
используется хлор. Список литературы—4 названия.
Иллюстраций 2.
621.564.22:536.63
Изохорная теплоемкость аммиака. КЛЕЦКИЙ А. В.,
РЯБУШЕВА Т. И., ЕРШОВА Н. С, БРУЙ Л. П.—
«Холодильная техника», 1973, № 8.
На разработанном вакуумном адиабатном калориметре
измерена изохорная теплоемкость аммиака при
плотностях, близких к 105 и 350 кг/м3, в диапазоне температур
от—48 до 131° С. Получено 72 экспериментальных
значения теплоемкости. Таблиц 1. Список литературы —
4 названия. Иллюстраций 2.
536.24:635.037.1
Теплообмен при охлаждении картофеля и овощей в
насыпном слое. АЛЯМОВСКИЙ И. Г.— «Холодильная
техника», 1973, № 8.
Дается аналитическое решение задачи о температуре
в насыпном слое картофеля и овощей. На основе этого
решения можно выбирать условия холодильной
обработки, размеры и конструкцию штабеля. Таблиц 1. Список
литературы — 8 названий. Иллюстраций 2.
621.594
Использование регазификации сжиженного природного
газа для получения сухого льда. ТРОШИН А. К-,
КРАСНОВ Ю. П., ЕПИШОВ В. 3., ХАЙДАР Н. И.,
БИН X. М.— «Холодильная техника» 1973, № 8.
Исследована возможность использования регазифи-
цируемого сжиженного природного газа в качестве
охлаждающего теплоносителя в конденсаторах С02 вместо
аммиака, а также в конденсаторах С02 вместо аммиака и
холодильниках вместо воды в установках для производства
сухого льда. Рассчитано, что расход энергии в первом
случае в 2,04 раза, а во втором— в 2,6 раза меньше,
чем в установке для производства сухого льда с
вспомогательной аммиачной холодильной машиной.
Иллюстраций 1.
637.54.037.5
Охлаждение тушек птицы методом орошения.
ЛОГИНОВ Л. И., СИВАЧЕВА А. М.— «Холодильная
техника» , 1973, № 8.
Исследования способа охлаждения тушек птицы
орошением в воде показали ряд преимуществ этого способа
охлаждения: сокращаются время охлаждения, количество
поглощенной тушками влаги (до 1,5—2%), улучшается
санитарное состояние поверхности. Список литературы —
5 названий. Иллюстраций 2.
63
Холодильная установка передвижного типа CHZPM
для охлаждения сельскохозяйственных продуктов
Холодильная установка CHZPM предназначена для охлаждения
воздуха при консервировании
зерна. Производительность ее
около 60 т в сутки при рабочих
условиях охлаждения зерна от
25° С до 5 или 10° С. Основной
частью установки является
холодильный блок с
конденсатором воздушного охлаждения и
радиальным вентилятором
испарителя. Установка оснащена
необходимыми приборами
автоматики для непрерывной
эксплуатации.
Производительность холодильного
компрессора типа S7 24000 ккал/ч при
температуре кипения 0° С и
конденсации 40° С. Привод
компрессора осуществляется
от электродвигателя
номинальной мощностью 7,5 кВт.
После присоединения
распределительного трубопровода
охлаждение зерна может
производиться не только на
элеваторе, но и на складе.
Завод-изготовитель:
национальное предприятие Фриге-
ра Колин.
Монопольный экспортер: «ПРА-
ГОИНВЕРСТ».
внешнеторговое
объединение, Р. О. В. 890,
Прага 9, Чехословакия.
Приобретение товаров иностранного производства осуществляется
предприятиями через министерства, в ведении которых они находятся.
Приглашаем Вас посетить наши экспозиции на Международной
машиностроительной ярмарке в г. Брно, которая состоится с 7 по 16
сентября 1973 года.
Запросы на проспекты и их копии просим направлять по адресу:
Москва, 103031, Кузнецкий мост, 12. Отдел промышленных каталогов ГПНТБ
СССР.
ВО «Внешторгреклама»
CONTENTS
СОДЕРЖАНИЕ
E. I. Andrachnikov. Socialist Obligations Are Being
Fulfilled 1
K. A. Abdulmanov, V. Y. Vasilyev. Comparison of
Effectiveness of Refrigerating Ammonia Machines With
Air- and Water-Cooled Condensers 4
V. A. Baum, A. Kakabayev, A. Khandurdyev, V. Y. Zhu-
ravlenko, E. R. Grossman, V. T. Voloshin,
V. S. Shavrin. Experimental-Industrial Helio-Re-
frigerating Absorption Plant 9
L. L. Glinka, B. A. Minkus. Investigation of
Refrigerating Absorption Machine Rectifier 1 1
I. M. Bash, L. M. Gladkihk, E. A. Izupak, E. K- Ior-
danishvili. Effective Thermoelectric Refrigerating
Micromodules 13
L. Z. Meltser, T. S. Dremlyuk, U. P. Ramyalg, L. B. Si-
lina. Properties of Solutions of Freon-502 With
Oil KF-22s-16 16
L. F. Smirnov, E. I. Kleshchunov. Crystallohydrate
Method of Producing Refrigeration 19
A. V. Kletsky, T I. Ryabusheva, N. S. Ershova,
L. P. Bruy. Isochor Heat Capacity of Ammonia 22
I. G. Alyamovsky. Heat Exchange at Cooling Potatoes
and Vegetables in Bulk 24
A. K- Troshin, U. P. Krasnov, V. Z. Epishov, N. I. Khai-
dar, К. М. Been. Utilization of Regasification of
Liquefied Natural Las for Dry Ice Production ... 28
L. I. Loginov, A. M. Sivacheva. Spray Chilling of Poultry 31
A. I. Tsvetkov, A. M. Sivacheva, V. M. Makayev.
Alterations of Chickens Muscle Tissue at Freezing ... 34
S. K. Stanchev. Chilling and Freezing Poultry 35
A. A. Seredkin. Refrigerated Treatment of Poultry at
Poultry Packing Plants of Krasnodar Area ... 37
FROM DISSERTATIONS
Y. L. Weinstein. Calculation of Compression-Ejector
Refrigerating Machines 38
A. S. Kruze. Influence of Characteristics of Regenerative
Heat Exchanger on Operation of Refrigerating Machine
and Method of Its Calculation 43
G. A. Paniyev. Experimental Investigation of Water
Vapour Absorption by Lithium Bromide Solution in
Presence of Inert Gas 46
PRACTICE EXCHANGE
N. E. Lvov. Reconstruction of Ice Cream Shop at Kolomna
Cold Storage Warehouse 48
V. F. Smirnov. Device for Mechanical Cleaning of
Ammonia Condenser Tubes 49
ASSISTANCE TO PRACTICAL WORKER
T. F. Pimenova. Determination of Water Vapour Content
in Carbon Dioxide Gas 50
BOOK REVIEW
I. L. Volkind. Valuable Handbook for Specialists on
Vegetables and Fruit Storage 5i
FOREIGN TECHNICAL NEWS
D. G. Rutov. Discussion on Methods of Poultry Chilling 53
M. U. Davydov, U. S. Davydov. Thermal Feedback in
Bimetal Temperature Transducers 53
REFERENCE DATA
E. M. Bezhanishvili, P. I. Ermakova. Quota for
Consumption of Spare Parts for Reciprocating
Compressors of Refrigerating Machines and Repair Sets ... 55
Summaries 63
E. И. Андрачников. Социалистические обязательства вы- ¦
полняются , ¦ 1
X. А. Абдульманов, В. Я. Васильев. Сравнение
эффективности аммиачных холодильных машин., с
воздушным и водяным охлаждением конденсаторов 4
В. А. Баум, А. Какабаев, А. Хандурдыев, В. Я.
Журавленке, Э. Р. Гросман, В. Т. Волошин, В. С.
Шаврин. Опытно-промышленная гелиохолодильная
абсорбционная установка 9
Л. Л. Глинка, Б. А. Минкус. Исследование
ректификатора абсорбционной холодильной машины ... 11
И. М. Баш, Л. М. Гладких, Э. А. Изупак, Е. К. Иор-
данишвили. Эффективные термоэлектрические
холодильные микромодули 13
Л. 3. Мельцер, Т. С. Дремлюх, Ю. П. Рамьялг,
Л. Б. Силина. Свойства растворов фреона-502 с
маслом ХФ-22с-16 16
Л. Ф. Смирнов, Е. И. Клещунов. О кристаллогид-
ратном способе получения холода 19
А. В. Клецкий, Т. И. Рябушева, Н. С. Ершова,
Л. П. Бруй. Изохорная теплоемкость аммиака 22
И. Г. Алямовский. Теплообмен при охлаждении
картофеля и овощей в насыпном слое 24
А. К. Трошин, Ю. П. Краснов, В. 3. Епишов,
Н. И. Хайдар, X. М. Бин. Использование рега-
зификации сжиженного природного газа для
получения сухого льда 28
Л. И. Логинов, А. М. Сивачева. Охлаждение тушек
птицы методом орошения 31
А. И. Цветков, А. М. Сивачева, В. М. Макаев.
Изменение мышечной ткани кур при замораживании 34
С. К. Станчев. Охлаждение и замораживание тушек
птицы 35
А. А. Середкин. Холодильная обработка тушек птицы
на птицекомбинатах Краснодарского края ... 37
ИЗ ДИССЕРТАЦИОННЫХ РАБОТ
Я- Л. Вайнштейн. О расчете компрессионно-эжектор-
ных холодильных машин • 38
A. С. Крузе. Влияние характеристик регенеративного
теплообменника на работу холодильной машины и
методика его расчета 43
Г. А. Паниев. Экспериментальное исследование
абсорбции водяных паров раствором бромистого лития в
присутствии инертного газа 46
ОБМЕН ОПЫТОМ
Н. Е. Львов. Реконструкция цеха мороженого
Коломенского холодильника 48
B. Ф. Смирнов. Приспособление для механической
очистки труб аммиачных конденсаторов 49
в помощь практику
Т. Ф. Пименова. Определение содержания водяных
паров в углекислом газе 50
Новые изобретения 30, 47, 51
КРИТИКА И БИБЛИОГРАФИЯ
И. Л. Волкинд. Ценное пособие для специалистов по
хранению плодов и овощей 52
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Д. Г. Рютов. Обсуждение методов охлаждения тушек
птицы 53
М. Ю. Давыдов, Ю. С. Давыдов. Термическая обратная
связь в биметаллических датчиках температуры 53
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Э. М. Бежанишвили, П. И. Ермакова. Нормативы
расхода запасных частей к поршневым компрессорам
холодильных машин и ремонтные комплекты ... 55
Рефераты • 63
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: доктор техн. наук В. Ф. Лебедев (главный редактор), Д. Г. Рютов (зам. главного редактора),
Л. Д. Акимова (зам. главного редактора), Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, А. В. Быков, П. В. Васильев, Б. С. Вейнберг,
И. М. Гиндлин, доктор техн. наук, проф. А. А. Гоголин, И. М. Калнинь, А. В. Кан, доктор техн. наук, проф. Э. М. Каухче-
швили, Н. П. Коновалов, доктор техн. наук, проф. В. С. Мартыновский, М. Н. Мертешов, М. М. Позин, А. Н. Сергиенко,
доктор техн. наук, проф. Г. Б. Чижов, М. М. Шаповале«ко, доктор техн. наук, проф. А. П. Шеффер, доктор техн. наук В. Б.
Якобсон.
Адрес редакции: 125422, Москва, А-422, ул. Костякова, 12 Телефон 216—00—04 доб. 49.
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Издательство «Пищевая промышленность»
Т-08675
Сдано в набор 12/VII 1973 г. Подписано в печать 8/VIII 1973 г. Формат 84Xl087ie Объем 4 п. л.
Усл. печ. л. 6,72 Уч.-изд. л. 8,22 Тираж 16730 экз. Заказ 1328 Цена 50 коп.
Чеховский полиграфический комбинат Союзполиграфпрома при Государственном Комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли, г. Чехов Московской области