ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
МИНИСТЕРСТВА
МЯСНОЙ И МОЛОЧНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И КОНСТРУКТОРСКО-
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
ИНСТИТУТ
холодильной
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
МОСКВА ИЗДАТЕЛЬСТВО -ЛЕГКАЯ И ПИЩЕВАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ-
ИЗДАЕТСЯ С 1923 ГОДА
СОДЕРЖАНИЕ
CONTENTS
РЕШЕНИЯ XXVI съезда КПСС — в жизнь!
Реализация Продовольственной программы — важнейшая
задача пятилетки!
Кузьмин М, П. Пути повышения эффективности научных
исследований в отраслях агропромышленного комплекса 2
Дронов Е. М., Коренев А. М., Тихомиров В. А., Белозе-
ров Г. А., Черненко Е. Н., Барбаль А. И. Холодильная
техника в индустриализации производства готовых блюд,
полуфабрикатов и кулинарных изделий б
За экономию сырьевых, топливно-энергетических и других
материальных ресурсов
Файнштейн В. А. Определение оптимального
сопротивления теплопередаче необогреваемых полов холодильников 1 I
В Министерстве мясной и молочной промышленности СССР
и ЦК профсоюза рабочих пищевой промышленности
Рекомендации по совершенствованию организации
социалистического соревнования в мясной и молочной
промышленности в свете решений XXVI съезда КПСС 14
НАУКА, ТЕХНИКА, ТЕХНОЛОГИЯ
Гликсон А. Л., Лавренченко Г. К.. Трофимов Н. П.,
Шнайд И. М., Берошвили А. И. Электродинамический
компрессор для парокомпрессионных холодильных
машин и дроссельных рефрижераторов 18
Махмудов М. Д. Переносной кондиционер 23
Шавра В. М., Гопин С. Р. Выбор рациональной схемы
размещения агрегата в торговом холодильном
оборудовании 25
Сотников А. Г. Определение расчетной случайной тепловой
нагрузки кондиционируемого помещения 29
Смирнов Л. Ф., Бакум Э. А., Дяченко В. К. Диаграмма
R12— растворы NaCl для расчета кристаллогидратных
опреснительных установок 31
Козлов А. Д., Кузнецов В. М., Мамонов Ю. В.,
Рыбаков С. И. Рациональный метод расчета
термодинамических свойств веществ на ЭВМ 36
Камовников Б. П., Бражников А. М., Антипов А. В.,
Грудзинский В. В. Активность воды в продуктах с
пониженной влажностью 39
В порядке обсуждения
Курылев Е. С, Оносовский В. В., Бахарев И. Н. Еще
раз об оптимизации холодильных установок 4 1
Из диссертационных работ
Аннотации диссертаци й, защищенных на ученую степень
кандидата технических наук в Одесском
технологическом институте холодильной промышленности 43
ОБМЕН ОПЫТОМ
Гусейнов А. А., Арутюнов Э. Р., Кулиев Г. М. Проверка
работы бытовых кондиционеров 4 7
Плошихин В. В. Водонагревательная установка на базе
использования тепла перегрева
ИЗОБРЕТЕНИЯ
46, 54, 61
В НТО ПИЩЕВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Продовольственной программе — первостепенное
внимание! 50
ХРОНИКА
Конференция по проблемам оптимизации и
совершенствования холодильных установок 53
В МЕЖДУНАРОДНОМ ИНСТИТУТЕ ХОЛОДА
Гиндлин И. М. Рекомендации по хранению охлажденных
продуктов 55
НОВОСТИ ИНОСТРАННОЙ ТЕХНИКИ
Пронин В. А., Пекарев В. И. Однороторные винтовые
компрессоры 56
СПРАВОЧНЫЙ ОТДЕЛ
Клецкий А. В. Уравнение состояния и термодинамические
свойства хладагента RC3 18 5.8
РЕФЕРАТЫ 63
DECISIONS OF XXVI CONGRESS OF CPSU-INTO LIFE!
Realization of Food Program-Most Important Task of
Five-Year Plan!
Kuzmin M. P. Methods of Increasing Effectiveness of
Scientific Investigations in Branches of Agro-Industrial
Complex 2
Dronov E. M., Korenev A. M., Tikhomirov V. A., Beloze-
rov G. A., Chernenko E. N., Barbal A. I. Refrigeration
Equipment for Industrializing Production of Precooked
Dishes, Half-Finished and Culinary Products 6
For Economy of Raw Material, Fuel-Energy and Other
Materiel Resources
Finestein V. A. Determination of Optimum Resistance to
Heat Transfer of Nonheated Floors of Cold Stores 11
At Ministry of Meat and Dairy Industry of USSR and
Central Committee of Trade Union of Workers of Food
Industry
Recommendations for Improving Organization of Socialist
Emulation in Meat and Dairy Industry in Light of
Decisions of XXVI Congress of CPSU 14
SCIENCE, ENGINEERING, TECHNOLOGY
Glikson A. L., Lavrenchenko G. K., Trofimov N. P.,
Shnaid I. M., Beroshviii A. I. Electrodynamic Compressor
for Vapor-Compression Refrigerating Machines and
Throttle Refrigerators 18
Makhmudov M. D. Portable Air Conditioner 23
Shavra V. M., Gopin S. R. Selection of Rational Arrangement
of Unit in Commercial Refrigerating Equipment 25
Sotnikov A. G. Determination of Random Heat Load in
Air-Conditioned Room 29
Smirnov L. F., Bakum E. A., Dyachenko V. K. Diagram
R12-NaQ Solutions for Calculating Crystal Hydrate
Desalinating Plants 31
Kozlov A. D., Kuznetsov V. M., Mamonov U. V., Ryba-
kov S. I. Rational Method of Calculating Thermodynamic
Properties of Substances in Computer 36
Kamovnikov B. P., Brazhnikov A. M., Antipov A. V.,
Grudzinsky V. V. Activity of Water in Products with
Reduced Humidity 39
For Discussion
Kurylev E. S., Onosovsky V. *V., Bakharev 1. N. Again
on Optimization of Refrigerating Plants 41
From Dissertations
Summaries of Dissertations Defended for Scientific Degree
of Candidate of Technical Science at Odessa Technological
Institute of Refrigerating Industry 43
PRACTICE EXCHANGE
Guseinov A. A., Arutyunov E. R., Kuliyev G. M. Checking
Operation of Domestic Air Conditioners 47
Ploshikhin V. V. Water-Heating Plant Utilizing Superheat 49
INVENTIONS 46, 54, 61
AT SCIENTIFIC-TECHNICAL SOCIETY OF FOOD
INDUSTRY
All-Round'Attention to Food Program!
MISCELLANY
Conference on Problems of Optimizing and Improving
Refrigerating Plants
AT INTERNATIONAL INSTITUTE OF REFRIGERATION
Gindlin I. M. Recommendations for Storing Refrigerated
Products
FOREIGN TECHNICAL NEWS
Pronin V.A., Rekarev V. I, Single-Rotor Screw
Compressors
REFERENCE DATA
Kletsky A. V. Equation of State and Thermodynamic
Properties of Refrigerant RC318
SUMMARIES
50
53
56
58
63
Издательство сЛегкая и пищевая промышленность», «Холодильная техника», 1982 г

УДК 664.8/.9.037.002.2.024
ХОЛОДИЛЬНАЯ ТЕХНИКА
В ИНДУСТРИАЛИЗАЦИИ
ПРОИЗВОДСТВА ГОТОВЫХ БЛЮД,
ПОЛУФАБРИКАТОВ
И КУЛИНАРНЫХ ИЗДЕЛИЙ
Е. М. ДРОНОВ, канд.техн. наук А. М. КОРЕНЕВ
Московский институт народного хозяйства
им. Г. В. Плеханова
Канд. техн. наук В. А. ТИХОМИРОВ,
Г. А. БЕЛОЗЕРОВ
ВНИИторгмаш
Е. Н. ЧЕРНЕНКО, А. И. БАРБАЛЬ
Марийское СКТБ торгового холодильного
оборудования
«Продовольственной программой
СССР на период до 1990 года»
предусматривается на основе
использования возросшего экономического
потенциала страны обеспечение в возможно
сжатые сроки устойчивого снабжения
населения всеми видами
продовольствия, существенное улучшение
структуры питания советских людей за счет
наиболее ценных прбдуктов.
Значительным резервом в
удовлетворении этих требований обладает сфера
общественного питания. Внедрение в
ней индустриальных форм
приготовления и реализации готовых блюд,
полуфабрикатов и кулинарных, изделий
является одним из главных путей
решения этой задачи.
Переход сети предприятий
общественного питания на индустриальный
метод приготовления пищи позволит
максимально централизовать
производство готовой продукции, вырабатывать
ее на высокомеханизированных и
автоматизированных технологических
линиях.
Индустриализация предприятий-
общественного питания заключается в
создании центральных заготовочных
кулинарных фабрик и сети
прикрепленных к ним доготовочных предприятий
общественного питания. На
заготовочной фабрике осуществляются
переработка пищевых продуктов,
приготовление из них готовых блюд,
полуфабрикатов и кулинарных изделий, их
холодильная обработка и хранение, а на
прикрепленных предприятиях
общественного питания — лишь разогрев
получаемых с фабрики готовых блюд
или доготовка полуфабрикатов при
реализации населению.
Вырабатываемые на заготовочных
фабриках блюда высокой степени
готовности хранят и доставляют для
реализации в горячем, охлажденном либо
замороженном виде.
Горячие блюда поступают на догото-
вочные предприятия в термосах или
специальных контейнерах. Организация
централизованного производства и
доставка готовых блюд вторячем виде при
сохранении традиционных
технологических процессов не требует больших
капитальных затрат. Недостатком
поставок горячих блюд является
ограниченный интервал времени между их
приготовлением и употреблением в
пищу.
Централизованное производство
охлажденной продукции предусматривает
приготовление готовых блюд,
охлаждение их до 10—4°С и хранение на
фабриках, а разогрев — в доготовочных
предприятиях общественного питания.
Основная технологическая задача
заключается в том, чтобы быстро
охладить приготовленные изделия и
обеспечить их хранение в охлажденном
состоянии, чем достигается торможение
развития микробиологических и других
процессов (протекающих наиболее
активно при 20—40°С), снижающих
качество продукции.
Доставка готовых блюд в
охлажденном виде позволяет благодаря
увеличению продолжительности их хранения
расширить зону обслуживания, снять
пиковые нагрузки на предприятиях
общественного питания, расширить
ассортимент готовых блюд на
доготовочных предприятиях без увеличения
численности обслуживающего персонала.
Кроме того, увеличение времени между
производством и потреблением дает
возможность более эффективно
использовать технологическое оборудование.
Сроки хранения охлажденной
продукции относительно невелики:
например, в Великобритании, по
действующим нормам, они составляют 3 сут.
При температурах, близких к 0°С,йх
можно хранить до б сут [6].
При централизованном производстве
замороженных готовых блюд их, как
правило, замораживают в однопорцион-
ных или многопорционных упаковках
и хранят в низкотемпературных
камерах, а затем поставляют на доготовоч-
ные предприятия. Производство
замороженных блюд предполагает их
интенсивное охлаждение с 70—80 до 0°С
и замораживание до —20°С не более
чем за 1,5 ч. Преимуществом замора-
6

живания является большой срок
хранения продуктов (до 6 мес).
Значительный разрыв времени между их
приготовлением и потреблением позволяет
эффективно использовать оборудование
и создавать на предприятиях
общественного питания запас готовых блюд
в широком ассортименте. Однако
производство замороженных блюд требует
больших капитальных вложений и
энергетических затрат, чем производство
охлажденных продуктов.
Применение той или иной формы
индустриализации общественного
питания или комбинации этих форм
обусловлено многими факторами, которые
в данной статье не рассматриваются.
Авторы освещают лишь некоторые
вопросы, относящиеся к интенсивному
охлаждению готовых блюд, кулинарных
изделий и полуфабрикатов при их
производстве на заготовочных
фабриках.
Эта форма индустриализации
общественного питания нашла
распространение в ряде городов Литовской ССР,
Украинской ССР, Свердловской
области и др. Так, в г. Первоуральске
Свердловской области уже завершена
реконструкция предприятий, которые
переводятся на индустриальные методы
приготовления пищи. В одиннадцатой
пятилетке предстоит реконструировать
предприятия общественного питания и в
других городах этой области: Алапаев-
ске, Ревде, Каменск-Уральске,
Верхней Пышме и др. И хотя
реконструкция действующих предприятий в
этих городах носит пока частичный
характер и основана на использовании
существующего оборудования,
внедрение индустриальных форм уже приносит
большой экономический эффект в
результате значительного повышения
производительности труда и
высвобождения рабочей силы.
Однако, как показывает зарубежный
опыт, наибольшую отдачу от
индустриальных форм общественного питания
можно получить лишь при создании
специализированных заготовочных
фабрик, оснащенных
высокомеханизированными и автоматизированными
линиями со специально
предназначенным для этой цели оборудованием.
Так, в Швеции действуют
заготовочные фабрики производительностью от
2 до 20 тыс. обедов в день. Аналогичные
фабрики имеются во Франции,
Великобритании, США, ФРГ и других
странах [6]. Отличительной особенностью
организации производства на этих
фабриках является использование
специальной тары — функциональных
емкостей (ФЕ) — от места приготовления
блюд до их реализации на
предприятиях общественного питания.
Для охлаждения производимой на
заготовочных фабриках продукции
наибольшее распространение получили
аппараты интенсивного охлаждения
(шкафы или установки туннельного
типа).
В шкафах продукты охлаждаются
потоком охлажденного воздуха,
обдувающим ФЕ. Продолжительность
охлаждения в зависимости от
конструкции и производительности шкафа
1—3,5 ч.
Создание аналогичных заготовочных
фабрик планируется и в СССР в
текущей пятилетке. В связи с этим перед
машиностроителями стоит задача —
создать специальное
высокопроизводительное оборудование для этих фабрик.
В число этого оборудования входит
также шкаф интенсивного охлаждения.
Сейчас разрабатывается* комплект
экспериментального оборудования,
которое после испытаний на действующих
предприятиях общественного питания
и последующей доводки будет
выпускаться серийно.
Индустриализация общественного
питания предусматривает
использование, кроме функциональных емкостей
(ФЕ), передвижных стеллажей для их
перемещения, размеры которых
регламентированы стандартами СЭВ (СТ
СЭВ 762—77 и СТ СЭВ 763—77). ФЕ
представляет собой пустотелый с
крышкой сосуд из нержавеющей стали
размером 325x530x65 мм (основной
модуль) или 650x530x65 мм
(удвоенный).
Продолжительность охлаждения
продуктов в ФЕ зависит от ряда факторов:
размеров и материала технологической
тары, толщины и плотности укладки
в ней продуктов, начальных и конечных
температур продукта, его теплофизичес-
ких свойств, температуры, скорости
обдувающего емкость воздуха и др.
Ниже рассмотрены результаты
определения минимальной температуры
воздуха, охлаждающего продукт в ФЕ,
и интенсивнфсти отвода от него тепла.
В качестве исходных данных
приняты: начальная температура
продукта 75°С, температура готового блюда
7

в конце процесса охлаждения 10°С в
центре и не ниже 0°С на поверхности,
толщина продукта 50 мм, габаритные
размеры ФЕ 530x325x65 мм,
охлаждающая среда — воздух,
продолжительность охлаждения — не более 1,5 ч.
Требуемая минимальная температура
охлаждающего воздуха зависит от
криоскопической температуры
охлаждаемых готовых блюд и
полуфабрикатов. Последнюю определяли на
специальном стенде. В термостате была
установлена воздушная камера, в
которую помещали модель ФЕ с готовым
блюдом. Компоненты готовых блюд
предварительно проходили полную
тепловую обработку по ОСТ 49107—76
и ТУ 49407—77. Температуру продукта
и стенки образца ФЕ измеряли с
помощью хромель-копелевых термопар и
многоточечного электронного
самопишущего потенциометра типа КСП-4.
Температуру стенки образца ФЕ
поддерживали равной —25°С. Масса
продукта составляла 80—100 г.
Ниже указаны полученные в
результате испытаний криоскопические
температуры, °С, некоторых готовых блюд
и их компонентов:
Рожки вареные
Каша гречневая
Соус красный
Гуляш в красном соусе
Рассольник
Компот
Гранатовый напиток
—2,0
— 1,0
— 1,5
— 1,7
— 1,6
— 1,0
—0,5
На основании опубликованных дан-,
ных по теплофизическим свойствам
готовых блюд и полуфабрикатов [4]
и результатов опытов можно сделать
вывод, что замерзание продуктов у
поверхности стенок ФЕ может начаться
при температуре ниже —1,0°С.
Если температурный напор между
стенками ФЕ и охлаждаемым воздухом
в конце процесса охлаждения принять
равным 5—6°С, то температура
охлаждающего воздуха может быть принята
—6-^—7°С.
Для уточнения этой температуры
на стенде исследован процесс
охлаждения продуктов, помещенных в модель
ФЕ с габаритными размерами 275X
X 175X40 мм.
Модель ФЕ равномерно со скоростью
б м/с обдували воздухом, охлажденным
до —7°С. Температуру измеряли: ФЕ —
в геометрических центрах дна,
передней, задней и боковых стенок, про-
дукта — в его геометрическом центре,
охлаждающего воздуха — перед и
после функциональной емкости. Измерения
проводили с помощью
хромель-копелевых термопар, подключенных к
самопишущему потенциометру типа КСП-4.
Из представленных на рис. 1
результатов испытаний видно, что при
температуре продукта 10°С температура
стенок ФЕ значительно выше криоскопи-
ческих температур продукта.
Следовательно, выбранная для охлаждения до
этой температуры продукта
температура охлаждающего воздуха —7°С
вполне допустима.
Рассматривая ФЕ, заполненную
продуктами, как однородную
неограниченную пластину процесс ее охлаждения
можно описать с помощью теории
теплопроводности с граничными условиями
третьего рода [5], считая при этом,
что между ФЕ и потоком
охлаждающего воздуха осуществляется процесс
конвективного теплообмена.
Процесс охлаждения однородной
неограниченной пластины в безразмерном
виде характеризуется относительной
температурой в, критериями Био Bi
и Фурье Fo, которые в общем виде
связаны уравнением:
е-/(
Bi, Fo,
¦).
(i)
где а — коэффициент температуропроводности
готового блюда, м2/К;
б — половина толщины слоя готовых блюд
в ФЕ, м.
Процесс конвективного теплообмена
между ФЕ и потоком воздуха
описывается уравнением в критериальной
форме [3]:
Nu =0,036 Re0-8 Рг°-\ B)
где Re, Рг — критерии Рейнольдса, Прандтля.
а
/и
во
50
W
30
20
10
3№
у Ч
\
\
N
4\S
——
Ч
Ч^
^S
/
2
'Вода
I
Г~
9арен
С^
^<
ые pi
^
жки
1 1
III
'-^
0 0,2 0,<t 0,6 0,8 iO 1,2 0 1,6 1,8 %ч
Рис. I. Изменение температур модели ФЕ и
продукта:
/ — продукт; 2 — передняя стенка ФЕ; 3,4,5 — боковые
и задняя стенки ФЕ

Результаты сопоставления
теоретических данных с экспериментальными,
полученными авторами применительно
к процессам охлаждения ФЕ,
заполненных вареными рожками, кашами
(гречневой, рисовой) и имитатором жидких
блюд — горячей водой, показали
значительное их расхождение, что
указывает на наличие весьма сложных
процессов теплообмена, происходящих
при теплопередаче между
находящимся в ФЕ продуктом и охлаждающим
воздухом, не нашедших отражения в
существующей теории.
В целях экспериментального
исследования действительного процесса
охлаждения пищевых продуктов в ФЕ
был изготовлен стенд (рис. 2). В
аэродинамической трубе диаметром 200 мм
устанавливали модель ФЕ с
габаритными размерами 275x175x40 мм,
которую заполняли горячей водой,
вареными рожками и кашами на высоту
20, 25, 30, 38 мм. Начальная
температура продуктов 68—80°С.
Охлаждающий воздух приводили в движение
с помощью осевого вентилятора с
коллекторным электродвигателем,
подключенным к электросети через
стабилизатор напряжения типа С-0,5 и
трансформатор. Изменяя скорость вращения
электродвигателя, меняли скорость
движения воздуха от 0 до 16 м/с. Скорость
воздуха около нижней поверхности ФЕ
и ее крышки, определяли трубками
Пито, подсоединенными к
дифференциальному микроманометру типа ЛТА-4.
Температуру воздуха измеряли перед
и после ФЕ термопарами и записывали
многоточечным самопишущим
потенциометром типа КСП-4.
Рис. 2. Схема экспериментального стенда для
исследования процесса охлаждения модели ФЕ
с готовыми пищевыми продуктами:
/ — вентилятор; 2 — аэродинамическая труба; 3 — трубка
Пито с микроманометром ЛТА-4; 4 — модель ФЕ; 5 —
сетка; 6 — термометр; 7 — термопара; 8 — потенциометр
КСП-4; 9 — стабилизатор напряжения С-0,5; 10 —
автотрансформатор
Температуру продукта в ФЕ
измеряли в четырех точках, расположенных
в горизонтальной плоскости,
проходящей через центр массы продукта.
Одна точка измерений была
расположена в геометрическом центре слоя
продукта. Для этого использовали
хромель-копелевые термопары с
диаметром проволоки 0,2 мм и
электронный 12-титочечный самопишущий
потенциометр типа КСП-4.
Для подтверждения правильности
выбранной методики исследования на
стенде были выполнены контрольные
измерения температуры калориметра с
геометрическими размерами, равными
размерам модели ФЕ, при
равномерном распределении тепла по
поверхности в процессе его охлаждения.
Установлено, что калориметр можно
рассматривать как однородную плоскую
неограниченную пластину При этом
процесс его охлаждения также
описывается с помощью теории
теплопроводности с граничными условиями
третьего рода с учетом, что между
поверхностью и охлаждающим
воздухом происходит конвективный
теплообмен. Расхождение между
экспериментальными и расчетными данными с
использованием зависимости B) не
превышало 5%.
Учитывая расхождения между
теоретическими и экспериментальными
данными, было принято допущение, что
коэффициент теплоотдачи обобщает все
тепловые процессы при отводе тепла
от продукта к охлаждающему воздуху.
На основании результатов измерения
температуры в геометрическом центре
слоя продукта или имитатора,
заполняющего модель ФЕ, температуры
охлаждающего воздуха и
продолжительности охлаждения по номограммам,
дающим зависимость 0=/(Bi; Fo) для
геометрического центра пластины [2],
были найдены значения Bi и аусл для
каждого опыта.
В результате обработки
экспериментальных данных (рис. 3) установлено,
что процесс теплообмена между ФЕ
с продуктами и потоком охлаждающего
воздуха в общем виде может быть
описан эмпирическим уравнением вида:
Nu=0,46Re08Pr04,
где Nu — критерий Нуссельта,
О)

-1 —il ^ 4 i t 1
^*
*,.f 4<? «,7 ¦,<? *,.? ^/7 4"/ jr/ ^j SfilgRe
Рис. З. Экспериментальная зависимость Nu =
-f(Re):
Мь— вареные рожки; Щ — вода
а сл — условный коэффициент теплоотдачи,
Вт/(м2.К);
/ — длина стороны ФЕ по направлению
движения потока охлаждающего
воздуха, м;
\ — коэффициент теплопроводности
воздуха, Вт/(м -К);
Re — критерий Рейнольдса,
Re =
wl
w—средняя скорость потока воздуха,
обдувающего ФЕ, м/с;
VB — кинематическая вязкость
охлаждающего воздуха, м2/с;
Рг — критерий Прандтля,
Рг=^;
а_ — коэффициент температуропроводности,
м2/К.
Расчетные и экспериментальные
данные, полученные для охлаждения
емкости, заполненной водой с вареными
рожками, хорошо совпадают (рис. 4).
Коэффициент корреляции,
характеризующий связь между
экспериментальными и расчетными данными, лежит
в интервале 0,95—0,97.
Критериальная зависимость
справедлива для области чисел Re от 30000
до 800000.
Полученные результаты позволяют
сделать вывод, что одна из
причин значительного расхождения
теоретических и экспериментальных
данных заключается в том, что ФЕ с
продуктами нельзя рассматривать как
однородную пластину, так как готовые
блюда и полуфабрикаты содержат
большое количество воды, например
вареные овощи (свекла, морковь,
картофель, лук) — 80—90%; каши
рассыпчатые (перловая, рисовая, пшенная
и т. д.) — 66—75%; каши
полужидкие — 70—90%; котлеты — 50—60%;
тефтели — 66—70%; соусы — 80—90%
и т. д. [1].
Кроме того, процесс охлаждения
готовых блюд в ФЕ, закрытой крышкой,
является сложным, обусловленным
одновременным протеканием процессов
тепло- и массообмена между потоком
охлаждающего воздуха и продуктами.
Отвод тепла при этом
осуществляется как конвекцией, так и
радиацией и сопровождается тепло- и мас-
сообменом между потоком воздуха,
проникающим под крышку ФЕ, и
поверхностью продуктов.
Реальный процесс охлаждения ФЕ
с использованием результатов
экспериментального исследования ее модели
Рис. 4. Интенсивность охлаждения продуктов,
размещенных в модели ФЕ:
/ — вода (при высоте слоя 50 мм, скорости обтекания
воздухом 6,75 м/с и температуре —5°С); 2 — вареные рожки
(при высоте слоя 38 мм, скорости обтекания воздухом
5,1 м/с и температуре 21°С); Л — расчет; О — эксперимент
10
70
60
^
'50
I
? 10
ч
2
1
<1
/
о, г ол 0,6 о,в to а 1Л i,6 td
бремя охлаждения Г. v
2,0 2,2 2/t

¦ 6 8 10 12 /4 16
Скорость 6оз0уха ъ/g, м/с
Рис. 5. Расчетное время охлаждения пищевых
продуктов в модели ФЕ:
О — вода, Д— вареные рожки
может быть рассчитан исходя из
гидродинамического и теплофизического
подобия.
Для изучения влияния скорости
потока охлаждающего воздуха на
продолжительность охлаждения ФЕ с
продуктами по уравнению C) был рассчитан
процесс охлаждения натурной ФЕ с
габаритными размерами 530x325x65 мм,
заполненной водой и вареными
рожками, при высоте их слоя 40, 50, 60 мм
для пяти значений скорости потока
охлаждающего воздуха: 2, 4, 6, 10
и 14 м/с. Полученные в результате
расчета данные (рис. 5) показывают,
что при создании аппаратов для
охлаждения ФЕ с пищевыми продуктами
оптимальной является скорость
4—6 м/с.
Проведенные исследования легли в
основу разработки шкафа интенсивного
охлаждения, экспериментальный
образец которого изготовлен и будет
испытан на предприятиях общественного
питания г. Москвы в этом году.
Список использованной литературы
1. Гинзбург А. С, Громов М. А., К. р ас о в -
екая Г И. Тегиюфизические характеристики
пищевых продуктов. М,, Пищевая
промышленность, 1980, с. 288.
2. Исаченко В. П., Осипова В. А.,
С у ко мел А. С. Теплопередача. М., Энерго-
издат, 1981, с. 417.
3. Кутателадзе С. С. Основы теории
теплообмена. М., Атомиздат, 1979, с. 416.
4. Латышев В. П., Г р и ц ы и М. И.
Исследование плотности компонентов готовых блюд. —
Холодильная техника, 1979, № 8, с. 39—42.
5. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.,
Высшая школа, 1967, с. 599.
6. Торговля за рубежом, 1979, № 1, с. 28—31;
№ 11, с. 42—47.
За экономию сырьевых,
топливно-энергетических
и других материальных
ресурсов
УДК 725.355:692.53:536.24.001.24
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНОГО
СОПРОТИВЛЕНИЯ
ТЕПЛОПЕРЕДАЧЕ
НЕОБОГРЕВАЕМЫХ ПОЛОВ
ХОЛОДИЛЬНИКОВ
В. А. ФАЙНШТЕЙН
ЦНИИпромзданий
Нормами проектирования
холодильников теплоизоляция полов в
помещениях с отрицательными температурами
предусматривается только при
устройстве в них систем обогрева грунта [2].
При непучинистых грунтах, не
требующих защиты от промерзания,
сопротивление теплопередаче
конструкций пола не нормируют, а принимают
исходя из общих соображений
ограничения теплопритоков в помещения
без учета гидрогеологических
характеристик грунта основания
холодильника.
В настоящее время сопротивление
теплопередаче ограждающих
конструкций зданий холодильников, исключая
необогреваемые полы, определяют
путем минимизации приведенных затрат
на их сооружение и эксплуатацию [1].
Подобный метод может быть применен
для определения оптимального
сопротивления теплопередаче необогревае-
мых полов помещений с
отрицательными температурами. В этом случае
приведенные затраты также слагаются
из единовременных затрат на
устройство конструкций пола и
эксплуатационных, представляющих собой стоимость
холода, компенсирующего теплоприто-
ки со стороны пола.
Величину этих теплопритоков в
помещения холодильника можно опре-
11

делить из следующих условий. Под
воздействием отрицательных
температур воздуха грунт в основании полов
промерзает, при этом по фронту
промерзания устанавливается
температура около 0° С. Более точно ее можно
найти в зависимости от вида грунта,
его влажности и засоленности.
Вследствие разности температур At фронта
промерзания и воздуха помещения
образуется тепловой поток, величина
которого со временем, по мере
увеличения глубины промерзания,
уменьшается.
При дополнительной теплоизоляции
конструкции пола в условиях
стационарной теплопередачи (скорость
промерзания мала) тепловой поток dQ]
через 1 м2 пола в средней части
холодильника C—4 м от наружной стены)
за бесконечно малый промежуток
времени dx определяется:
Шт
<*Q,=
(l)
H(R,t)+R
где Ки — теплопроводность мерзлого грунта,
Вт/(м • К);
H(Rt) — глубина промерзания грунта как
функция R и времени
промерзания т, м;
R — сопротивление теплопередаче
конструкций пола, м2 • К/Вт.
Кроме того, в помещение поступает
тепло, выделяемое при понижении
температуры грунтового массива и
перехода воды из жидкого состояния в
твердое. За время dx количество этого
тепла на 1 м пола составит:
dQ2 = ^H{R, z)qdT,
B)
где q — теплота замерзания грунта и
изменения температуры мерзлого грунта,
Дж/м3;
AH{R,x) — приращение слоя промерзающего
грунта, м.
Величины Q, и Q2 со временем
уменьшаются. Ввиду этого для
сопоставимости единовременных
(капитальных) и эксплуатационных затрат,
последние должны быть приведены к
первому году эксплуатации. С учетом
этого выражение для приведенных затрат
/7 принимает вид:
"-Л'с4тт+к^
dx
XJ /
о v
+яс?
?A+?н.п)Т
нп)Т ±-H(R,x)+R C)
где Сх — стоимость холода, включающая
установочную стоимость оборудования и
стоимость потерь от естественной
убыли продуктов, руб/кДж;
Т — время, за которое учитываются экс
плуатационные затраты, ч;
12
Енп — нормативный коэффициент для
приведения разновременных затрат;
Хнз — теплопроводность изоляции, Вт/(м • К),
Сиз — стоимость теплоизоляции, руб/м3;
Ск — стоимость конструкций, не зависящая
от /?, руб/м3;
Глубину промерзания H(R, т)
рассчитывают по методу Г. В. Порхаева,
который применительно к задаче
оттаивания вечномерзлых грунтов под
зданиями и сооружениями использован
в [3]. По формулам, таблицам и
номограммам, приведенным в [3], после
незначительной корректировки,связанной
с изменением направления потока
тепла на обратное, определяют глубину
промерзания грунта в основании
холодильника. Эту величину (считая от
поверхности грунта) под средней частью
Здания находят по формуле:
НС = КЛ1С-КС), D)
где Нс — глубина промерзания грунта, м,
Кх — коэффициент, определяемый по табл. 1
приложения 2 работы [3];
?с> ^с — коэффициенты, определяемые по
номограмме рис. 1 приложения 2 работы
[3] в зависимости от параметров
а, р и /;
/ = __о,24-^?-
??2 '
В — ширина здания, м;
Я.т — теплопроводность талого грунта,
Вт/(м-К);
/0 — среднегодовая температура грунта, К,
tn — расчетная температура воздуха в
помещении, К.
Выражение C) элементарно не
интегрируется, а численное
интегрирование весьма трудоемко. Поэтому в целях
получения пригодной для практических
расчетов формулы использованы
следующие соображения.
Величина сопротивления
теплопередаче конструкции пола существенно
влияет на скорость промерзания грунта
в первые 4—б лет эксплуатации
холодильника. По истечении этого срока
суммарное сопротивление
теплопередаче конструкции пола и слоя мерзлого
грунта, а также интенсивности
промерзания, как показывают расчеты, мало
зависят от первоначального
сопротивления /?, т. е. по отношению к нему
могут рассматриваться как
постоянные величины. В связи с этим
появляется возможность учитывать
приведенные эксплуатационные затраты не за
весь срок эксплуатации, а лишь за
первые 5 лет, т. е. 7 = 5. В наших рас
четах глубина промерзания за
пятилетний период является предельной

Фактическая предельная глубина
промерзания Нс п определяется по
формуле:
"с.„ = Кц1слА E)
где Кц— коэффициент, определяемый по табл. 2
приложения 2 работы [3];
?с п — коэффициент, определяемый по
номограмме рис. 3, а приложения
работы [3].
Учитывая, что зависимость ?сп=/(а)
близка к линейной (см. номограмму
рис. 3, а [3]) с достаточной для
практических целей точностью можно
получить:
F)
где I @) — значение ?с п при а = 0;
? (а) — значение ?с п, соответствующее
величине а.
Нспо — предельная глубина промерзания
грунта без устройства
дополнительной теплоизоляции, м;
Л = Mil-
В дальнейших расчетах вместо Нспо
принимаем, как это и было оговорено,
глубину промерзания грунта за
пятилетний период, равную Н и
рассчитанную по формуле D) при Кс=0.
Величина Я, обычно значительно
меньше величины //спо, вследствие
чего влияние на нее параметра L/B
(L — длина здания) незначительно
и в расчетах можно принять Ки=\,
как и для зданий с L/?>4.
Заменяя подынтегральные функции
их аппроксимирующими в интервале
т @, 5) лет (графики функций
см. рис, 1) интегрируем выражение C).
После преобразований выражение
для определения приведенных затрат
принимает вид:
Я = 0,32.10*Д,СЛ^-^Х
X (тг! 1,4б) ] +0,3 (#-r,tf) X
ХдСк + кнзСи^ + Ск. G)
Приравнивая нулю производную по /?,
получаем уравнение оптимального
сопротивления теплопередаче:
1 _^ _1 о_ . 1 . АЛ в
Я2 (bH-RJ 1,46 {ЕНП ,40/
о,7хнзсиз-оМдСх
0,32 • 105А/СХ К '
Принимая в формуле (8) ?нп=0,08 и
°>7^изСиз —°'3т1</Сх 2
0,32 • 105Д/СХ
приводим ее к виду:
1 7,55а
Ж~ (bH-R)
1
7=г<
(9)
//»¦(
4 Г/7Л77
Рис. 1. Графики функций, входящих в
выражение C)
где
Ь = — ¦
1
Удобное для практических расчетов
приближенное решение получаем
используя метод наименьших квадратов
для значений
R >°>b bH-R '
Извлекая корень из правой
частей уравнения (9), имеем:
2,75л/о" 1
и левой
Наименьший
s(w-i?)J-±y- A0)
положительный корень
уравнения A0) является искомым
оптимальным сопротивлением
теплопередаче конструкции пола:
0,5-f0,27Vo"
R=0,5bH +
У
@,56// +
0,5 + 0,27Va"
I Ь1
' г
ьн
г
ЬН
6Яг+1+0,54л/а"'
(И)
Пример. В помещении размерами в плане
36x18 м требуется определить оптимальное
сопротивление теплопередаче конструкции пола
при следующих условиях tn = — 20° С, f0=16° С,
Я.м== 1,8 Вт/(м-К), Хт=1,35 Вт/(м-К), q =
= 0,07 • 105 КДж/м3, 1ИЗ =0,045 Вт/(м • К),
Сх= 1,4 - 10-5 руб/кДж, СИЗ = Ю4 руб/м2
13

Решение.
U5- 16 _L =36
1,8 ( — 20) ' ' В 18
Согласно [3] /Ci = l; ?@) =0,75; 6@,6) =0,02;
„ 0,75-0,02 , _ 00 1,8
Л — 1,8 = 2,2; а = — •— 00 =4,5;
0,6 "" *"*" ~ 1,8—2,2
5 - 8760 • 20 • 1,8
При т = 5 лет, / = 0,24 0,07 • 105 • 182
I =0,43; /Сс=0; Н = 0,43 • 18 = 7,7 и
= 0,17;
,-V^
0,7
2,2 .
0,045 • 104
0,07. 105 • 1,2
10-5
0,32 • 105 • 20
/? =
2,5 • 7,7
. 1,4 • 10-5
= 0,58 Вт/(м2
К);
2,5 • 7,7 -0,58+1+0,54^5
= 1,45 м2 • К/Вт.
На рис. 2 нанесена кривая
зависимости приведенных затрат от
величины сопротивления теплопередаче,
полученная численным интегрированием
выражения C).
Предлагаемый метод позволяет
относительно просто определить
оптимальное сопротивление теплопередаче
конструкции пола в помещениях с
отрицательными температурами воздуха,
что дает возможность получить
экономический эффект за счет значитель-
И,руд\
чй
30
i
\
\
V
\
I
"*—¦ i,**^
/\ \
у
,
Z R,M2K/Bm
Рис. 2. Зависимость приведенных затрат от
величины сопротивления теплопередаче
ного уменьшения расхода холода,
особенно в первые годы эксплуатации
холодильника. В рассматриваемом
примере этот эффект составляет
~13 руб/м2 пола охлаждаемого
помещения.
Список использованной литературы
1. Гиндоян А. Г., Лифанов Б. В.,
Ходырева В. Т. Об оптимизации толщины слоя
тепловой изоляции ограждающих конструкций
зданий холодильников. — Холодильная
техника, 1980, № 2, с. 9—13.
2. С Н и П II- 105-74. Холодильники. М.,
Госстрой СССР, 1975, 7 с.
3. С Н и П 11-18-76. Основания и фундаменты
на вечномерзлых грунтах. М.. Госстрой СССР,
1977, 45 с.
В Министерстве мясной и молочной
промышленности СССР и ЦК профсоюза рабочих
пищевой промышленности
Публикуемые ниже Рекомендации разработаны Московским
технологическим институтом мясной и молочной промышленности и Управлением
организации труда, заработной платы и рабочих кадров и одобрены
Научно-практической конференцией.
Участники Научно-практической конференции выразили уверенность, что
дальнейшее улучшение организации соревнования, использование
накопленного в промышленности опыта будет способствовать выполнению заданий
партии и правительства по повышению народного благосостояния, увеличению
выпуска высококачественных товаров народного потребления, более полному
удовлетворению спроса населения, успешному решению Продовольственной
программы страны.
УДК 637:658.387.6@83.132)
Рекомендации
по совершенствованию организации социалистического соревнования
в мясной и молочной промышленности в свете решений XXVI
съезда КПСС
В реализации крупномасштабных и ответственных задач, выдвинутых XXVI съездом
КПСС, ноябрьским A981 г.) Пленумом ЦК КПСС и майским A982 г.) Пленумом ЦК КПСС
«О продовольственной программе СССР на период до 1990 года» большая роль отводится
социалистическому соревнованию, главным содержанием которого на современном этапе
должна стать целенаправленная борьба за выполнение и перевыполнение годовых планов
и плана одиннадцатой пятилетки в целом, сохранность, рациональное и экономное исполь-
14

«Социалистическим обязательствам — экономический расчет и инженерное обеспечение»,
а также на основе личных и коллективных творческих планов специалистов. Разрабатывать
комплексные планы инженерного обеспечения повышения эффективности и качества
работы.
— Повышать роль экономических служб в экономическом обосновании личных,
встречных планов и обязательств. Практиковать общественную защиту принимаемых
рабочими и трудовыми коллективами встречных планов и обязательств.
— Полнее использовать систему экономического образования для повышения
творческой активности соревнующихся, их действенного участия в управлении производством.
— Предусматривать в планах министерств, промышленных и производственных
объединений, предприятий и организаций повышение технико-экономических показателей за
счет внедрения имеющегося в промышленности передового опыта работы рабочих,
лауреатов Государственной премии СССР, премии Ленинского комсомола и советских
профсоюзов, победителей социалистического соревнования, коллективов, добившихся
наивысших результатов во Всесоюзном социалистическом соревновании за повышение
эффективности производства и качества работы и награжденных переходящими Красными
знаменами ЦК КПСС, Совета Министров СССР, ВЦСПС и ЦК ВЛКСМ.
НАУКА,
ТЕХНИКА,
ТЕХНОЛОГИЯ
УДК 621.57.041
ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИЙ
КОМПРЕССОР
ДЛЯ ПАРОКОМПРЕССИОННЫХ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН
И ДРОССЕЛЬНЫХ
РЕФРИЖЕРАТОРОВ
Канд. техн. наук А. Л. ГЛИКХОН,
канд. техн. наук Г. К. ЛАВРЕНЧЕНКО,
Н. П. ТРОФИМОВ,
канд. техн. наук И. М. ШНАЙД
Одесский технологический институт холодильной
промышленности
Канд. техн. наук А. И. БЕРОШВИЛИ
Грузинский политехнический институт
им. В. И. Ленина
Энергетические и эксплуатационные
характеристики малых парокомпрес-
сионных холодильных машин и
дроссельных рефрижераторов (ДР),
работающих по циклу Линде [3, 8, 10],
существенно зависят от эффективности
компрессоров.
Особый интерес представляют
компрессоры без смазки цилиндров.
Отсутствие смазки исключает загрязнение
теплообменных поверхностей и
повышает удельную холодопроизводитель-
ность. При температурах охлаждения
Гх= 160-f-120 К ДР работают на смесях
низкотемпературных фреонов, и приме-
18
нять компрессоры со смазкой вообще
не удается из-за возможного
замерзания масла в дросселе рефрижератора.
Поэтому в этих рефрижераторах
приходится применять одноступенчатые
компрессоры без смазки [7, 8].
Авторами проведена работа в целях
создания одноступенчатого
компрессора без смазки, предназначенного для
ДР, разрабатываемых в основном на
уровень температур охлаждения до
160—120К, а также для холодильных
машин малой производительности без
ограничения по температурам
охлаждения.
Существующие компрессоры малой
производительности без смазки (в
основном мембранные или поршневые
с несмазываемыми уплотнениями)
имеют сравнительно большую массу и
габаритные размеры.
Одно из перспективных направлений
в последнее время — создание малых
поршневых компрессоров с возвратно-
поступательными двигателями [6],
которые при небольших мощностях и про-
изводительностях в состоянии
удовлетворить жестким требованиям по
экономичности, габаритным размерам,
массе и надежности, предъявляемым
к малым холодильным машинам и ДР.
Наивысшие значения КПД в
настоящее время достигнуты в
электродинамических компрессорах с подвижной
катушкой и возбуждением от
неподвижного постоянного магнита.
Благодаря большой удельной магнитной
энергии современных магнитных материалов

объем постоянного магнита в
электродинамическом компрессоре при
мощности 100—200 Вт меньше объема
электромагнита возбуждения в
электромагнитном компрессоре. При этом, чем
меньше мощность привода, тем
выгоднее (по массогабаритным
характеристикам) применять компрессоры с
постоянным магнитом.
В отличие от обычных поршневых
компрессоров с электродвигателем
вращательного движения, в
электродинамическом компрессоре есть только одна
пара трения: поршень — цилиндр.
Кроме того, в таком компрессоре
практически отсутствуют нормальные усилия,
прижимающие поршень к цилиндру и
существенно влияющие на износ. По
этим причинам его легче выполнить
без смазки. Электродинамический
компрессор имеет хорошие пусковые
характеристики и малую кратность пускового
тока (около двух), что особенно важно
при питании компрессора через
преобразователь от сети постоянного тока
(либо переменного повышенной
частоты) . Это позволяет существенно снизить
стоимость преобразователя.
Методы расчета
электродинамических компрессоров базируются на общей
теории компрессоров с синхронным
возбуждаемым электроприводом [4, 9],
которая основана на процессах
электромеханического преобразования энергии,
динамике колебательной системы
компрессора и термодинамических
характеристиках сжатия газа, описываемых
дифференциальными уравнениями.
Математическую модель компрессора
образует система нелинейных
дифференциальных уравнений, не имеющих
аналитического решения. Поэтому была
проведена эквивалентная линеаризация
этой системы, и на ее основе получены
приближенные аналитические решения,
использованные при разработке
методов расчета и анализа характеристик
электродинамических компрессоров.
Главными характеристиками
электродинамического привода компрессора
являются объем провода в обмотке V
и эффективное значение индукции
магнитного поля Ве в зазоре:
к=2^*л^2; A)
Ве=-1ПГ^ • B)
coS/^cos <pm
2*
где Кц — характеристический параметр,
представляющий функцию электромехани-
N
ческого КПД привода i\el = jf ;
el
Ne — эффективная мощность;
Nе1 — подводимая электрическая мощность;
[/] — плотность тока в обмотке;
со— круговая частота, co=2nf;
S — ход поршня;
Фт — угол сдвига фаз между силой и
скоростью в колебательной системе (при
резонансе фт = 0).
Анализ соотношений A) и B)
показывает, что в электродинамических
компрессорах нет принципиальных
ограничений для повышения
электромеханического КПД. В отдельных
конструкциях компрессора величина i)el
достигала 0,78—0,80 при эффективной
мощности до 150 Вт.
На значения V и Ве
электромеханический КПД г[е1 влияет через
характеристический параметр /Сл. Расчетная
зависимость этого параметра от це1
представлена на рис. 1.
Из приведенных графиков видно, что
значение Кц с ростом КПД убывает.
Эта закономерность при разработке
компрессоров с высоким значением г\е1
обусловливает малые объемы провода
в обмотке V и большие значения
индукции Ве.
Характерно, что при замене в обмотке
медного провода на алюминиевый или
любой другой, обладающий большим
удельным сопротивлением, значение Ве
О,** °,6 0,8 7jei
Рис. 1. Расчетная зависимость
характеристического параметра Кп от электромеханического
КПД Пе1:
1 — медь, 2 — алюминий
19

нужно увеличить, а V при прочих
равных условиях уменьшить.
В связи с тем, что величины V
и Ве не зависят от напряжения
питающего тока, один и тот же компрессор
может быть выполнен на различные
питающие напряжения только путем
изменения числа витков и диаметра про-
вода при прежнем его объеме.
Размеры и стоимость
электродинамического компрессора в значительной
мере определяются размерами
постоянного магнита. При выбранном типе
магнитного материала объем постоянного
магнита в первом приближении
пропорционален энергии магнитного
поля в рабочем зазоре B2eV, которая
в соответствии с формулами A) и B)
равна:
2УТме
вгу=
co*S*/C cos2
C)
Отсюда следует, что объем
постоянного магнита для компрессора
заданной мощности неограниченно
увеличивается с ростом КПД и уменьшается
с увеличением хода поршня и круговой
частоты. Из формулы C) видно также,
что при прочих равных условиях объем
магнита будет наименьшим при
резонансной настройке подвижной системы
(COS(pm=l).
Уменьшать объем магнита и тем
самым воздействовать на параметры
компрессора увеличением рабочей
частоты довольно сложно, так как при
частоте более высокой, чем сетевая,
требуется специальный источник
питания. Кроме того, переход на большие
частоты ухудшает работу клапанов.
Поэтому единственный реальный способ
уменьшить объем магнита — это
увеличить ход поршня. В связи с этим
электродинамические компрессоры
делаются относительно длинноходовыми
\~ « 1,5-f-2 / , что приводит еще и к
улучшению условий отвода тепла от
сжимаемого газа [2]. Однако при
выборе величины хода поршня следует
учитывать его влияние на характеристики
пружин.
Существенным этапом в
проектировании механической системы компрессора
являются правильное определение
характеристик пружин и предварительная
настройка нейтрального положения
поршня в компрессоре.
Для сжатия хладагента необходимо
обеспечить механической системе не-
20
которую дополнительную жесткость.
С учетом этого резонансная частота
сор подвижной системы определяется
как
D)
пр
где z
2
суммарная жесткость пружин;
приведенная жесткость, вносимая в
систему сжимаемым газом;
Резонансная настройка
обеспечивается соответствующим подбором
суммарной жесткости и приведенной массы
подвижной системы.
Жесткость, вносимая в систему
сжимаемым газом, определяется из
соотношения:
гГ = А(Р, С)
2>о
E)
где А (р, С) комплекс, значения которого для
различных степеней повышения
давления р и относительной величины
мертвого пространства С приведены
на рис. 2; кривые рассчитаны для
хладагента R12, но сравнение
показало, что с достаточной для
инженерных расчетов точностью ими
можно пользоваться для
большинства хладагентов;
Р0 — сила, действующая со стороны
сжимаемого газа на поршень при
давлении всасывания.
Сила, преодолевающая упругость
паров сжимаемого хладагента, смещает
центр колебаний подвижной системы
к нижней мертвой точке, в результате
A(fitC)\JO(fiO
Рис. 2. Значения комплексов А (E, С), D (C, С) для
различных степеней повышения давления и
величин относительного мертвого пространства:
. D(p, о; - л (р. о

могут существенно увеличиться
линейное мертвое пространство и ухудшиться
эксплуатационные характеристики
компрессора. Чтобы не допустить этого,
нужно рассчитывать величины этих
смещений в различных режимах работы
компрессора для последующей
компенсирующей настройки подвижной
системы.
Величина смещений для
одноцилиндрового компрессора определяется по
формуле:
*о=^я(е,с),
F)
где D($, С) — комплекс, зависимость которого
от р и С показана на рис. 2.
На основе вышеизложенного
разработана методика расчета и
спроектирован электродинамический
компрессор. Было создано несколько моделей
компрессоров. Как показали испытания,
их действительные характеристики с
удовлетворительной точностью совпали
с расчетными. Это свидетельствует об
адекватности математической модели
компрессора, с одной стороны,
соотношениям, полученным методом
эквивалентной линеаризации, с другой, —
реальным параметрам компрессора.
На рис. 3 представлена конструкция
бессмазочного электродинамического
компрессора.
Одной из основных задач при
создании и доводке такого компрессора был
выбор конструкции и материалов
уплотнения пары цилиндр — поршень с
малым коэффициентом трения и
небольшим износом при рабочих условиях.
Выбор осложнялся повышенной
средней скоростью поршня Ст>2 м/с, в то
время как у известных малых бессма-
зываемых компрессоров Ст ~ 1 м/с.
Предварительными испытаниями
установлено, что наиболее рациональна
конструкция бессмазочной пары
трения, разработанная в Грузинском
политехническом институте [1, 5].
Сущность ее сводится к замене трения
скольжения трением качения (рис. 4).
Поршень выполнен дифференциальным.
Хвостовая часть поршня катится по
цилиндру на шариках, помещенных
в подвижном сепараторе, а между
уплотняющей частью поршня и
цилиндром оставлен щелевой зазор в
4—6 мкм. При этом перетечки через
уплотнение не больше, чем перетечки
Z2ZZZZZZZ2
liifega
Zzzzzzzzzzsi
Рис. 3. Экспериментальный электродинамический
компрессор:
/ — катушка; 2 — постоянный магнит; 3, 4 — магнито-
провод; 5 — рабочая пружина; 6 — поршень; 7 — цилиндр;
8 — нагнетательный клапан; 9 — пружина внутренней
подвески; 10 — корпус
VZZZZZZZ2
>;¦¦"!>:..
Рис. 4. Конструкция бессмазочнои пары трения:
1 — цилиндр; 2 — гильза; 3 — поршень; 4
5 — шарики; 6 — ограничитель
сепаратор;
21

Номер
режима
1
2
3
4
5
6
Давление, МПа

всасывания Р[
0,100
0,102
0,102
0,103
0,100
0,102

нагнетания р2
0,850
0,840
0,840
0,835
0,845
0,850
П од вод и м а я
электрическая
мощность
Nel, Вт
53
57
61
59
54
54
Ход
поршня
S, мм
16
16
15
16
16
16
Действительная
объемная
производительность
1'д, м3/ч
0,162
0,156
0,156
0,162
0,168
0,156

Изотермический
кпд
Лиз
0,32
.0,29
0,27
0,29
0,33
0,31

Электромеханический
КПД
Пц
0,57
0,57
0,57
0,57
Ь,56
0,56
Температура
всасывания
288
288
288
288
288
288
в смазываемых компрессорах, а
коэффициент трения близок к жидкостному.
В представленном на рис. 3
компрессоре использована такая пара трения
с линейным подшипником качения. В
ней применено 120 шариков,
расположенных в 8 рядов по 15 шариков
в ряду. Диаметр шариков 1,5 мм.
Расположение шариков в рядах
сепаратора шахматное. Гильза цилиндра
выполнена из стали 18ХГТ с
последующим азотированием, поршень — из
стали Р6М5 с закалкой. Твердость
гильзы и поршня HRC 61—63.
После доводки и резонансной
настройки подвижной системы компрессор
был испытан на стенде «газовое
кольцо» при его работе на хладагенте R22.
Компрессор испытывали в
вертикальном положении, хотя он может
работать при любой ориентации в
пространстве. Тепло от компрессора отводилось
в результате свободной конвекции. При
этом температура корпуса во всех
режимах не превышала 70°С.
Результаты испытаний компрессора
представлены в таблице.
Испытания показали, что все
параметры компрессора достаточно хорошо
совпадают с их расчетными значениями.
Масса компрессора не превышала
5,85 кг. Ресурсные испытания
компрессора не проводили, поскольку ресурс
определяется сроком работы пары
трения. В Грузинском политехническом
институте пара трения с линейным
подшипником^качения, т. е. самый
нагруженный элемент компрессора,
проработала более 10 тыс. ч.
Конструктивные
усовершенствования, применение новых материалов для
магнитопровода и постоянного магнита
позволяют, как показывает анализ,
снизить массу компрессора, по сравнению
с разработанным, на 20—30% и
повысить энергетическую эффективность
компрессора и установки в целом.
22
Список использованной литературы
1. А. с. № 528385 (СССР).
2. Б е р о ш в и л и А. И. Энергетические
показатели миниатюрного компрессора. — Труды
Грузинского политехнического института
«Энергетика и электромеханика», 1972.
3. Боярский М. Ю., Климова Л. А., Лап
шин В. А. Анализ энергетических
характеристик холодильных циклов при
использовании смесей, подчиняющихся законам
идеальных растворов. — Холодильная техника,
1982, № 2, с. 29—33.
4. Гликсон А. Л., Шнайд И. М. Некоторые
особенности беспружинных колебательных
компрессоров. — В кн.: Холодильная техника
и технология. Киев, 1970, вып. 10.
5. Гликсон А. Л., Шнайд И. М.
Бессмазочный оппозитный электродинамический
компрессор. — В кн.: Тезисы докладов VI
Всесоюзной конференции по компрессорострое-
нию. Л., Изд-во ЛПИ, 1981.
6. Именитов Л. М., Козлов А. Т., Фрид
ман Н. 3. Поршневые компрессоры с
возвратно-поступательным электродвигателем.
Обзорная информация. М., ЦИНТИхимнефте-
маш, 1981.
7. Исследование энергетических
характеристик дроссельного микроохладителя
/ Г. К. Лавренченко, В. С. Зиновьев, А. М.
Сысоев и др.— Холодильная техника, 1978,
№ 9, с. 34—39.
8. Разработка дроссельного
микрорефрижератора для температур 100^-170 К на
основе данных по исследованию новых смесей
/ Г. К. Лавренченко, В. С. Зиновьев,
И. М. Шнайд и др. — В кн.: Тезисы докладов
Всесоюзного научно-технического совещания.
М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1977.
9. Шнайд И. М. Влияние процесса комприми-
рования на резонансные характеристики
колебательных компрессоров. — В кн..
Холодильная техника и технология. Киев, 1965,
вып. 2.
10. Эффективные дроссельные криогенные
рефрижераторы, работающие на смесях
/ В. М. Бродянский, Э. А. Громов, А. К. Гре-
зин и др. — Химическое и нефтяное
машиностроение, 1971, № 12.

УДК 628.84
ПЕРЕНОСНОЙ КОНДИЦИОНЕР
Канд. техн. наук М. Д. МАХМУДОВ
Переносной кондиционер*
предназначен преимущественно для
краткосрочного пользования. Он представляет
собой малогабаритную установку,
основным элементом которой является
вихревая труба. В ней сочетаются
устройство для организации вихревого эффекта
и двухступенчатый инжектор,
создающий на выходе из кондиционера напор
воздуха 6 и 10 кПа.
Кондиционер работает в двух
режимах — вентиляции и охлаждения. Он
выполнен двухступенчатым.
Основные технические данные
кондиционера представлены ниже.
Расход вентиляционного
воздуха, кг/с, не менее
в режиме вентиляции 7
в режиме охлаждения 5
Давление воздуха на выходе из
присоединительного рукава
кондиционера на обоих режимах,
кПа (мм вод. ст.), не менее
при работе в одну ступень 6F00)
при работе в две ступени 10A000)
Понижение температуры венти
ляционного воздуха на выходе
из рукава кондиционера
относительно температуры
окружающего воздуха, ° С 8—17
Продолжительность
непрерывной работы кондиционера от
одного баллона (емкостью 40 л,
с давлением сжатого воздуха
15 000 кПа) при
вышеуказанных параметрах, мин 20—37
Давление сжатого воздуха, кПа 15000—25000
Длина присоединительного
рукава кондиционера, м
при низком давлении (один
рукав) 0,5—2
при высоком давлении (два
рукава) 2
Масса кондиционера (без
запасных частей), кг, не более 4
Площадь, занимаемая
кондиционером, м2 0,08
Кондиционер рассчитан для работы
при температуре окружающей среды
от 15 до 40°С и относительной
влажности 35%, однако он работоспособен
при температуре окружающей среды
до 50°С и относительной влажности
до 50%.
Схема работы переносного
кондиционера показана на рис. 1.
Bgjdi/л]
Z J
zzl
0=3
\Возд(
озбух
* Разработан под руководством канд. техн
наук Р. С Тер-Ионесяна
5 4»
Рис. 1 Схема работы кондиционера.
/ — вихревая труба, 2 — фильтр для очистки всасываемого
воздуха, 3 — вентиль, 4 — манометр; 5 — редуктор
Воздух подается в кондиционер от
источника сжатого воздуха (баллон,
пневматическая сеть и т. п.) через
штуцер и редуктор. С помощью
последнего перед подачей в первую ступень
вихревой трубы давление воздуха
понижается и затем поддерживается на
уровне рабочего — 1000 кПа. Давление
контролируется манометром.
Температура воздуха понижается в
основном в результате вихревого
эффекта (при работе в режиме
охлаждения), создаваемого в вихревой трубе
(рис. 2).
Во входном штуцере // вихревой
трубы находится фильтр 12 из латунной
сетки, насаженной на обойму. Пройдя
через фильтр, воздух поступает в
тангенциальную улитку 9, в которой
разгоняется до околозвуковых скоростей.
В ней прямолинейное движение
воздуха преобразуется во вращательное
(вихревое), сопровождаемое
радиальными и осевыми перемещениями.
Часть воздуха, выходящая через
диафрагму 3, охлаждается (сердцевина
вихревого потока), другая часть,
выходящая через запирающееся иглой 6
сопло 8, нагревается (периферия
вихревого потока)
Из диафрагмы охлажденный воздух
поступает в сопло 13 инжектора
(холодное сопло), инжектирует
атмосферный воздух и перемешивается с ним в
камере смешения первой ступени 2,
которая переходит в камеру смешения
второй ступени /. На конце вихревой
трубы расположен штуцер байонетного
типа.
Нагретая часть воздуха, пройдя
открытое сопло 8, инжектирует
атмосферный воздух, перемешивается с ним в
камере смешения и выбрасывается
наружу через специальный патрубок 5,
установленный в основании корпуса
кондиционера. Инжектируемый
нагретым воздухом атмосферный воздух,
проходя вдоль ребер корпуса трубы 4, ох
23

365min -SSSmax
15 1*
и к 11 AzA_ io 9
050
8 7 6
Рис. 2. Вихревая труба:
/ — камера смешения второй ступени; 2 — камера смешения
первой ступени; 3 — диафрагма; 4 — ребра корпуса
трубы; 5 — патрубок; 6 — игла; 7 — регулирующая гайка;
8 — горячее сопло; 9 — тангенциальная улитка; 10 — втулка;
// — входной штуцер; 12 — фильтр; 13 — сопло первой
ступени; 14 — штуцер; 15 — сопло второй ступени
Рис. 3. Схема подсоединения кондиционера:
/ — переходник к объекту; 2 — заслонка; 3 — рукав низкого
давления, 4 — кондиционер; 5 — рукав высокого давления;
6 — переходник к баллонному вентилю; 7 — баллон со сжатым
воздухом; 8 — баллонный вентиль
лаждает горячий участок вихревой
трубы, что способствует увеличению её
эффективности.
Эффективность вихревой трубы
повышается также с помощью
установленной в её корпусе втулки 10 из
органического стекла, которая препятствует
перетеканию потока тепла от горячего
конца вихревой трубы к холодному.
Режимы работы вихревой трубы
регулируют с помощью регулирующей
гайки 7, которая открывает — закрывает
горячее сопло 8 иглой 6.
Расход подаваемого воздуха
регулируют заслонкой 2, установленной на
конце рукава низкого давления (рис. 3).
Для создания напора 10 кПа на
выходе из кондиционера сжатый воздух
подается дополнительно в штуцер 14
вихревой трубы (см. рис. 2) при
открытии вентиля 3 (см. рис. 1) и далее
поступает в сопло второй ступени, в
которой поджимается воздух,
поступающий из камеры смешения первой
ступени.
Для создания напора в 6 кПа, т. е.
при вентиляции объектов, кондиционер
работает в одну ступень (см. рис. 3).
Все вышеперечисленные узлы
объединены в одном корпусе.
24
Основание и крышка корпуса
изготовлены из алюминиевого листового
материала. В крышку корпуса встроен
лючок с пружинной защелкой, через
него осуществляется доступ к
регулирующей гайке вихревой трубы при
смене режимов работы. В основании
предусмотрены отверстия под вентиль,
штуцер вихревой трубы для выхода
подогретого воздуха и манометр.
В боковой стенке имеются жалюзи,
к которым прикреплен фильтр для
очистки всасываемого в вихревую трубу
атмосферного воздуха.
Фурнитура корпуса состоит из
пружинной ручки, замков, петель и
крепится к корпусу с помощью заклепок.
При эксплуатации кондиционера
давление воздуха, подаваемого в
кондиционер, должно быть не ниже 5000 кПа
и не выше 25000 кПа. Воздух должен
быть чистым, сухим и соответствовать
нормам для сжатого воздуха.
Рабочее положение кондиционера
показано на рис. 3. При его
эксплуатации необходимо открыть лючок,
установить положение регулирующей гайки
согласно указателю режимов:
«охлаждение» или «вентиляция», затем
закрыть лючок и проверить положение
вентиля кондиционера (при подаче
вентиляционного воздуха напором 10 кПа
открывают вентиль второй ступени, при
подаче вентиляционного воздуха
напором 6 кПа его закрывают). После этого
следует открыть заслонку на конце
рукава и плавно открыть вентиль 8 на
баллоне сжатого воздуха (см. рис. 3).
Чтобы выключить кондиционер,
вентиль 8 закрывают. При нормальной
работе давление, контролируемое по ма-

нометру, должно плавно понижаться
с течением времени. Быстрота
понижения зависит от емкости источника
сжатого воздуха. При подаче воздуха
из баллона для повышения
эффективности кондиционера рекомендуется
баллоны располагать в тени и накрывать
брезентом.
При эксплуатации кондиционера
необходимо через каждые 25 ч работы
проводить внешний осмотр
кондиционера и особое внимание обращать на
УДК 621.57.041-213.4
ВЫБОР РАЦИОНАЛЬНОЙ СХЕМЫ
РАЗМЕЩЕНИЯ АГРЕГАТА
В ТОРГОВОМ ХОЛОДИЛЬНОМ
ОБОРУДОВАНИИ
Канд. техн. наук В. М. ШАВРА
Всесоюзный заочный институт пищевой
промышленности
Канд. техн. наук С. Р. ГОПИН
Специальное конструкторское бюро по созданию
воздушных и газовых турбохолодильных машин
В настоящее время отечественное
торговое холодильное оборудование
(ТХО), комплектуемое машинами холо-
допроизводительностью 315—1250 Вт,
изготавливают как со встроенными
агрегатами (прилавки-витрины, шкафы,
автоматы газированной воды,
охлаждаемые столы и др.), так и с выносными
(сборные камеры объемом 6 и 12 м3,
открытые витрины и прилавки и др.).
Из ~300 тыс. единиц такого
оборудования, выпускаемого ежегодно [3],
доля оборудования с встроенными
агрегатами, по номенклатуре и объему,
составляет до 90—95%.
В последнее время [3] наметилась
тенденция использовать встроенные
моноблочные машины в шкафах и сборных
камерах объемом до 20 м3.
В этой связи особую актуальность
приобретают выбор размеров
машинного отделения, расположение агрегата
в нем,создание рациональной
циркуляции воздуха, правильная установка
ТХО в торговом зале и т. п.,
позволяющие сократить энергопотребление
оборудования, снизить шум и обеспечить
удобство обслуживания.
Анализ конструкций ТХО показывает,
что при наличии встроенного агрегата
объем машинного отделения составляет
0,1 —0,2 м3, т. е. соответствует примерно
20—30% общего объема оборудования.
состояние резьбы на подсоединительных
штуцерах кондиционера и переходников
комплекта ЗИП, состояние контравки,
чистоту внутренней полости рукавов.
Не реже одного раза в три месяца
необходимо проверять герметичность
трубопроводов и фитингов арматуры
кондиционера рабочим давлением
25 000 кПа при работающем
кондиционере. Утечки следует определять омыли-
ванием. Утечки не допускаются.
Периодически надо очищать фильтры.
При характерных для этих агрегатов
расходах воздуха 0,1—0,2 м3/с это
позволяет обновлять воздух, находящийся
в машинном отделении, каждые 1—2 с.
Для шкафов возможно как верхнее,
так и нижнее расположение агрегата.
В первом случае улучшаются условия
обслуживания агрегата, легче
создается хорошая циркуляция воздуха,
уменьшается запыляемость
поверхности конденсатора. Однако, как
показывает практика, температура воздуха
перед конденсатором при этом
повышается на 2—3°С, что приводит к
повышению коэффициента рабочего
времени ТХО и среднесуточного расхода
электроэнергии.
Анализ соответствующих
зависимостей для герметичных агрегатов по
ГОСТ 22502—77 показывает, что
повышение температуры воздуха перед
конденсатором на ГС в среднем
приводит к снижению холодопроизводи-
тельности на 1,5%, холодильного
коэффициента на 2,2%, повышению
потребляемой агрегатом мощности на 1%,
температуры обмотки встроенного
электродвигателя компрессора на 2,5%.
Темп роста этих показателей
увеличивается с повышением температуры
окружающего воздуха.
При нижнем расположении агрегата
может возникнуть рециркуляция части
воздуха через конденсатор.
На рис. 1 показаны различные схемы
расположения агрегата в
оборудовании. Из них схемы, приведенные
на рис. 1 а, б, являются возможными,
а на рис. 1 в, г, д — неприемлемыми.
Для прилавков одним из допустимых
решений является также установка
входной решетки непосредственно перед
конденсатором и выход воздуха под
раму оборудования, приподнятую на четы-
25

Рис 1 Возможные схемы установки агрегата
в машинном отделении
а лучшее решение; б — приемлемое решение; в. г, д —
неприемлемые решения; / — конденсатор; 2 — компрессор;
3 - машинное отделение, 4 охлаждаемый объем
5 — ресивер, 6 — рама агрегата, 7 стена
рех ножках. В этом случае воздух
должен свободно циркулировать вокруг
«шасси» и между ножками.
Тем не менее даже в схемах
(рис. 1, а, б) при сквозном проходе
воздуха через машинное отделение
вследствие создания за вентилятором
зоны повышенного давления, а между
фронтом конденсатора и облицовочной
решеткой зоны некоторого разрежения,
соответствующего гидравлическому
сопротивлению, создаваемому решеткой,
может иметь место рециркуляция части
подогретого воздуха на входе в
конденсатор.
В серийно выпускаемом ТХО
облицовочные решетки машинного отделения
в местах забора и выхода воздуха"
выполняют в виде жалюзи с круглыми,
прямоугольными и овальными
отверстиями. Живое сечение их
составляет не более 30—50% от фронта
конденсатора, что явно недостаточно.
Применяемые в агрегатах
вентиляторы типа К-95 диаметром 200, 250 и
26
290 мм имеют в рабочей зоне довольно
пологую характеристику
«напор—расход» Поэтому даже небольшое
сопротивление решеток и тракта машинного
отделения (до 10 Па) может привести
к снижению расхода воздуха на
20—40%. Следовательно, живое
сечение решеток должно быть не менее
80% от фронта конденсатора, а по
возможности, и больше.
При определении
теплоэнергетических параметров агрегатов калориметри-
рованием по ГОСТ 22502—77 фактор
их встраивания в машинное отделение
ТХО не учитывается. Поэтому для
оценки влияния конструктивных параметров
машинного отделения на рабочие
характеристики агрегата были проведены
специальные исследования
холодильного агрегата ВВр 1000 — 1 в макете
машинного отделения автомата АВ-2,
изготовленного Перовским заводом
торгового машиностроения*. Также был
испытан автомат газированной воды типа
АВ-2 с серийным и
усовершенствованным машинным отделением в условиях,
близких к эксплуатационным.
Предварительно агрегат ВВр 1000-—-1
был испытан на калориметрическом
стенде по методике ГОСТ 22502—77
при температурах окружающего
воздуха 30, 32 и 45°С.
В серии опытов с агрегатом,
расположенным в машинном отделении,
определяли оптимальное расстояние /
(рис. 2) от входной решетки до фронта
конденсатора при наличии экрана и без
него. Значение / изменяли от 10 до
40 мм. Живое сечение серийной решетки
составляло 45% от фронта
конденсатора.
Дополнительно к величинам,
предусмотренным ГОСТ 22502—77,
измеряли: температуру воздуха по всему
тракту машинного отделения и на входе и
выходе хладагента из конденсатора с
помощью медь-константановых
термопар, расход хладагента — ротаметром,
протарированным калориметрическим
способом, а также локальное
распределение скоростей воздуха — крыль-
чатым анемометром и
термоанемометром типа ЛИОТ
Решетки машинного отделения
автомата АВ-2 выполнены цельноштампо-
*В испытаниях участвовали С. В. Аверин
и В В Усова ВНИИторгмаш

Воздух
Рис 2. Схема с установкой экрана:
а — циркуляция воздуха; б — сечение решетки; в — установка
экрана; поз. 1 — 6 см. на рис. 1; 7 — экран
ванными с прямоугольными
отверстиями для прохода воздуха размером
10x248 мм и полукруглыми выштам-
повками из металла диаметром 8 мм
(см. рис. 2).
Как показали испытания,
встраивание агрегата в серийное машинное
отделение автомата АВ-2 привело к
снижению расхода воздуха через
конденсатор на 27% и уменьшению
удельной холодопроизводительности на 9%.
Изменение ширины экрана Ъ от 10
до 40 мм практически не повлияло
на расход воздуха.
Входная решетка создает
искусственную турбулизацию набегающего на
конденсатор потока воздуха, что (при
определенной конструкции решетки)
может повысить коэффициент
теплопередачи конденсатора на 15—20% [1]).
Установлено, что для серийных реб-
ристотрубных конденсаторов с
шахматным расположением труб отношение
ширины экрана Ь к диаметру
перфорации d должно быть равно 1 —2, при этом
отношение ширины экрана Ь к
расстоянию между секциями конденсатора по
ходу воздуха находится в пределах
0,2—0,8L/ йэ (L — глубина аппарата
по ходу воздуха, d3 — эквивалентный
диаметр со стороны воздуха) [1].
Аналогичное влияние входных
решеток на турбулизацию подтверждается
исследованиями теплопередачи в
автотракторных радиаторах [2].
При отсутствии экрана и значении
/>25 мм степень искусственной турбу-
лизации с помощью входных решеток
снижается из-за быстрого затухания
образовавшихся вихрей.
Для машинных отделений ТХО
расстояние между облицовочной решеткой
и фронтом конденсатора должно
находиться в пределах 10—25 мм.
При отсутствии экрана в машинном
отделении воздух к конденсатору
поступает через входную решетку в
количестве G{ с температурой /в1 и частично
сбоку фронта конденсатора из
машинного отделения в количестве G2 с
температурой tB2.
Общий расход воздуха GB, кг/с,
проходящего через конденсатор,
составляет
GB = C1 + G2.
Количество рециркуллруемого
теплого воздуха G2 определяли по методике
работы [4]. Расход воздуха G{
рассчитывали по измеренным локальным
значениям скоростей воздуха перед
решеткой:
C.^q/pQ'
где w — среднее значение скорости входящего
воздуха, м/с;
fD — живое сечение решетки' для
,....-— v.w.w.4. ^ш.,ил ^„,. прохода
воздуха, м \
q — плотность воздуха при температуре
окружающей среды, кг/м3
Тепловая нагрузка на конденсатор
QK, Вт, со стороны хладагента равна:
<?K=^a(<W2)>
где Ga — расход хладагента, кг/с;
/,, i2 — энтальпия хладагента на входе и выходе
из конденсатора, кДж/кг.
Принимая, что в установившемся
состоянии все тепло конденсации
передается проходящему через конденсатор
воздуху, общий его расход GB через
конденсатор, кг/с, составит:
G -
<?к
S«b2-'bi)'
где с —теплоемкость воздуха, Дж/(кг»К);
/в1 — средняя температура воздуха перед
входной решеткой, °С;
tb2 — средняя температура воздуха после
конденсатора, °С.
Тогда количество рециркулируемого
теплого воздуха будет:
27

G2 = GB— G,.
Как показывают расчеты, по данным
измерений при номинальном режиме
работы агрегата ВВр 1000^— 1
отношение -1 =0,8—0,85, т. е. 15—20% теплого
G2
воздуха рециркулирует через
конденсатор. Это приводит к повышению
температуры конденсации и, соответственно,
снижению удельной холодопроизводи-
тельности.
Таким образом, при встраивании
агрегата в машинное отделение
снижается расход воздуха из-за
гидравлических сопротивлений машинного
отделения; изменяется температурное поле
воздушного потока, входящего в
конденсатор, из-за рециркуляции воздуха;
повышается интенсивность теплообмена
в конденсаторе вследствие
искусственной турбулизации потока при
рациональной компоновке входной решетки.
Сравнительные данные испытаний
при номинальном режиме (/в1=30°С)
приведены в таблице.
Испытания
агрегата
На
калориметрическом стенде
по ГОСТ 22502-
77
В макете
машинного
отделения
с экраном b =
= 20 мм
без экрана
Холодо-
произво-
дитель-
ность,
Вт
970
958
912

Потребляемая
мощность,
Вт
444
452
460

Холодильный

коэффициент
2,18
2,11
1,98

Температура

денсации,
° С
43,5
44,6
47,5
Как видно из таблицы, повышение
интенсивности теплообмена в
конденсаторе в результате искусственной
турбулизации не компенсирует влияния
снижения расхода воздуха при установке
экрана.
Автомат АВ-2 с серийной
компоновкой машинного отделения и установкой
экрана F=20 мм) испытывали в
эксплуатационных условиях при
следующих параметрах:
Температура, ° С
воды на входе 15—16
окружающего воздуха 20—21
газированной воды 8,1—8,2
Число отпускаемых порций в мин 5
Общая наработка при испытаниях, ч 120
Расход электроэнергии определяли
однофазным счетчиком, а число порций
отпускаемой воды — счетчиком
импульсов типа А-440.
Установлено, что в автомате АВ-2 с
усовершенствованным машинным
отделением коэффициент рабочего времени
и среднесуточный расход
электроэнергии уменьшились на 8—10%.
На основании проведенного анализа
и испытаний для повышения
эффективности работы ТХО с встроенными
агрегатами рекомендуется:
устанавливать агрегат с
обеспечением сквозного продольного движения
воздуха через него;
выполнять облицовочные решетки
машинного отделения с живым
сечением не менее 80% от фронта
конденсатора с созданием искусственной
турбулизации потока воздуха перед
конденсатором в целях интенсификации
теплообмена [1];
устанавливать сплошной экран
шириной 10—25 мм по периметру фронта
конденсатора для исключения
рециркуляции теплого воздуха;
поддерживать разницу температур
на входе и выходе воздуха из
машинного отделения не более 10°С, учитывая,
что в агрегатах холодопроизводитель-
ностью до 1250 Вт воздух в
конденсаторе нагревается на 2,5—8°С;
соблюдать расстояние не менее
200 мм между облицовочными
решетками машинного отделения и стеной
при установке ТХО в торговых залах;
не размещать облицовочные решетки
в торцовых стенках ТХО, поскольку
это оборудование может быть
установлено в линию.
Список использованной литературы,
1. А. с. 798442 (СССР).
2. Бурков В. В., Индейкин А. И.
Автотракторные радиаторы. Л., Машиностроение, 1978,
215 с.
3. Зеликовский И. М. Перспективы развития
торгового холодильного оборудования и
холодильных машин в одиннадцатой пятилетке. —
Холодильная техника, 1982, № 3, с. 1—8.
4. Железко Б. Е. Исследование аэродинамики
потока охлаждающего воздуха перед
радиатором и ее влияние на эффективность системы
охлаждения двигателей внутреннего сгорания.
Весци АН БССР, серия ФЭН, 1968, № 3,
с. 109 — 116.
28

УДК 628.84.001.24
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СЛУЧАЙНОЙ
ТЕПЛОВОЙ НАГРУЗКИ
КОНДИЦИОНИРУЕМОГО
ПОМЕЩЕНИЯ
Канд. техн. наук А. Г. СОТНИКОВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
В ряде кондиционируемых и
вентилируемых объектов суммарную
тепловую нагрузку можно считать
случайной величиной в том случае, если
основная доля выделений тепла
приходится на внутренние (технологические)
составляющие. Это характерно для
промышленных зданий многих отраслей.
Было показано*, что загрузка
станочного парка, специальное освещение
и выход людей на работу изменяются
как случайные величины по тем или
иным законам. Наружные
составляющие, определяемые интенсивностью
радиации и наружной температурой в
больших интервалах, также являются
случайными величинами. Однако в
расчётных условиях летних суток они
изменяются периодически.
Распределение тепловой нагрузки
помещения можно рассматривать
приближенно как нормальное со смещением
на величину математического
ожидания, т. е. как предел среднего значения
тепловой нагрузки М (Q) при большом
числе ее замеров и усечением в
пределах ±xpoQ (xp— интегральная
функция Лапласа; oQ —
среднеквадратичное отклонение тепловой нагрузки),
зависящим от выбранной обеспечен
ности р.
Вследствие множества единичных
источников тепла, т. е. большого
количества технологического оборудования,
электродвигателей, осветительных
приборов и людей, правомерно применить
центральную предельную теорему
теории вероятностей. Из нее вытекает, что
распределение тепловой нагрузки
является ассимптотически нормаль
ным, т. е. стремится к нормаль
ному по мере увеличения числа еди
ничных источников тепла. В
производственных помещениях число таких
единичных источников измеряется сотнями.
* Сотников А. Г., Эльяшов 3. Ш.
Определение технологических составляющих тепловой
нагрузки объектов кондиционирования. —
Холодильная техника, 1981, № 8, с 29—33.
При использовании предельной теоремы
не нужны специальные требования к
законам распределения тепла
единичных источников. Параметры
распределения суммарной тепловой нагрузки
определяются известными методами.
Математическое ожидание находят
как сумму постоянных величин и
математических ожиданий случайных
составляющих. Среднеквадратичное
отклонение тепловой нагрузки oQ
вычисляют как квадратный корень из
суммы квадратов среднеквадратичных
отклонений всех случайных
составляющих.
Расчетное значение случайной
тепловой нагрузки помещения можно
определять с учетом допустимого
превышения температуры в нем против
заданного значения Д/вдоп. Для
получения приближенного (с запасом)
решения считаем, что при высокочастотных
колебаниях тепловой нагрузки по
каналу «тепловая нагрузка —
температура воздуха» помещение является
простейшим усилительным звеном. Так, при
линейном изменении нагрузки с высокой
частотой температура, будет
приближенно изменяться тоже линейно. Такое
предположение позволит существенно
упростить решение задачи и
рассматривать случайную величину текущей
тепловой нагрузки Q, а не случайный
процесс, в котором величина нагрузки
и ее частота изменения со являются
функцией времени.'С? =/, (т) и со=/2(т)
Кривизна линии изменения
температуры воздуха приведет к тому, что
вычисленное отклонение температуры
будет несколько больше фактического,
т. е. расчёт ведется с некоторым
запасом
При расчете текущую тепловую
нагрузку Q и ее превышение над
искомой расчетной величиной Q—Qp будем
относить к максимальному значению
тепловой нагрузки Qm, которая зависит
от принятой обеспеченности:
Qm-M{Q)+XpoQ. A)
Если тепловая нагрузка превышает
расчётное значение, то температура
в помещении отклоняется от расчётной
на величину не более А/вдоп. В
безразмерной форме это отклонение имеет вид:
в.доп >ч в.доп ср
/ — / VP Та
ух пр tvmax
B)
29

где At on — допустимое превышение
температуры в помещении над заданным
значением (во времени), согласно
п. 4.5 СНиП II—33—75 эта величина
может достигать ±1°С;
kQt — коэффициент, учитывающий
отношение установившихся значений
приращения температуры воздуха Л/в
и тепловой нагрузки AQ;
L — расчетный расход подаваемого в
помещение воздуха;
с — теплоемкость воздуха;
q — плотность воздуха;
k. — коэффициент теплопередачи
ограждения;
F{ — площадь ограждения;
/ —t — разность температур уходящего и
приточного воздуха;
Q = Q /Qm— относительное, в долях
максимального, расчетное значение тепловой
нагрузки помещения;
Q — расчетное значение тепловой
нагрузки;
k — средний по площади поверхностей
коэффициент теплопередачи всех
ограждений помещения;
J — определяющий геометрический
размер помещения — отношение объема
помещения к площади всех
ограждений; при размерах в плане,
многократно превышающих высоту
помещения, этот размер приближается
к половине высоты помещения;
qmax — максимальные удельные (на 1 м3
объема помещения) выделения
теплоты.
Из формулы B) следует, что
отклонение температуры в безразмерном
виде, кроме прочих величин,
характеризующих геометрические размеры и
тепловой режим помещения, зависит от
искомой расчётной тепловой нагрузки
помещения.
В соответствии со случайным
характером тепловой нагрузки помещения
поставленная задача решается с
использованием аппарата теории
вероятностей. Найдя среднее превышение
температуры воздуха в помещении над
заданной, возникающее при увеличении
нагрузки по сравнению с ее искомым
расчетным значением, и приравняв его
заданному (нормируемому), получим
выражение для нормированного
значения среднего превышения температуры
воздуха в помещении.
После соответствующих
преобразований полученного выражения находим
уравнение для определения искомой
относительной расчетной тепловой
нагрузки помещения, которое будет имоть
вид:
А/„
*Qn
i-<?>] ЬЬ"
Хехр
[fii
-M(Q)
]
M(Q)
Qm J V2* Qm
(Op
Qm
)]}
Искомая величина Qp=QJ Qn
[¦-
C)
в
правой части уравнения C) выражена
в неявном виде. Функция распределения
Ф@) может быть найдена из таблиц
в том случае, когда её аргумент
нормирован и центрирован, а
среднеквадратичное отклонение равно единице.
Поэтому аргумент функции Лапласа
уменьшают на величину M(Q) и
измеряют в долях oQ.
Для нескольких значений
обеспеченности р найдена функция %р и
соответствующее отклонение oQ, выполнен расчёт
правой части уравнения C) при разных
значениях QP = QPI Qm-
Искомое значение Q из системы
уравнений B) и C) удооно определять
графоаналитически (см. рисунок) в
такой последовательности. По известным
данным вычисляют комплекс Мвлопкср/
/Tqmax, и это значение откладывают на
оси абсцисс. Определяют отношение
д/в.доп/('ух—*Пр) и Угол>
соответствующий этому арктангенсу. Из начала
координат проводят прямую, наклоненную
под этим углом к вертикальной оси,
затем переносят ее параллельно в
поставленную на оси абсцисс точку. На
пересечении этой линии с кривой при за-
0,8
Of
О,*
0,2
rrrm-
34
L 1
V
1 i\
^
r
i
^y
!
1
1
0 m 0,08 4mtm*epfi<laiax)
График для определения расчетного значения
тепловой нагрузки помещения в зависимости
от обеспеченности:
/ _ р = 0,994, Хо = 2,5; 2 - р = 0,977, Хр = 2; 3 - р = 0,933,
ХР=1.5
30

данной обеспеченности р ставят точку
и определяют ее ординату — искомую
относительную расчетную тепловую
нагрузку помещения QP = QP/Qm.
Абсолютное значение расчетной
тепловой нагрузки равно:
QP-QPlM(Q)+%oQ]. D)
Ниже приведены примеры расчета
по предложенной методике.
Пример 1. В производственном помещении
множество источников тепла,и нагрузка является
случайной величиной с параметрами:.
M(Q) =100 кВт; aQ = 30 кВт. Определить
расчетное значение тепловой нагрузки, если за-
Дано: Д/В„ОП=0,5°С; k = 2 Вт/(м2 . К). -*ух-
_/пр=80С; 1=2 м; ч*тах=30 Вт/м3 при двух
значениях обеспеченности (р =0,994 и 0,977).
Предварительно вычисляем комплекс
A'..AonVlWe°.5-2/2-30 «0,0167 и отклады-
ваем это его значение на оси абсцисс (см.
рисунок).
Вычисляем отношение Д/вдоп/ (/ух—/пр) =
= 0,5/8=0,0625. Этому числу как арктангенсу
соответствует угол а = 3°40/. Из начала координат
проводим прямую, наклоненную к вертикальной
оси под углом и переносим эту линию
параллельно в точку, поставленную на оси абсцисс.
На пересечении с кривыми находим значение
Q =Q IQm. Если р=0,994, то Q =0,87; Хп = 2,5
и Q =0,87A00 + 2,5 • 30) =152 кВт. Если р =
= 0,997, то Q =0,93; хр = 2 и Q =0,93A00 +
+ 2 • 30) =148 кВт.
В данных условиях величины расчетной
тепловой нагрузки помещения оказались при разной
УДК [621.564.25 + 621.564.31] @84.21)
ДИАГРАММА R12 — РАСТВОРЫ
NaCI ДЛЯ РАСЧЕТА
КРИСТАЛЛ ОГИДРАТНЫХ
ОПРЕСНИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Канд. техн. наук Л. Ф. СМИРНОВ, Э. А. БАКУМ,
В. К. ДЯЧЕНКО
Одесский технологический институт холодильной
промышленности
Большое значение для народного
хозяйства имеет опреснение соленых
и очистка минерализованных вод. Для
этой цели применяют разные методы,
в их числе концентрирование и
разделение водных растворов солей до
сухого остатка с помощью
вымораживающего процесса [8]. Разновидность
его — кристаллогидратный процесс
также применим и весьма перспективен
для разделения рассолов с
концентрациями вплоть до эвтектических.
Для гидратообразующих
хладагентов, применяемых в кристаллогидрат-
ном процессе, наиболее полно представ-
обеспеченности близкими, а снижение нагрузки
от максимальной величины значительным.
Характерен частный случай, когда
в расчетных условиях тепловая
нагрузка может считаться практически
постоянной (маломеняющейся). Тогда из
уравнения B) с учетом, что нагрузка
превышает расчетное значение на
A—Qp)Qm, можно получить:
О = —Р = в.доп ср/^тах /с\
Чщ *~"*в.доп' V ух пр'
Пример 2. Для условий примера 1 найти
расчетную тепловую нагрузку, считая ее
относительно постоянной (маломеняющейся):
1-0,5.2/2-30
V>> 1+0,5/8 °'yt>'
В данном случае снижение нагрузки от ее
максимальной величины незначительно и
соизмеримо с точностью инженерных расчетов.
Таким образом, по предлагаемой
методике можно обоснованно выбрать
расчетное значение случайной тепловой
нагрузки в зависимости от заданного
допустимого превышения температуры
воздуха в помещении. Эта расчетная
нагрузка может быть существенно
меньше максимальной-величины. В
результате могут быть уменьшены
типоразмер оборудования системы и
расчетная холодопроизводительность.
лены термодинамические свойства
гидратов R22 [5]\ хлора, углекислоты [6],
R31 и некоторых других. В то же время
для такого общеупотребительного
хладагента, как R12, имеются данные лишь
для узкой области фазовой диаграммы
(в области концентраций NaCI до 6%)
[4,9].
Настоящая работа представляет
собой продолжение и дополнение работы
[4]. Ниже приводятся данные по
фазовому равновесию в системах газ R12 —
газовый гидрат — растворы NaCI
околоэвтектической концентрации и газ
R12 — газовый гидрат — насыщенный
раствор NaCI — дигидрат NaCI
(солевой гидрат NaCI • 2Н20).
Исследования проведены на
экспериментальной установке (рис. 1).
Основной элемент установки —
кристаллизатор — представляет собой трубу
в трубе, на торцах которых по обе
стороны закреплены для визуального
наблюдения фланцы из оргстекла.
Гидраты образовывались во внутреннем
31

Рис. 1. Схема экспериментальной установки для
исследования фазовых равновесий газогидратных
систем:
/ — кристаллизатор; 2 — фланец из оргстекла, 3 — мешалка,
4 — фильтр гидратов; 5 — электродвигатель, 6 — редуктор;
7 — сальник; 8 — межтрубное пространство кристаллизатора,
9 — змеевик; 10 — термогильза с термометром; // — изоляция;
12 — термостат; 13 — холодильная машина, 14 — испаритель,
15 — насос хладоносителя; 16 — образцовый манометр,
17 — отвод к вакуум-насосу; 18 — дифманометр; 19 — баллон
для R12
пространстве кристаллизатора объемом
0,9 • 10_3 м3. Перемешивание
осуществлялось тремя четырехлопастными
мешалками, вал которых герметизирован
сальником — парой трения
(металлизированный графит — нержавеющая
сталь), надлежащим образом
отшлифованной и притертой. В межтрубном
пространстве и змеевике,
расположенном внутри кристаллизатора,
циркулировал хладоноситель E0%-ный водный
раствор глицерина), охлаждаемый
холодильной машиной. С помощью
хладоносителя и термостата в
кристаллизаторе поддерживалась постоянная
температура. Давление в нем определяли
образцовым манометром и дифманомет-
ром ДТ-50. Температуру жидкой фазы
измеряли лабораторным термометром
с ценой деления 0,1 К, установленным
в термогильзе. В нижнюю часть
кристаллизатора вмонтирован гидратоза-
держивающий фильтр, позволяющий
отбирать рассол без гидратов.
Условия фазового
равновесия,.определяли следующим образом. Раствор,
приготовленный из дистиллированной
воды и химически чистой соли, вакууми-
ровали в кристаллизаторе для удаления
растворенного воздуха. Затем в
кристаллизатор подавали газообразный
гидратообразующий хладагент. Через
32
межтрубное пространство и змеевик
прокачивали охлажденный
хладоноситель, снижавший температуру системы
(газообразный хладагент — раствор
соли) в кристаллизаторе ниже
температуры гидратообразования при данном
давлении. Начало гидратообразования
и переход газа в гидраты фиксировали
по скачкообразному падению давления.
Концентрацию раствора соли
устанавливали по его плотности с помощью
денсиметра с ценой деления 0,001 г/см3
с точностью ±0,05% NaCl.
Определение фазовой диаграммы для
высококонцентрированных растворов
по сравнению с определением фазовой
диаграммы для растворов умеренных
концентраций [4, 9] имело следующие
особенности.
— Исследуемая система состояла из
максимального количества раствора
соли и минимального количества
газообразного хладагента (для этого
кристаллизатор был выполнен наклонным).
— Строго контролировали количество
газа, входившего в состав гидратов
(по манометру и известному газовому
объему кристаллизатора). Для каждой
точки количество газа подбирали таким
образом,чтобы давление в равновесной
системе газообразный хладагент —
газовый гидрат — раствор соли на
20—30 Па отличалось при одной и той
же температуре от давления в
неравновесной системе газообразный
хладагент — раствор соли до перехода из нее
части газа в гидраты либо после их
расплавления. При этом систему
вначале переохлаждали на 6—7 К, что
ниже, чем в работе [4], для перехода
газа в гидраты, а затем повышали
температуру системы до значения, при
котором определяли параметры
равновесной точки.
— Системы были более инерционны,
равновесные условия выдерживали в
течение 12—15 ч, а продолжительность
опыта по определению одной
равновесной точки составляла 24—30 ч.
— После окончания опыта по
определению параметров равновесных точек
в ненасыщенном растворе на одной
кривой постоянной концентрации
раствор сливали, измеряли концентрацию
(эту операцию проводили без
расплавления гидратов) и сравнивали с
концентрацией свежего раствора. Так
как в гидраты переходило малое
количество газа, т. е. образовывалось не-

большое количество гидратов,
концентрации раствора до и после их
образования практически совпадали.
— При определении параметров
равновесных точек в системе
газообразный хладагент — газовый гидрат —
насыщенный раствор соли — солевой
гидрат концентрацию раствора
измеряли после снятия каждой точки.
Данные по фазовому равновесию
в системе газ R12 — газовый гидрат —
раствор NaCl околоэвтектической
концентрации и в системе газ R12 —
газовый гидрат — насыщенный раствор
NaCl — солевой гидрат NaCl • 2Н20
приведены в таблице, на фазовой
Номер
точки
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
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40

Температура г, к
261,25
262,15
261,15
260,25
261,65
262,75
260,65
263,10
263,48
261,65
260,95
262,65
262,33
261,88
262,93
263,58
264,58
265,23
262,10
263,48
264,50
265,33
261,98
262,98
263,48
264,68
265,40
261,08
261,78
262,38
263,13
263,98
264,38
265,75
266,55
266,65
267,25
267,85
268,65
269,35
Давление
р, кПа 1
138,0
157,6
124,6
99,47
140,7
197,6
107,0
218,8
223,2
144,5
124,2
213,1
173,4
105,3
126,5
141,0
181,0
211,0
116,7
156,5
199,0
231,8
109,3
135,2
151,2
197,5
229,0
107,6
124,1
146,3
169,9
200,9
220,0
107,5
130,9
132,8
154,8
180,5
212,1
250,4
центрация |,
%
24,0
24,6
24,4
24,3
24,6
24,6
24,3
24,8
24,8
24,6
24,5
24,75
24,55
22,7
22,7
22,7
22,7
22,7
23,1
23,1
23,1
23,1
23,0
23,0
23,0
23,0
23,0
23,75
23,75
23,75
23,75
23,75
23,75
19,9
19,9
19,9
19,9
19,9
19,9
! 19,9
1
Кривая на
рис. 2 и 3
т—т
g—g
h—h
k—k
I—I
/-/
диаграмме р—T (рис. 2) и на
диаграмме Т—5 (рис. 3).
Экспериментальные точки на кривых
фазовых превращений (см. рис. 2, 3)
обработаны по методу наименьших
/7,Ш
500
400
500
200
100
252 256 260 264 268 272 276 280 28<t TtK
Рис. 2. Фазовая диаграмма р .— Т для системы
газ R12 — газовый гидрат — растворы NaCl:
А— С— моновариантная равновесная кривая сосуществования
четырех фаз газообразного R12, газового гидрата R12,
насыщенного раствора NaCl и солевого гидрата NaCl • 2Н20;
а—а — равновесная кривая для воды (А — [9] , ф — [4]),
Ь—Ь — равновесная кривая для морской воды (в районе
Одессы) [4] , с— с — для раствора NaCl, ? = 2% [4] , d—d — то же,
1 = 3,92% [4], е—е - то же, 6 = 5,88% [4], /-/ - то же,
6=19,9%, g—g — то же, 6 = 22,7%;Л — h — то же, 6 = 23,1%,
k — k — то же, 6 = 23,0%, / —/ — то же, 6 = 23,75%, m — m — для
насыщенного раствора NaCl переменной концентрации (на
кривой А— С) , С — точка льдосолянон эвтектики (Т = 252,05 К,
6 = 23,31% NaCl), построенная по рекомендациям [1, 2]
26 $,%NaCl
Рис. 3. Диаграмма Т—? для системы R12
растворы NaCl околоэвтектической концентрации
А — инвариантная газогидратная эвтектическая точка со
существования пяти фаз — жидкого и газообразного R12.
газового гидрата R12, раствора NaCl эвтектической кон
центрации и солевого гидрата NaCl • 2Н20; Д — С — криоско
пическая кривая; В—А — изменение ВИТ для раствора NaCl
в зависимости от концентрации соли; остальные обозначения
см. по рис 2
33

AH = zR-
B)
квадратов. Получено уравнение для
этих кривых в виде:
\gp=A-B/T. A)
Совместным решением уравнений для
кривых А—ВИТ и А — С определены
параметры точки газогидратной
эвтектики А (параметры точки А и других
точек и коэффициенты уравнения A)
приведены в конце статьи).
После обработки данных в
координатах \g p—1/7 по уравнению
Клапейрона— Клаузиуса
)d\u_p
d\/T '
где ЛЯ — среднее изменение энтальпии,
кДж/кмоль R12;
z — коэффициент сжимаемости хладагента
R12, определялся в верхней
инвариантной точке {ВИТ) кривых /—/, k—k,
h—h, g—g;
R — удельная газовая постоянная, кДж/
(кмоль • К),
вычислены средние изменения
энтальпии при фазовых переходах через
равновесные кривые доэвтектической
концентрации газ R12 — газовый
гидрат — раствор NaCl (кривые g—g,
h—ft, k—k, I—/), а также газ R12 —
газовый гидрат — насыщенный раствор
NaCl — солевой гидрат NaCl • 2Н20
(кривая т—га).
В области доэвтектических
концентраций B2,7—23,75% NaCl) получено
среднее значение Д#дэ= 115494 кДж/
кмоль R12, вошедшего в состав
гидратов. Оно заметно меньше значения
Д//= 126854,8 кДж/кмоль R12 по
работе [4], результаты обработки которой
уточнены по методу наименьших
квадратов.
Для кривой выпадения солевых
гидратов А — С, или га—га, (см. рис. 2),
расчет по уравнению B) для точки А
дает величину Д//э= 144351 кДж/кмоль
R12. Значения А//дэ и Д//э определены
без учета тепловых эффектов
растворения R12 в воде и испарения части
воды из-за их небольших значений, а
также из-за противоположности знаков,
почти полностью компенсирующих друг
друга [4].
Приравнивая средний угловой
коэффициент кривых /—/, k—k, ft—ft, g—g
\jrfj) угловому коэффициенту кривой
газ R12 — газовый гидрат — раствор
NaCl, проведенной через точку А
(т. е. концентрация раствора соответст-
34
вует концентрации газогидратной
эвтектики), можно определить тепловой
эффект кристаллизации солевого
гидрата NaCl • 2Н20 по выражению
Величина Q =28289,3 кДж/кмоль
R12 представляет собой увеличение
теплового эффекта гидратообразования
на величину теплового эффекта
образования солевого гидрата.
В инженерных расчетах
целесообразно иметь Q в иных удельных единицах.
На 1 кг хладагента R12, вошедшего
в состав газового гидрата, тепловой
эффект образования солевого гидрата
QI ц, = 233,95 кДж/кг R12 (здесь ji —
молекулярная масса R12, кг/моль).
На 1 кг воды, вошедшей в состав
газового гидрата, тепловой эффект
QI (пэ1хв)=\06А кДж/кг Н20 (здесь
\хв — молекулярная масса воды,
кг/моль; лэ=14,8 моль Н20/моль
R12 — состав газового гидрата в точке
газогидратной эвтектики А).
Так как кристаллизация солевого
гидрата происходит на кривой
насыщения соли, тепловой эффект образования
солевого гидрата можно выразить в
кДж/кг выпавшей соли:
[QI {п9\1л)\ • [A00—Е)/?] =321,73
или в кДж/кг солевого гидрата:
[Q/ (пэцв)] • [(ЮО—Е)/И . [цс/(цс + 2цв)] =
= 199,03,
где ? = 24,8% NaCl — массовая концентрация
раствора в точке
газогидратной эвтектики А (в
случае проведения
процесса при давлениях, меньших
давления в точке Л, в
вышеприведенных
соотношениях нужно использовать
переменные значения |,
соответствующие данному
давлению кривой А — С);
^хс — молекулярная масса NaCl,
кг/моль.
По уравнению B), с учетом
переменности коэффициента сжимаемости
z, рассчитаны значения тепловых
эффектов в верхней и нижней
инвариантных точках (ВИТ и НИТ) кривых
фазовой диаграммы. Эти значения
применяют при инженерных расчетах вдоль
всей соответствующей кривой фазового
превращения. При необходимости
большей точности, используя постоянство
наклона логарифмической прямой

In p—1/Г, можно сделать пересчет для
конкретных точек по уравнению
ДЯ2= (AH{z2)/zly
где ДЯ, и z, — значения, приведенные в конце
статьи для конкретных точек;
Д//2 — уточненное значение текущей
точки равновесной кривой,
имеющей коэффициент z = z2.
При больших концентрациях соли
возникает необходимость уточнить
также состав газового гидрата. На фазовой
диаграмме р—Т рассматривали две
равновесные точки с одинаковым давле-.
нием р = 219,15 кПа: первая для
раствора R12 с чистой водой (Т{ =281,95 К),
вторая — с соленой водой (Г2 = 265,02К,
1 = 23,1% NaCl). Расчет вели по
формуле Пироена:
1п(/1//2)+мэ1п(а1/а2)=ДЯ°[G,1-Г2)//?Г1Г2],
D)
гДе fu /2 — летучесть R12 в растворах с чистой
и соленой водой;
а,, а2 — активность воды в тех же растворах;
^i» ^2 — равновесные температуры тех же
растворов при одинаковом давлении;
Д//° — стандартное изменение молярной
энтальпии для чистых компонентов
при превращении
Л (газ) +пъВ (жидкость) =Г,
где Л — хладагент R12;
В — вода;
Г — гидрат.
Согласно результатам работы [4]
Д#°^Д#ДЭ. Значения Г,, Т2 и р взяты
с фазовой диаграммы, а значения а1у
а2 рассчитаны. Отношение fj f2 близко
к 1 в связи с низким давлением газовой
смеси R12 — водяной пар. При малой
растворимости R12 в воде раствор
R12 — вода является бесконечно
разбавленным, поэтому активность воды
численно равна ее мольной доле:
ai=*Bi- E)
При Г, =281,95 К и р = 219,15 кПа
растворимость R12 в воде, вычисленная
по данным Пармелея [7], составляет
0,0001523 мольных долей, а #в1 =
= 0,9998477 мольных долей.
Активность воды в трехкомпонентном
растворе R12 — NaCl — вода:
а2 = а* а**, F)
где а* — активность воды в растворе NaCl, ее
определяли по Льюису [3];
а** — активность воды в растворе R12 —
вода.
Как и в случае E), а** = хв2. При
7\> = 265,02 К хв2=0,9997331 мольных
долей.
Активность воды на криоскопической
кривой:
lg a? = —0,0042110—0,0000022 ft2, G)
где О — понижение температуры
замораживания раствора.
При ? = 23,1% NaCl криоскопическая
температура Г0 = 251,95К, 0 = 21,2 К,
а? = 0,8124.
Активность воды при требуемой
температуре Т2:
-ИсРв с°Ръ) \ 2)зоз/?г0 R lgV' (8)
где LB — относительная парциальная
молярная энтальпия воды (тепловой
эффект разбавления), кДж/кмоль;
С С0 — молярная парциальная
теплоемкость соответственно воды в
23,1%-м растворе NaCl и чистой
воды, кДж/(кмоль • К),
причем
dLJdT = CpB-C°pB. (9)
Используя значения LB = 76,2 кДж/
кмоль, С^в = 69,9 кДж/(кмоль • К),
С°в = 75,2/9 кДж/(кмоль • К),
приведенные в таблицах опытных данных
Льюиса и Биссона [3] для 23,1%-го
раствора NaCl при 298,15 К, вычислили
тепловой эффект разбавления при
необходимой температуре Т2 = 265,02 К по
формуле:
^в(Г2) =^вB98,15К) +
+ (?рвB98,15К)— ^рв) (^2_ ^B98,15К)Ь ( ^)
Получили LB{T) =254,44 кДж/кмоль.
При этом предположили, что в
небольшом интервале температур величина
ДСрв постоянна.
Уравнения G), (8), A0) дали
искомые значения а* =0,8069 и а2 =
= 0,8066602 при | = 23,1% NaCl и Т2 =
= 265,02 К.
Значение /гэ=14,8 моль Н20/моль
R12, подсчитанное по уравнениям
D) — (Ю), ниже значения п = 16,78 моль
Н20/моль R12, найденного ранее для
параметров вблизи верхней
инвариантной точки для чистой воды [4].
Термодинамические свойства гидрата R12
1. Состав газового гидрата:
вблизи ВИТ /г = 16,78 моль НгО/моль R12,
при околоэвтектических концентрациях пэ =
= 14,8 моль Н20/моль R12.
2. Параметры особых точек (см. рис. 2, 3):
ВИТ*—7=285,41 К, р = 455,б кПа, 1=0% NaCl;
НИТ*—Т = 272,72 К, р=28,47 кПа, ?=0% NaCl;
А — 7 = 263,18 К, р=219,665 кПа, ? = 24,8% NaCl.
3. Постоянные в уравнении A) для фазовых
превращений вида:
35

Л (газ) + пВ(жидкость) =/\
М =31,54076, 5 = 7387,075 (для чистой воды),
А (газ) + Г = Л (жидкость) + Г,
М =9,39065, Б = 1065,177 при Г = 281^-286К,
Л =9,42429, Б = 1074,465 при 7=263-^270, К,
Л (газ) + пБ(лед) = Г,
*Л = 11,08903, 5=1810,016 при Т = 270^273 К,
Л (газ) + пэВ (жидкость) = Г + ГС (гидрат соли
NaCl),
Л =35,90267, 5=8043,03 при 7=260^-263,18 К.
4 Тепловой эффект фазовых превращений вида:
Л (газ) + пВ (жидкость) = Г,
*126854,8 кДж/кмоль R12 (вблизи ВИТ),
115494 кДж/кмоль R12 (вблизи точки газо-
гидратной эвтектики),
Л (газ) + /гБ(лед) = Г,
¦34656,6 кДж/кмоль R12 (вблизи НИТ);
А (газ) + Г = Л (жидкость)+ Г,
¦18291,8 кДж/кмоль R12 (вблизи ВИТ),
А (жидкость) + пВ (жидкость) = Г,
¦358,82 кДж/кг Н20 (вблизи ВИТ),
А (жидкость) + п В (жидкость) = Г Л- ГС,
469,09 кДж/кг Н20 (в точке газогидратной
эвтектики),
Л (жидкость) + пэВ (жидкость) = Г,
360,87 кДж/кг Н20 (вблизи точки газогидратной
эвтектики),
Л (газ) + пэВ (жидкость) =Г + ГС,
144351 кДж/кмоль R12 (вблизи точки
газогидратной эвтектики)
5 Растворимость R12 в воде вблизи ВИТ'
0,0285 мольн %
6 Тепловой эффект растворения R12 в воде.
20578 кДж/кмоль R12.
7. Тепловой эффект образования солевого гидрата
NaCl • 2Н20 вблизи точки газогидратной
эвтектики 28289,3 кДж/кмоль R12
8 Плотность газового гидрата 1080 кг/м3
9 Понижение температуры ВИТ для растворов
с концентрацией NaCl*
2% 1,5 К, 22,7% - 19,4 К,
3,92% 2,43 К, 23,0% 19,82 К,
УДК 621 564 536 7 001 24:681 142
МЕТОД РАСЧЕТА
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИХ
СВОЙСТВ ВЕЩЕСТВ НА ЭВМ
Канд. техн. наук А. Д. КОЗЛОВ, канд техн. наук
8. М. КУЗНЕЦОВ, канд. техн. наук Ю. В.
МАМОНОВ, С. И. РЫБАКОВ.
Всесоюзный научно-исследовательский институт
метрологической службы
Авторами предложе-н относительно
несложный алгоритм расчета
термодинамических свойств хладагентов в
однофазной и двухфазной областях при
требуемых сочетаниях аргументов,
разработанный на базе единого
уравнения состояния в виде широко
распространенного двойного разложения
коэффициента сжимаемости Z по
степеням приведенных плотности co=q/qkp
и температуры х = Т/Ткр [2, 3]:
г s
36
5,88% - 3,3 К, 23,1% — 20,01 К.
19,9% - 15,66 К, 23,75% — 20,82 К.
24,8% — 22,23 К.
Примечание: 1 Звездочкой отмечены
обработанные по методу наименьших квадратов
экспериментальные данные работы [4].
2. Экспериментальное изменение температуры
ВИТ для соленых растворов NaCl и R12 во всем
диапазоне Твит — ТА приближенно (с точностью
до 0,84 К) описывается уравнением
Т вит, =285,41—0,62^—0,0105^
Список использованной литературы
1. Костюк В. И., Колосов В. Н., Чеп
цов А. С. Фазовые диаграммы системы
холодильный агент — водный раствор соли. —
Холодильная техника, 1970, № 1, с. 34 — 35
2. Костюк В. И., Колосов В. Н. Депрессия
критической температуры гидратообразования
в водных растворах неорганических солей. —
Нефтяная и газовая промышленность, 1968,
№ 5, с. 50—51
3. Льюис Дж и Рендалл М. Химическая
термодинамика. Киев, Техшка, 1936, с. 532
4.Мельцер Л. 3., Смирнов Л Ф Гидратные
свойства фреона-12 — Холодильная техника,
1968, № 5, с 21 -25
5. В а г d u h n A. J., Lee W С. — Desalination,
1978, № 25, pp. 151 — 162.
6.Bozzo A. T,Chen H. S., KassJ R. a.o. —
Desalination, 1975, № 16, pp. 303—320.
7 Parmelle H. M. — Refrig Eng., 1953,
Vol. 61, № 12, pp. 1341 1345.
8. Stepakoff G. L., Siegelman D., John
son R. a. o. — 4-th International Symposium
on Fresh Water from the Sea, 1973, Vol. 3,
pp. 421—437.
9. Wittstruck T A., Brey W S., Bus.
well A. M. a o. — J of Chem. and Eng
Data, 1961, Vol. 6, № 3, pp. 343—346
где bLj константы уравнения;
q, T — текущее значение плотности и тем
пературы,
QKp и Г — критические значения плотности и
температуры
Необходимо определить значение
требуемого термодинамического свойства
в зависимости от заданных
аргументов, например, энтальпию Н при
известных значениях энтропии S и
приведенном давлении п=р/ркр (ркр
критическое давление).
Алгоритм решения этой задачи в
виде блок-схемы представлен на рис. 1
Видно, что метод решения зависит от
того, в какую зону (рис. 2) попала
исследуемая точка: в зоне 2 вещество
гарантированно находится в
однофазном состоянии, в зоне /, в зависимости
от значений аргументов, оно может
быть либо в однофазном (жидком или
газообразном), либо в двухфазном
состоянии
В однофазной области все
термодинамические свойства можно опреде-

Да но: Ж, «5
Определитбн\
№^Ыло*,3
(зона 2.
Лох
расчет r,u/cj'
| H(w,t) |
, По t,uj'и"
\расчегпS'S"
Wo Г, ш\ и)"
рачетН'Н"
Начальные
приближение
для газа
Рис. 1. Блок-схема расчета энтальпии по
давлению и энтропии
S
*>кр\
Зона
1
Н
Ж
Зона
2
^^-^Лч = const
У7Уу4&?2 ~c°nst/\
///////{* =consty\
шшш
0 1 7с
Рис. 2. 5, л-диаграмма (ti>t2>1>t3)
лить, если заданы две независимые
переменные. При этом возможны
следующие варианты: обе переменные со и
т являются аргументами уравнения
состояния (I); одна или обе переменные
не являются аргументами этого
уравнения, но для них известны
соотношения, полученные из уравнения
состояния, в которых аргументами являются
со и т. Например, в рассматриваемом
случае ни энтропия, ни давление не
являются аргументами уравнения (I),
но в [2, 3] приведены выражения этих
величин из уравнения состояния (I):
(Г S I v
i+ 2 2 ьи~) B)
^кр 1*1 у=0 TV
S(e,T)-* [*._,„(«)+ 2 2bi*,4].
C)
где ^кр ~ сжимаемость в критической точке;
R — газовая постоянная;
SQ — энтропия идеального газа;
со0 — стандартная плотность.
В первом варианте значение
требуемой величины рассчитывают с
помощью дифференциальных уравнений
термодинамики по одному из
соотношений, выведенных из уравнения
состояния [2, 3].
Второй вариант удобно свести к
первому, предварительно определив один
или два неизвестных аргумента
уравнения состояния по заданным
значениям других свойств, т. е. решив
нелинейное уравнение или систему нелинейных
уравнений численным методом.
Наш опыт подобных расчетов и
результаты других исследователей
показали [1], что наиболее подходящим
для решения указанных нелинейных
уравнений и систем является метод
Ньютона [4] (использование метода
бисекций [2] увеличивает
продолжительность счета, а для систем
существенно усложняется алгоритм). Метод
Ньютона сводится к линеаризации
уравнений системы и нахождению
поправок в итерационном прогрессе при
решении системы линейных уравнений
[4]. Основной недостаток этого
метода — необходимость вычислять
частные производные, количество которых
увеличивается пропорционально
квадрату числа уравнений в системе. При
использовании этого метода Ньютона
не требуется абсолютно точно знать
значения производных, поэтому их
проще и удобней вычислять численным
методом.
Если в качестве аппроксимацион-
ной зависимости исследуемой функции
в требуемой окрестности
воспользоваться интерполяционным многочленом
Лагранжа второго порядка [4], то
искомая производная определяется
дифференцированием квадратичной
параболы и имеет простой вид, например,
для производной (дп/д(й)т получим:
(дл \ я(со + До>,т)—я(со—Да>,т)
fa /x= 2Д^ ' D)
где Да) — приращение плотности.
При Дсо=0,01со точность
вычисления как указанной производной, так и
частных производных от других
свойств, достаточно высокая. Как
следует из уравнения D), для
вычисления частной производной численным
методом требуется 2 раза определить
значение функции при различных
аргументах, так как аналитические выра-
37

жения для аналогичных производных
часто оказываются значительно
сложнее самих функций, при этом
увеличение продолжительности счета
оказывается незначительным (в среднем в 1,3
раза).
Расчет термодинамических свойств с
использованием метода Ньютона и
численного метода вычисления частных
производных, кроме достоинства,
присущего самому методу Ньютона —
наибольшей скорости, имеет
дополнительные преимущества: алгоритм
оказывается простым, а программа компактна
по объему оперативной памяти ЭВМ —
требуется только располагать набором
блоков, вычисляющих значения
требуемых термодинамических свойств в
зависимости от со и т, блоком
вычисления частных производных численным
методом по уравнениям, подобным D),
и стандартной подпрограммой решения
систем линейных уравнений.
Программу можно расширить — достаточно
составить новый блок для
нахождения требуемого свойства или
искомого аргумента. При этом конкретный вид
уравнения состояния в принятой
методике сказывается лишь на
программировании блоков вычисления
термодинамических свойств (вернее комплексов
lq по [2] или Aq по [3].
В качестве начальных приближений
плотности и температуры приняты: для
заштрихованной области (см. рис. 2) —
начальные приближения для жидкости
со0 = 2,5-^-3,3 и т0 = 0,8; для незаштри-
хованной области — начальные
приближения для газа со0 = 0,01 и т0 = 3.
Для всех значений переменных решение
достигалось за 3—8 итераций.
В зоне / (см. рис. 2) прежде всего
следует определить область состояния,
в которую попала исследуемая точка.
Если заданные переменные
соответствуют однофазной области, то расчет
проводят по программе для
однофазной области, описанной выше (см.
рис. 1). В двухфазной области
значения аддитивных величин определяют
через их значения на линии
насыщения и степень сухости х. Если одна или
обе переменные аддитивные величины,
то область состояния и степень
сухости определить можно, а если — это
температура и давление, не
являющиеся независимыми в двухфазной
области, то область состояния и степень
сухости рассчитать невозможно. В ряде
случаев, когда требуемая величина не
38
аддитивна или не определена в
двухфазной области (например,
теплоемкость при постоянном давлении), то
находить область состояния не нужно.
Ниже рассмотрены наиболее важные
с практической точки зрения
варианты, когда значение х можно
определить. При этом в зависимости от
задаваемых переменных могут встретиться
следующие случаи:
1. Одной из переменных является т,
другой — аддитивная величина,
например, энтропия. В этом варианте для
определения степени сухости
необходимо предварительно рассчитать
значение энтропии на правой S' и левой
S" пограничной кривой. Решение
значительно упрощается, если имеется
аналитическая зависимость приведенного
давления насыщения ns от
приведенной температуры насыщения xs, как в
[2] для хладагентов:
л5=ехр \а0 + ^- + айт? + а31птя ), E)
где аг- — константы аппроксимации.
Тогда, зная т, по уравнению E)
определяют л, после чего можно,
используя B), рассчитать со' и со".
Процесс нахождения значений со' и со"
сводится к решению двух нелинейных
уравнений B), каждое из которых
содержит только одно неизвестное со' или
со"'. Для численного метода решения
этих уравнений удобно использовать
приведенный выше метод Ньютона
с численным или аналитическим
методом вычисления производных. При
расчете со' начальное приближение
принималось равным со0 = 3, при расчете
со"—со0=0,01. Процесс устойчиво
сходится за 3—8 итераций.
После определения со' и со" по
уравнению C) рассчитывают значения
5' и 5" и вычисляют степень сухости
по уравнению:
S—S'
2. Одной из переменных является л,
другой — аддитивная величина. Этот
случай удобно свести к предыдущему
путем вычисления по уравнению E)
значения т. Для этого можно
использовать численный метод Ньютона.
Приведенные варианты
соответствуют подавляющему большинству
наборов аргументов, встречающихся на
практике. Точность расчета степени
сухости существенно зависит от
точности уравнения E). Если необходимо
определить х с более высокой точно-

стью (если исследуемая точка лежит
в непосредственной близости от линии
насыщения), то можно уточнить
значения со' и со", как рекомендовано
в [3].
3. Обе переменные — аддитивные
величины. В этом случае необходимо
определить четыре неизвестные
величины т, jc, со' и со" при решении четырех
нелинейных уравнений [3]. Случай этот
встречается редко, поэтому его
подробно не рассматриваем
После расчета степени сухости
определяют область состояния, где
находится искомая точка (см. рис. 1),
и рассчитывают требуемое
термодинамическое свойство.
Отметим, что если аргументами
являются температура и давление, то для
расчета аддитивных величин в
двухфазной области необходимо
дополнительно задать степень сухости. Не
рекомендуется в качестве переменных
использовать температуру и энтальпию,
так как, во-первых, в однофазной
области при Г>Гкр, когда теплоемкость
при постоянном давлении практически
постоянна, переменные Н и Т
становятся почти зависимыми, и сходимость
решения, а также точность расчета
других свойств ухудшаются; во-вторых,
УДК 664.8/ 9-032.2.001.24
АКТИВНОСТЬ ВОДЫ В ПРОДУКТАХ
С ПОНИЖЕННОЙ ВЛАЖНОСТЬЮ
Д-р техн. наук, проф. Б. П. КАМОВНИКОВ,
д-р техн. наук, проф. А. М. БРАЖНИКОВ,
А. В. АНТИПОВ, В. В. ГРУДЗИНСКИЙ
Московский технологический институт мясной
и молочной промышленности
Сушку и замораживание широко
применяют для консервирования пищевых
продуктов.
Обычно при сушке контролируют
конечную влажность продукта, а при
замораживании — количество
вымороженной влаги. Однако для
характеристики состояния продукта важно знать
не только количество удаленной или
вымороженной влаги, но и, главным
образом, энергию связи влаги с
материалом.
Поэтому для обоснованного выбора
оптимального способа и режима
процесса консервирования необходимо
располагать энергетическими
характеристиками невымерзающей (при
замораживании) или неудаленной (при сушке)
в этой же области проходит линия
инверсии, поэтому на одной и той же
изотерме находятся два одинаковых
значения энтальпии при различных дав
лениях. Аналогичная двузначность ре
шения наблюдается при Г<Гк, когда
(дН/дл)т>0, т е. одному и тому же
значению энтальпии на изотерме со
ответствует и однофазная, и
двухфазная области.
В целом, при физически корректной
постановке задачи, предложенный алго
ритм и способы его реализации
позволяют строить достаточно эффективные
программы, обеспечивающие
надежный и быстрый расчет термодинами
ческих свойств веществ при произ
вольных сочетаниях аргументов.
Список использованной литературы
1 Катковский Е А., Никонов СП Me
тодика расчета на ЭВМ термодинамических
свойств воды и водяного пара — М.,
Институт атомной энергии, 1976, 24 с.
2. Теплофизические основы получения
искусственного холода Справочник по холо
дильной технике под ред А В Быкова —.
М., Пищевая промышленность, 1980, 232 с
3 Термодинамические свойства азота/
В В. Сычев, А А Вассерман, А Д. Козлов
и др. — М., Изд-во стандартов, 1977, 352 с
4 Форсайт Д Малькольм М., Моу
л ер К. Машинные методы математических
вычислений — М., Мир, 1980, 280 с
влаги в продукте В процессах
замораживания и сушки энергия связи влаги
с материалом выступает одновременно
как показатель важных свойств
продукта и как термодинамический параметр,
влияющий на способ и режим техно
логической обработки. При постоянном
температурном режиме этот параметр
можно заменить другим — активностью
воды в материале aw.
где р ps — давление водяного пара
соответственно в пограничном слое над про
дуктом и над чистой водой (или
льдом) при одинаковой температуре
[2].
Активность воды в замороженных
продуктах составляет 0,80—0,87 [1]
Это позволяет отнести их к объектам
с промежуточной влажностью. У высу
пленных продуктов активность воды ме
нее 0,6, поэтому они относятся к объек ¦
там с низкой влажностью
Активность воды является интеграль
ным показателем, характеризующим
влагосодержание, структуру продукта,
39

его химический состав, возможность
развития микроорганизмов, а также
термодинамическим параметром,
используемым для определения энергии
связи влаги с материалом [1], Е,
кДж/кг:
E = -RT\naw, B)
где R — удельная газовая постоянная,
Дж/(кг-К);
Т — температура продукта, К.
Существующие методы
экспериментального определения величин aw и Е
трудоемки и сложны, а применение
результатов на практике затруднено,
поскольку значения aw и Е получают при
условиях, далеких от условий реальных
технологических процессов. Данные
различных исследователей иногда
плохо согласуются друг с другом.
Нами предлагается метод,
основанный на определении значений aw и Е в
процессе технологического
консервирования. Как известно, во время
замораживания и сушки в материале
возникают значительные градиенты
температуры и влагосодержания. В основу
метода положено предположение, что
различные слои продукта с
неодинаковыми температурой и влажностью
можно рассматривать как находящиеся
друг относительно друга в состоянии,
близком к стационарному.
На этапе удаления (или
вымораживания) связанной влаги-энергия Е
численно равна дифференциальной теплоте
адсорбции QA:
E = QA = ru(tu)-r(t:i), C)
где ru(tu) — удельная теплота фазового перехода
влаги в продукте при температуре
продукта в период досушивания tu,
кДж/кг;
г (/л) — удельная теплота фазового перехода
свободной влаги в продукте при
температуре свободной поверхности
льда /л, кДж/кг.
Считаем, что произвольный слой
продукта с пониженным влагосодержанием
и температурой tu находится в
положении, близком к термодинамическому
равновесию со слоем, имеющим
начальное влагосодержание UH и температуру
tA. Уменьшение влагосодержания во
время сушки в период удаления связан-
\dU
ной влаги протекает медленно — =
= 1,2 — 0,5 кг/(кг • ч)] , этим и
обосновывается допущение о
термодинамическом равновесии различных слоев
материала. Таким образом, исходными для
расчета величин aw и Е предлагаемым
40
методом являются значения t и U для
различных слоев продукта в различные
моменты сушки или замораживания.
Значения aw и Е находят из уравнений:
Е
aw = e~"T; D)
P* = awPs- E)
Для иллюстрации метода
использованы экспериментальные данные
А. И. Васильева (МТИММП),
полученные при сублимационной сушке
говяжьего мяса. Результаты расчетов
представлены на рис. а и б, на которых
сплошными линиями показаны
результаты расчета, точками — данные
эксперимента.
Небольшой разброс точек
свидетельствует о незначительном влиянии
случайных факторов на полученные
зависимости. Наличие разрывов функций
вблизи криоскопической температуры
можно объяснить тем, что при удалении
связанной влаги в виде пара (сушка)
или льда (замораживание) при
температуре ниже криоскопической
энергозатраты меньше на величину энергии
фазового перехода (льдообразования),
чем в случае удаления этой влаги при
температуре выше криоскопической.
A*tOO
О 0,2 0,4 0,6V 08 1,0 12 U, кг/кг
О +
2 S3 263 273 263 ?33 503 515 525 Т Я
6
Зависимость энергии связи Е, активности воды
aw и парциального давления водяных паров над
продуктом ри от его влагосодержания U (а) и
температуры Т (б)

Этим объясняются некоторые смещения
функций ри(Т)у aw(T) и Е(Т) в близ-
криоскопическом интервале температур.
Аналогичным образом рассчитывают
энергию связи и активность воды в
различных продуктах, подвергаемых
замораживанию или сушке.
Полученные результаты могут быть
использованы для построения модели,
качества консервированных продуктов
и для решения задач оптимизации
В порядке обсуждения
УДК 621.565.001.375
ЕЩЕ РАЗ ОБ ОПТИМИЗАЦИИ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Д-р техн. наук, проф. Е. С. КУРЫЛЕВ, д-р техн.
наук В. В. ОНОСОВСКИЙ, И. Н. БАХАРЕВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Комплексная оптимизация
холодильных установок показывает один из
наиболее реальных путей повышения
эффективности производства
искусственного холода, позволяющих
обеспечить для определенных условий его
минимальную себестоимость.
Оптимизация холодильных установок
различного типа выходит за рамки
выбора их оборудования и режима
работы. Она заключается в
обоснованном подходе к выбору рациональных
областей применения установок
различного типа, а также наиболее
пригодных для рассматриваемых условий схем
установок и типов оборудования.
Опыт, накопленный при решении
оптимизационных задач, базирующихся
на анализе различных типов установок,
их схем, применяемого оборудования,
позволит в будущем решать задачи
синтеза оптимальных систем хладоснаб-
жения для заданных условий.
Естественно, что результаты любой
оптимизации будут полезны народному
хозяйству только в том случае, если
применяемый для нее метод приведет по
возможности кратчайшим путем к
действительно наиболее эффективным
решениям.
Разработка таких методов
оптимизации позволит шире использовать в
практике проектирования вычислительную
технику и в перспективе приступить
к созданию систем автоматического
технологических процессов
консервирования.
Список использованной литературы
1. Гуйго Э. И., Журавская Н. К., Каух-
чешвили Э. И. Сублимационная сушка в
пищевой промышленности. 2-е изд. М.,
Пищевая промышленность, 1972, 434 с.
2. Ловачев Л. Н., Волков М. А., Цереви-
тинов О. В. Снижение потерь
продовольственных товаров при хранении. М., Экономика,
1980, 256 с.
проектирования холодильных
установок. Поэтому разработка методов
оптимизации холодильных установок и их
практическая реализация весьма
актуальны.
В настоящее время для оптимизации
холодильных установок применяют два
метода: технико-экономический и
термоэкономический.
Первый из них развивается в ряде
работ отечественных и зарубежных
ученых [2, 3, 5, 9]. Этот метод
реализуется с помощью известных
градиентных и безградиентных методов
решения оптимизационных задач. Несмотря,
на достаточно широкое
распространение, он имеет ряд недостатков: с его
помощью нельзя оценить
температурный уровень подводимого или
отводимого тепла, т. е. его «качество», решить
задачу оптимизации при не полностью
заданных параметрах потребителя
холода и в общем случае задачу
динамической оптимизации.
В результате невозможно
распределить затраты в многоцелевой
установке, производящей холод при различных
температурных уровнях или
одновременно холод и тепло. При этом
методе не может быть решен и вопрос
о выборе оптимального режима
хранения груза, обеспечивающего
минимальную стоимость хранения (при
условии, что потери груза зависят от
выбранного режима).
Технико-экономический метод мало
пригоден для оптимизации
холодильных установок с учетом сезонных
изменений температуры окружающей
среды, температуры охлаждающей воды и
величины нагрузки, что в наибольшей
степени соответствует реальным
условиям эксплуатации оборудования.
В связи с этим представляет интерес
термоэкономический метод решения оп-
4!

тимизационных задач, разработанный
применительно к опреснительным
установкам М. Трайбусом и Р. Эвансом
[8, 10] и развитый впоследствии в
других исследованиях, в частности, [1, 6].
Особенность этого метода состоит в
том, что система характеризуется с
помощью некоторой обобщенной
термодинамической функции, а это дает
возможность одновременно учитывать
термодинамические и экономические
показатели.
Термоэкономический метод не имеет
перечисленных выше недостатков.
Применяя его, можно получить
аналитическое решение оптимизационной
задачи. Использование термоэкономики
позволяет также сравнительно просто
реализовать системный подход к задаче
оптимизации, меняя границы
оптимизируемой системы в зависимости от
характера решаемой задачи. Опыт
решения оптимизационных задач
применительно к одноступенчатым и
двухступенчатым компрессионным
холодильным установкам и абсорбционным бро-
мистолитиевым холодильным машинам
показывает перспективность
термоэкономического метода при решении такого
рода задач.
На кафедре холодильных установок
ЛТИХП этим методом были решены
оптимизационные задачи с учетом
сезонных колебаний температур
окружающей и охлаждающей сред и
нагрузок, а также задачи оптимизации
температурного режима в камерах
хранения мороженого мяса с учетом его
потерь от усушки. Решенные задачи
не исчерпывают возможностей
термоэкономического метода при
оптимизации холодильных установок. Вместе
с тем эта работа не исключает поиска
других путей решения
оптимизационных задач.
Термоэкономический метод был
использован авторами при оптимизации
режима работы абсорбционной
холодильной установки [6], который
подвергся критике в статье [7]. К
сожалению, в последней, несмотря на
многочисленные упоминания термина
«оптимизация», не содержится изложения
методики оптимизации абсорбционных
бромистолитиевых холодильных машин
(АБХМ), предлагаемой или
принимаемой ее авторами. Имеющиеся же в ней
замечания по работе [6]
представляются нам совершенно не
обоснованными
42
В статье [6] были приведены
значения параметров, обусловливающие для
выбранных исходных данных
оптимальный режим работы АБХМ. При этом
рассматривалась и оптимизировалась
схема с последовательным движением
охлаждающей воды через конденсатор
и абсорбер.
В статье [7] для сопоставления
выбрана АБХМ, работающая с
последовательной подачей охлаждающей воды
сначала в абсорбер, а затем в
конденсатор, т. е. машина, работающая
по другой схеме, с иными условиями
осуществления цикла. Естественно, что
в этих новых условиях значения
оптимальных параметров неизбежно
изменяются, и величины, приведенные в
работе [6], не будут оптимальны для
машины, работающей по иной схеме.
Поэтому нет ничего удивительного
в том, что авторами статьи [7] были
получены иные значения площади теп-
лопередающей поверхности и теплового
коэффициента. Тем не менее в статье
[7] говорится: «Анализ результатов
оптимизации показал, что
предложенная термоэкономическая модель не
адекватна физической модели»
Сопоставление результатов расчета двух
машин, работающих, как показано
выше, по различным схемам, не может
служить ни доказательством
адекватности, ни доказательством
неадекватности модели.
Термоэкономический подход,
основанный на одновременном учете
термодинамических и экономических
показателей, не может в принципе
привести к неадекватному описанию
любого процесса (в том числе процессов
АБХМ). Это объясняется тем, что
уравнения математического описания
модели соответствуют общепринятым
выражениям, используемым при расчетах
абсорбционных бромистолитиевых
холодильных машин.
В связи с очевидной
неправомерностью сопоставления абсорбционных
машин, работающих по схемам с
различной последовательностью подачи
воды, останавливаться на вопросах,
связанных с относительным изменением
теплопередающей поверхности
аппаратов или величиной энергетических
затрат, не имеет смысла
Необходимо, однако, отметить, что
ряд положений, формулируемых в
статье [7], плохо согласуются с
общепринятыми.

Действующая методика определения
экономической эффективности [4]
предусматривает использование
приведенных затрат при сравнении
конкурирующих вариантов каких-либо
установок или систем. Величина переменной
части приведенных затрат была
принята и в работе [6] в качестве целевой
функции при проведении
оптимизационных расчетов. В статье [7] при
оптимизации АБХМ предлагается за
оптимальный принимать «...режим,
характеризующийся оптимальным значением
теплового коэффициента и величиной
суммарной теплообменной поверхности,
близкой к минимальной». Не ясно,
как такого рода целевые функции
могут быть реализованы. Оптимальное
(максимальное) значение теплового
коэффициента будет, очевидно, иметь
место при осуществлении обратимых
процессов в аппаратах, что возможно
только при бесконечно малой разности
температур, а следовательно, при
бесконечно большой площади теплопередаю-
щей поверхности аппаратов. В
приведенной выше формулировке авторы
статьи [7] нарушают основное правило
корректной постановки
оптимизационной задачи — оптимизацию только
одной величины.
Мы считаем, что при разработке
методов оптимизации необходимо
установить:
круг задач, решаемых при
оптимизации холодильных установок;
требования, удовлетворяющие
методике оптимизации;
допущения, принимаемые при
постановке оптимизационных задач;
ограничения, вводимые при
моделировании.
Из диссертационных работ
УДК 62i.5G/.59.001.5@48.2) :664.8/ .9.00 1 .5 @48.2)
АННОТАЦИИ ДИССЕРТАЦИЙ,
ЗАЩИЩЕННЫХ НА УЧЕНУЮ
СТЕПЕНЬ КАНДИДАТА
ТЕХНИЧЕСКИХ НАУК В ОДЕССКОМ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОМ ИНСТИТУТЕ
ХОЛОДИЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
ПОЛИВАЛИН Н. К. Исследование процессов
тепло- и массообмена в регенераторах воздухо-
разделительных установок при подогреве газа
обратного потока.
Анализом литературы и опыта
эксплуатации промышленных воздухоразделительных ус-
Согласованный подход к решению
задач оптимизации позволит ускорить
использование разработанных методик
в практике проектирования, что должно
уже в ближайшем будущем обеспечить
экономию материальных и финансовых
затрат.
Список использованной литературы
1. Бродянский В. М. Эксергетический метод
термодинамического анализа. — М., Энергия,
1973, 296 с.
2. Г оголи н А. А. Оптимальные перепады
температур в испарителях и конденсаторах
холодильных машин.— Холодильная техника, 1972,
№ 3, с. 23—27.
3. Калнинь И. М., Лебедев А. А. Расчет
характеристик и оптимизация компрессорных
систем.— Холодильная техника, 1978, № 8,
с. 13—22.
4. Методика (основные положения)
определения экономической эффективности
использования в народном хозяйстве новой техники,
изобретений и рационализаторских
предложений. М., Экономика, 1977, 45 с.
5. Мин кус Б. А. Выбор перепадов температур
в аппаратах абсорбционной холодильной
машины.— Холодильная техника, 1968, № 8,
с. 29—31.
6. Оптимизация режима работы
абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин —
важный резерв экономии энергоресурсов/
Е. С. Курылев, В. В. Оносовский, И. Н. Баха-
рев и др.— Холодильная техника, 1981, № 10,
с. 19—23.
7. Розенфельд Л. М., Шмуйлов Н. Г.
Выбор расчетных режимов абсорбционных
бромистолитиевых холодильных машин в
зависимости от параметров внешних источников.—
Холодильная техника, 1982, № 6, с. 31—36.
8. Е 1-Sayed J. M., Evans R. В.— ASME J.,
1970, № 1, pp. 22—31.
9. Maczek K. — Luft und Kaltetechnik, 1972,
№ 4, S. 222—223.
10. T r i b u s M., E v a n s R. В., G r e 1 1 i n G. L.—
Principles of Desalination. New Jork, Academic
Press, Spieglez K. W. ed., 1966, Chapter 2.
тановок (ВРУ) обоснован выбор для
исследования способов обеспечения незабиваемости
регенераторов ВРУ подогревом газа обратного
потока до — 153-^-+27°С.
Созданы математическая модель, алгоритм и
программа расчета регенераторов на ЭВМ,
включающие расчет опорожнения и заполнения их
воздухом. Теоретически обосновано и
экспериментально подтверждено, что подогревом газа
обратного потока обеспечивается незабивае-
мость регенераторов при охлаждении и
очистке в них воздуха Под давлением 0,6—
0,36 МПа. При этом степень очистки воздуха
от двуокиси углерода превышает 99,5%, а от
н-пентана — 99,9%.
Разработаны и защищены авторскими
свидетельствами СССР шесть способов обеспечения
незабиваемости регенераторов, три из которых
внедрены в производство с экономическим эффек-
43

том свыше 1,5 млн. руб. Предложенные способы
позволяют на 15—20% снизить удельный
расход энергии на получение кислорода в
установках разделения воздуха, сжатого до 0,3—
0,4 МПа, исключить взрывы углеводородов б
конденсаторах, стабилизировать сопротивление
регенераторов, на 5—10% увеличить
производительность и в 1,5—2 раза продолжительность
работы ВРУ.
Работа содержит 136 с. машинописного
текста, 39 рис., 16 табл., список литературы
A02 названия) и приложения.
АЛЕХИН Н. Б. Исследование нестационарных
режимов работы судовой холодильной
установки с винтовыми компрессорами.
Проведен анализ современных исследований
нестационарных режимов работы холодильной
установки с винтовыми компрессорами, методов и
средств управления ею.
По результатам комплексного
экспериментального (в промысловых условиях на большом
автономном траулере «Иван Сивко») и
теоретического исследования одноступенчатой судовой
холодильной установки (СХУ) с винтовыми
компрессорами и принудительной циркуляцией
хладагента создана математическая модель
нестационарных режимов ее работы. Разработаны
методы расчета нелинейной математической
модели динамики теплообменника с двухфазной
средой (на примере кожухотрубного
конденсатора).
Предложен и обоснован новый способ
управления холодопроизводительностью СХУ путем
поддержания давления всасывания с
коррекцией по температуре воздуха в камере и
разработана система, оптимизирующая
нестационарные режимы работы СХУ, повышающая
точность поддержания температурных режимов в"
холодильных камерах, экономичность и
надежность СХУ в эксплуатации.
От внедрения результатов диссертационной
работы на судах Мурманского тралового флота,
в Калининградском техническом институте
рыбной промышленности и хозяйства и на
других объектах годовой экономический эффект
составляет 15 534 руб., а на холодильниках
Минмясомолпрома Казахской ССР — 25425 руб.
В работе 145 с. машинописного текста,
69 рис., 5 табл., 6 прилож., список
литературы, включающий 161 название.
ОВСЯННИК А. В. Исследование и
интенсификация процессов теплообмена во фризерах
непрерывного действия.
Изложены результаты теоретического и
экспериментального исследований процессов
теплообмена в аппаратах для производства
мороженого — фризерах. Создана математическая
модель процессов теплообмена, происходящих на
наружной и внутренней поверхностях
цилиндра фризера. Разработана методика теплового и
конструктивного расчета фризеров.
На основании проведенных экспериментов
определены оптимальные расход, температура
кипения и кратность циркуляции хладагента при
максимальной производительности фризера.
Результаты расчета процессов теплообмена на
начальном участке цилиндра фризера по уравне-
нению энергии для потока смеси и уравнению
теплопроводности стенки удовлетворительно
согласуются с опытными данными.
Рекомендовано интенсифицировать процесс
замораживания смеси мороженого во фризере
путем предварительной магнитной обработки ее
с помощью винтового нагнетателя.
Экспериментально определены напряженность постоянного
магнитного поля C2—144 кА/м) и скорость
прохождения смеси мороженого через это поле
@,8—2,0 м/с), при которых производительность
фризера увеличивается на 12—15%.
Диссертация состоит из введения, шести глав
и заключения. В ней 121 с. машинописного
текста, 48 рис., 20 табл., список литературы из
85 названий.
МОХАМЕД АБДЕЛЬ АЗИЗ АХМЕД.
Исследование тепловых характеристик кожухотрубных
испарителей фреоновых холодильных установок с
сеточным покрытием.
Диссертация посвящена решению актуальной
задачи — улучшению массо-габаритных
характеристик кожухотрубных испарителей путем очех-
ления теплообменной поверхности
металлическими сетками и в результате этого —
интенсификации теплообмена со стороны хладагента R22 и
применению новых перспективных хладагентов.
Экспериментальным путем определена область
оптимальных геометрических параметров
теплоотдачи. Разработана модель, основанная на
известном предположении о кипении в
микрослое. Предложено уравнение для расчета
коэффициента теплоотдачи при кипении R22 в
большом диапазоне геометрических параметров
сетки и режимных параметров, соответствующих
работе испарителей холодильных установок. Это
же уравнение с достаточной точностью
описывает процесс кипения R12 в подобных
условиях.
Оптимальная зона геометрических параметров
металлической сетки характеризуется размером
ячейки (диаметром пор) порядка 50—75 мкм и
толщиной покрытия 150—250 мкм.
Сопоставительный расчет испарителей с
различной конструкцией теплообменной поверхности
(гладкотрубных, оребренных и очехленных
мелкоячеистыми сетками) и с различными
хладагентами показал лучшие массо-габаритные
характеристики предлагаемого типа испарителя в
сравнении с гладкотрубным и оребренным.
Стоимость испарителя нового типа в 1,5 раза
меньше гладкотрубного и в 2 раза меньше ореб-
ренного. Применение новых перспективных
хладагентов (типа R30) позволяет улучшить
теплотехнические, габаритные и стоимостные
показатели испарителей по сравнению с выпускаемыми
в настоящее время.
Результаты работы могут быть использованы
при проектировании крупных турбохолодильных
машин, работающих на чистом (без
примеси масла) хладагенте.
Диссертация содержит 90 с. машинописного
текста, 46 рис., 18 табл., список литературы из
109 названий.
МОНТЕАГУДО Г. М. Исследование
охлаждающей системы фруктоовощехранилищ для
тропических условий.
Рассмотрены (на основе анализа
литературы) особенности холодильной обработки и
хранения плодоовощной продукции. Описана
методика проведенного исследования и
экспериментальная установка. Изложены результаты
технологических и теплотехнических испытаний
охлаждающей системы с активным вентилированием
44

воздуха и с раздельным отводом внешних
теплопритоков для фруктоовощехранилищ.
Установлены критериальные зависимости по
теплообмену и аэродинамическому сопротивлению
опытного образца воздухоохладителя,
выполненного из биметаллических (сталь — алюминий)
оребренных труб^ Получены температурные и
скоростные поля воздуха в опытном отсеке
камеры при охлаждении и хранении
плодоовощной продукции Разработана
математическая модель камеры для холодильной обработ
ки плодов и овощей, позволяющая учесть мас-
сообмен и физиологическое тепло продукта.
Дана оценка экономической эффективности
системы охлаждения в тропических условиях: она
составляет 35,68 руб на 1 т продукции
(картофеля).
В работе защищались следующие
научные положения-
обеспечение технологических режимов во
фруктоовощехранилищах, эксплуатируемых в
тропической зоне, достигается с помощью
системы охлаждения с активным вентилированием
штабеля продуктов, напольной сетью воздухораз-
дачи и раздельным отводом тепловых потоков
через наружные ограждающие конструкции;
применение аппаратов с высокоэффективной
поверхностью теплообмена и малым
аэродинамическим сопротивлением в сочетании с
воздухораспределителями постоянного статического
напора обеспечивает снижение эксплуатационных
расходов на 6—11%
Сформулированы рекомендации по
совершенствованию действующих и проектированию новых
фруктоовощехранилищ для тропических условий.
Работа изложена на 105 с. машинописного
текста, имеются 27 рис. и 3 табл.
Список литературы включает 85 названий.
ТОДОРОВ Т. Т. Экспериментальное
исследование тепловых характеристик камер хранения
с воздушным охлаждением.
Работа посвящена оптимизации конструкций
воздухоохладителей холодильных установок,
работающих на хладагенте R12.
Разработана методика расчета динамических
и статических характеристик
воздухоохладителей в комплексе с охлаждающей системой
холодильной камеры.
Для создания методики проектирования камер
с воздушным охлаждением получены расчетные
зависимости плотности теплового потока, массы
осаждающегося инея, тепловлажностного
отношения, расхода воздуха через воздухоохладитель
от следующих параметров: времени,
относительной влажности, температуры воздуха в камере,
температурного напора между воздухом в
камере и кипящим хладагентом, массовой
скорости воздуха в воздухоохладителе и угла
наклона (на графике) характеристики вентилятора.
Для решения задач управления
определены переходные функции в объекте. На основе
экспериментальных данных получены
коэффициенты для дифференциального уравнения.
В работе защищаются следующие научные
положения.
интенсивность осаждения инея на
поверхности воздухоохладителя постоянна во времени;
тепловлажностное отношение в
воздухоохладителях изменяется во времени по
экспоненциальному закону
Диссертация содержит 96 с. машинописного
текста, 44 рис., 6 табл. В списке
литературы 121 название.
КУЗНЕЦОВА Л. П. Режимные характеристики
воздушных и испарительных конденсаторов.
Предложен новый метод расчета воздушных
и испарительных конденсаторов как объектов
регулирования Для указанных аппаратов'
теоретически разработаны и экспериментально под
тверждены математические модели протекающих
в них процессов Получены универсальные за
висимости, позволяющие определять
динамические и статические характеристики аппаратов
воздушного и испарительного охлаждения с
любой геометрией теплопередающей поверхности
Приведены результаты аналитических исследова
ний статических характеристик эксперименталь
ного образца конденсатора Доказано, что
статические характеристики исследуемых аппара
тов не зависят от температуры конденсации
хладагента.
Проведены аналитические и
экспериментальные исследования процесса теплообмена в
воздушных и испарительных конденсаторах
ребристого типа. Получена зависимость,
определяющая с точностью до 5% температуру
влажной поверхности испарительного конденсатора.
Обобщены в виде критериальных зависимостей
экспериментальные данные по определению
коэффициентов теплоотдачи со стороны возду
ха и со стороны конденсирующегося внутри
горизонтальных труб хладагента. Установлена
зависимость, связывающая температурное
распределение по ребру, его геометрические
размеры и коэффициент теплоотдачи со стороны
воздуха. Разработан метод определения
оптимальной температуры конденсации в воздушных
и испарительных конденсаторах.
Диссертационная работа изложена на 155 с
машинописного текста, содержит 61 рис., 3 табл.
в тексте и 8 табл в приложении. Спи
сок литературы включает 114 наименований.
ПРИТУЛА В. В Исследование и разработка
сетчатых металлополимерных теплообменных
аппаратов криогенных установок.
Разработан технологический процесс произ
водства сетчатых металлополимерных низкотем
пературных теплообменников, изготавливаемых
на основе эпоксидных связующих материалов.
Исследованы теплообмен и гидравлическое
сопротивление в каналах сетчатых
теплообменников, теплофизические свойства анизотропных
материалов стенок. Описаны методика
исследований и экспериментальные стенды.
Определено влияние геометрических парамет
ров сеток и расстояния между ними в каналах
теплообменника на характеристики средней
теплоотдачи и гидравлического сопротивления.
Результаты экспериментов обобщены для двена
дцати типоразмеров тканых проволочных сеток
в широком диапазоне чисел Рейнольдса и пред
ставлены в критериальном виде. Показано, что
различные технологические факторы, связанные с
процессом изготовления многоканальных метал
лополимерных теплообменников, могут изменить
их тепловые и гидравлические характеристики
почти на 20%.
Экспериментально получены температурные
зависимости удельной теплоемкости, коэффициен
тов эффективной теплопроводности и линейного
расширения материалов стенок сетчатых
теплообменников. Теоретическим анализом
определены соотношения для расчета главных
коэффициентов эффективной теплопроводности в тем
45

пературном диапазоне эксплуатации теплообмен-
ного аппарата.
Работа содержит 130 с. машинописного текста,
64 рис. и 17 табл. Список литературы
включает 163 названия.
ЗАТОРСКИЙ А. А. Оптимизация абсорбционных
водоаммиачных холодильных машин.
Разработаны математические модели
абсорбционных водоаммиачных холодильных машин
(АВХМ) крупной производительности со
сложными схемами тока теплоносителей в теплооб-
менных аппаратах. Получены аналитические
зависимости, позволяющие определять
термодинамические и физические параметры водоаммиачно-
го раствора в широком диапазоне изменения
давлений и температур.
На основании проведенных исследований
разработан метод расчета АВХМ с помощью
ЭВМ и решена задача автоматизированного
A1) 918722 B1) 2666613/23-06 B2) 22.09.78
3 E1) F25 В 15/04 E3) 621.575G2) В. М. Шлей-
ников G1) Всесоюзный заочный институт
пищевой промышленности
E4) E7) СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ ХОЛОДА В
АБСОРБЦИОННОЙ МДШИНЕ путем
поглощения хладагента абсорбентом с образованием
крепкого раствора, последующего подогрева этого
раствора на расположенных ярусами тарелках
абсорбера, отличающийся тем, что, с целью
снижения расхода энергии на насос, крепкий
раствор перед подогревом разделяют на два
потока, один из которых направляют на тарелки
четных ярусов, а другой — на тарелки
нечетных ярусов, после чего оба потока смешивают.
A1) 918723 F1) 559081 B1) 2960002/23-06 B2)
23.07.80 3 E1) F 25 В 15/06; F 25 В 27/00
E3) 621.575 G2) А. Хандурдыев, С. Дайха-
нов G1) Туркменский государственный
университет им. А. М. Горького
E4) E7) ГЕЛИОАБСОРБЦИОННАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА по авт. св. № 559081,
отличающаяся тем, что, с целью обеспечения
получения наряду с холодом горячей воды,
установка дополнительно содержит водопроводную
линию и подключенную к ней на входе тепло-
обменную поверхность, размещенную в абсорбере
над его трубами и подсоединенную на
выходе к второй полости теплообменника.
поиска оптимального варианта, характеризуемого
минимумом приведенных затрат. Соответствие
математической модели реальному объекту
подтверждено результатами экспериментальных
исследований.
Установлено, что применение оптимизации
при расчете и проектировании АВХМ
позволяет получить значительный экономический
эффект A20—130 тыс. руб. в год на одну
машину холодопроизводительностью 16 МВт).
Приведены программы на языке ФОРТ-
PAH-IV для оптимального проектирования АВХМ
с помощью ЭВМ и примеры расчетов.
Результаты работы внедрены в практику
расчетов, выполняемых проектными организациями.
В работе 214 с. машинописного текста,
25 рис., 18 табл., список литературы из 77
наименований.
A1) 920332 B1) 2892293/23-06 B2) 11.03.80
3 E1) F 25 В 5/00; F 25 В 7/00 E3)
621.57 G2) С. Р. Гопин, Ю. С. Костылев,
B. А. Тихомиров, В. М. Чантурия, И. Н. Бере-
гович, Л. Г. Каплан, Е. А. Вервельская,
C. И. Куркин G1) Всесоюзный
научно-исследовательский и
экспериментально-конструкторский институт торгового машиностроения
E4) E7) 1. ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая отделитель жидкости со змеевиком и
две холодильные машины, каждая из которых
имеет контур для хладагента с последовательно
включенными в него компрессором, конденсатором,
регенеративным теплообменником и испарителем,
причем отделитель жидкости со змеевиком
включен в контур первой холодильной машины и
имеет тепловой контакт с контуром второй
холодильной машины, отличающаяся тем, что, с
целью повышения термодинамической
эффективности, установка содержит второй отделитель
жидкости со змеевиком и в каждом контуре
после конденсатора дополнительно установлен
ресивер, причем отделитель жидкости со
змеевиком первой машины размещен после
регенеративного теплообменника и имеет тепловой
контакт с контуром второй машины на выходе
из ее испарителя, а второй отделитель
жидкости со змеевиком включен в контур второй
машины после ее регенеративного
теплообменника и имеет тепловой контакт с контуром
первой машины на выходе из испарителя этой
машины.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что,
с целью обеспечения оттайки испарителем, обе
машины имеют байпасные магистрали с
соленоидными клапанами, каждая из которых
подключена к соответствующему контуру между
входом в испаритель и нагнетательной стороной
компрессора.
46

ОБМЕН ОПЫТОМ
УДК 628.84:621.57.041-213.3.001.5
ПРОВЕРКА РАБОТЫ БЫТОВЫХ
КОНДИЦИОНЕРОВ
Вид~рп-
сигнал
Датчик
—^>
Усилитель\
\ .
Источмим\
питания
Интегратор\
Фильтр
\дыходнай\
при&ор
Схема измерения частоты вращения ротора
Канд. техн. наук А. А. ГУСЕЙНОВ,
Э. Р. АРУТЮНОВ
СКТБ бытовых кондиционеров
Канд. техн. наук Г. М. КУЛИЕВ
Азербайджанский политехнический
институт им. Ч. Ильдрыма
Бытовые кондиционеры БК-1500 и
БК-2500 после сборки, как правило,
проходят приемо-сдаточные (заводские)
испытания. Кроме того, их
подвергают периодическим (лабораторным)
испытаниям на калориметрическом
стенде, где измеряются их основные
характеристики — производительность по
холоду, потребляемая мощность, сила
тока и др. В процессе испытаний
иногда выявляется некоторое снижение
производительности по холоду от
установленного значения.
Испытывают не только кондиционер
в сборе, но и его основные узлы до
сборки: компрессор, электродвигатель
вентилятора (ЭДВ) и температурно-то-
ковое реле (РТТ). Анализ результатов
испытаний ЭДВ и РТТ показал
стабильность их работы за все годы
выпуска. При испытании герметичных
ротационных компрессоров ФГрВ-1,75,
устанавливаемых в кондиционерах БК-
1500, и ФГрВ-2,8 — в
кондиционерах БК-2500, наблюдалось уменьшение
их объемной производительности в
относительно широком диапазоне. Это и
является основной причиной
некоторого снижения холодопроизводительности
кондиционеров БК-1500 и БК-2500.
В связи с этим на
калориметрическом стенде проведены исследования
компрессоров ФГрВ-1,75 и ФГрВ-2,8.
Выяснилось влияние частоты вращения
ротора электродвигателя и зазоров
в рабочей полости на
производительность компрессоров.
Частоту вращения ротора
электродвигателя компрессора измеряли с
помощью специальной аппаратуры, (см.
рисунок). Принцип измерения основан
на совпадении основных гармонических
составляющих вибрации кожуха
компрессора с частотой вращения
эксцентрика.
Выявлено, что уменьшение частоты
вращения ротора электродвигателя на
единицу снижает производительность
компрессора в среднем на 1 Вт.
Частота вращения ротора
электродвигателя обоих компрессоров находится в
интервале 2820—2860 мин-1 . Ее
измеряли также при испытании
кондиционеров. Результаты оказались
идентичными.
Несмотря на то, что фактическая
частота вращения ротора
электродвигателя ниже проектного значения
B910 мин-1), это не всегда является
причиной снижения
производительности компрессора. Исследования
показали, что чаще это происходит из-за
увеличения зазоров в рабочей полости и
вследствие этого усиления протечек
пара.
В ротационном компрессоре протечки
пара из рабочей полости могут быть
через зазоры между ротором и
цилиндром, торцами ротора и крышкой,
торцом лопасти и крышкой, лопастью и
пазом лопасти цилиндра [1].
Протечки пара через зазоры неодинаковы.
Расчет по уравнениям из работы
[2] с использованием результатов
проведенных измерений выявил, что
основная часть протечек, более 90%,
происходит через зазор между
ротором и цилиндром.
Поэтому в дальнейшем исследовали
влияние на производительность
компрессоров только этого зазора.
Были собраны пять компрессоров
ФГрВ-2,8 и четыре компрессора ФГрВ-
1,75 с разными зазорами между
ротором и цилиндром. При сборке зазоры
измеряли щупами толщиной от 0,02 до
0,07 мм по ГОСТ 882-75 через
каждые 0,01 мм.
После сборки компрессоры подвергли
испытанию на калориметрическом
стенде. Результаты испытаний приведены
в табл. 1.
Анализ полученных характеристик
компрессоров ФГрВ-2,8 дал основание
предположить, что после сборки прои-
47

Таблица 1
Компрессор
ФГрВ-2,8
ФГрВ-1,75
Услов-
помер
1
2
3
4
5
1
2
3
4
Режим испытаний
Давление, МПа

нагнетания
2,11
2,11
2,11
2,11
2,11
2,11
2,11
2,11
2,11

всасывания
1
0,528
0,529
0,528
0,528
0,529
0,528
0,528
0,528
0,528
Температура
кожуха
согласно
ТУ 16-739
1 78- 79, °С
77
79
79
78
77
76
77
74
75
Характе

Производительность,
Вт
3225
3325
3240
3130
3200
2040
2020
2050
1950
Потребляемая
мощность,
Вт
1340
1310
1350
1310
1335
820
790
790
780
Сила
тока,
А
7,05
6,95
7,10
6,95
6,90
4,30
4,33
4,30
4,25
Частота
вращения,
мин-'
2826
2832
2826
2826
2814
2839
2844
2844
2850
зошло изменение зазоров. Это
подтвердилось после того, как все
компрессоры были разрезаны и повторно
измерены зазоры (табл. 2).
Установлено, что причиной изменения
зазоров явилась недостаточная
затяжка болтов в цилиндре, в результате
чего от динамических ударов произошло
смещение цилиндра относительно оси
вала.
Компрессор № 2 был установлен
в кондиционере. Калориметрические
испытания кондиционера показали
следующие результаты:
производительность по холоду 2865 Вт;
потребляемая мощность — 1330 Вт; сила
тока — 7,08 А, т. е. его
характеристики практически соответствовали
номинальным.
Сборка компрессоров ФГрВ-1,75
проводилась после калориметрических
испытаний компрессоров ФГрВ-2,8. Болты
цилиндра в компрессорах ФГрВ-1,75
№ 1,2 были затянуты
динамометрическим ключом с моментом 637,65 Н • м
(согласно технологии), а в
компрессорах № 3, 4 — с моментом 686,7 Н • м.
После калориметрических испытаний,
компрессоры ФГрВ-1,75 также были
разрезаны в целях определения
фактического зазора между ротором и
цилиндром. Измерения показали, что
затяжка болтов динамометрическим
ключом с моментом 637,65 Н • м не
обеспечивает устойчивого положения
цилиндра относительно оси вала.
На основании проведенных
исследований сделан вывод,что снижение
производительности компрессоров ФГрВ-
1,75 и ФГрВ-2,8, работающих в
бытовых кондиционерах БК-1500 и БК-
2500, обусловлено главным образом из-
48
Таблица 2
Компрессор
ФГрВ-2,8
ФГрВ-1,75
Условный
номер
1
2
3
4
5
1
2
3
4
Зазор, мм
при сборке
0,02—0,03
0,03—0,04
0,04—0,05
0,05—0,06
0,06—0,07
0,01—0,02
0,03—0,04
0,05—0,06
0,06—0,07
фактический
0,04—0,05
0,03—0,04
0,04—0,05
0,06—0,07
0,04—0,05
0,01—0,02
0,04—0,05
0,05—0,06
0,06—0,07
менением зазора между ротором и
цилиндром. Оптимальным является зазор
0,03—0,05 мм.
Устранение выявленных причин
снижения производительности
герметичных ротационных компрессоров ФГрВ-
1,75 и ФГрВ-2,8 повысит надежность
работы бытовых кондиционеров БК-
1500 и БК-2500.
Список использованной литературы
1. Ядин Э. В. Давыдова 3. Н. Влияние
зазоров в полости сжатия на работу
герметичного ротационного компрессора.—
Холодильная техника, 1971, № 8, с. 5—9.
2. Ядин Э. В. Протечка газа в
ротационном компрессоре.— В кн.: Надежность
малых холодильных машин. Труды Всесоюз.
семинара по надежности МХМ. М., 1969.

УДК 621.565-68:644.62
ВОДОНАГРЕВАТЕЛЬНАЯ
УСТАНОВКА НА БАЗЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ТЕПЛА ПЕРЕГРЕВА
В. В. ПЛОШИХИН
Евпаторийский хладокомбинат
На Евпаторийском хладокомбинате
смонтирована водонагревательная
установка, работающая по схеме,
представленной на рис. 1. Она полностью
обеспечивает потребности комбината в
горячей воде при круглосуточной
работе одного агрегата АДС-РАБ200.
Полная безопасность обеспечивается
благодаря применению каскадной схемы
передачи тепла от горячих паров к воде,
поступающей в сеть горячего
водоснабжения, через промежуточный
теплоноситель — воду, циркулирующую между
баком-утилизатором 7 и
теплообменником 4, расположенным в емкости для
горячей воды 3. Внешний вид установки
показан на рис. 2.
При работе установки перегретые
пары аммиака с температурой 105—125 °С
после компрессоров поступают в
змеевик 6 бака-утилизатора 7и подогревают
в нем воду до температуры 70—90 °С.
На выходе из змеевика температура
паров аммиака понижается до 45—
80 °С. Из бака-утилизатора горячая
вода попадает в теплообменник 4,
расположенный в емкости для горячей
воды 3, и отдает свое тепло
поступающей из городского водопровода воде.
Из емкости 3 через вентиль 2 горячая
вода с температурой 50—70 °С подается
в сеть горячее водоснабжения
хладокомбината и используется на
технологические нужды.
В теплообменнике 8 вода,
поступающая из городского водопровода в
емкость 3, предварительно подогревается
в результате теплообмена с горячей во-
Рис. 1 Схема водонагревательной установки —
утилизатора тепла перегрева паров аммиака
после компрессора:
/ — расширительный бачок; 2 — вентиль; 3 — емкость для
горячей воды; 4 — теплообменник; 5 — манометр; 6 — змеевик
для перегретых паров; 7 — бак-утилизатор; 8 — теплообменник
струба в трубе»; 9 — обратный клапан; 10 — вентиль
подпитки воды бака-утилизатора *
Рис. 2. Внешний вид водонагревательной уста
новки
дой, возвращающейся из
теплообменника 4 в бак-утилизатор 7.
Наличие водонагревательной
установки благоприятно сказывается на
работе холодильной установки:
уменьшается тепловая нагрузка на
конденсаторы, снижается давление конденсации,
улучшается отделение смазочного
масла от паров аммиака. Годовой
экономический эффект от ее работы
составляет 3 тыс. руб.
49

i НТО
ИЩИ'»
ПРОМЫШЛЕННООШ
УДК [338.246.26:641] :061.3
ПРОДОВОЛЬСТВЕННОЙ
ПРОГРАММЕ —
ПЕРВОСТЕПЕННОЕ ВНИМАНИЕ
7 июля 1982 г. состоялся X Пленум ЦП НТО
пищевой промышленности, посвященный итогам
майского A982 г.) Пленума ЦК КПСС и
задачам общества по реализации
Продовольственной программы, предложении и выводов
Генерального секретаря ЦК КПСС товарища
Л. И. Брежнева, высказанных на Пленуме
ЦК КПСС.
С докладом выступил член Президиума
ЦП НТО, начальник отдела пищевой
промышленности Госплана РСФСР С. Д. Лосев,
рассказавший об успехах, достигнутых в
промышленности за последние годы, и задачах,
связанных с выполнением Продовольственной
программы.
За последние 15 лет в результате
повышения эффективности экономики страны качественно
укрепилась материально-техническая база
агропромышленного комплекса и входящих в его
состав отраслей пищевой, мясной и молочной
промышленности, рыбного, а также плодоовощного
хозяйства.
Энерговооруженность труда в сельском
хозяйстве возросла в 3 раза. Фонд орошаемых
и осушенных земель увеличился в 1,7 раза.
Построены специализированные животноводческие
комплексы и крупные птицефермы. Развивается
сельскохозяйственное машиностроение.
Среднегодовое производство валовой
продукции сельского хозяйства в десятой пятилетке
достигло почти 124 млрд. руб., что на 50%
больше по сравнению со среднегодовым
производством в пятилетии, предшествовавшем
мартовскому A965 г.) Пленуму ЦК КПСС.
Несмотря на неблагоприятные климатические
условия, производство сельскохозяйственной
продукции возросло более чем в 1,5 раза.
Основные производственные фонды пищевых
отраслей увеличились в 2,7 раза. Успешно
решены многие социальные вопросы. Качественно
обновлен парк технологического основного и
вспомогательного оборудования. Повысился уровень
механизации технологических процессов.
Возросла производительность труда.
За три пятилетки увеличилось производство
мяса (включая субпродукты первой категории)
почти в 1,8 раза, колбасных изделий в 1,9 раза,
мясных полуфабрикатов в 3,6 раза, масла
животного в 1,2 раза, цельномолочной продукции
в 2,2 раза, сыра и брынзы в 2,2 раза,
маргариновой продукции в 1,9 раза, кондитерских
изделий в 1,7 раза, вина виноградного в 2,4 раза,
консервов овощных в 2,2 раза, сахара-рафинада
в 1,2 раза, возросли улов рыбы и добыча
морепродуктов более чем в 1,6 раза.
Повысился уровень потребления на душу
населения мяса на 41%, молока и молочных продуктов
на 24%, яиц в 1,9 раза, овощей на 35%. Рацион
питания советских людей по калорийности
соответствует физиологическим нормам.
Пищевые предприятия ежегодно выпускают
продуктов питания более чем на 100 млрд. руб.
На одиннадцатую пятилетку разработаны
меры дальнейшего улучшения снабжения населения
продовольствием. Объем капитальных вложений
на строительство и реконструкцию предприятий
и хранилищ пищевых отраслей составляет
15 млрд. руб. Реализация намеченных работ
позволит повысить выпуск продукции на 25%.
Ежегодно ученые разрабатывают сотни новых
пищевых изделий. Однако значителен интервал
между созданием и промышленным выпуском этой
продукции. Задача научно-технической
общественности — содействовать ускорению внедрения
новых изделий в производство. Особое внимание
следует уделить повышению качества и
улучшению упаковки продуктов, расширению выпуска
расфасованных товаров. В реализации
Продовольственной программы определенную роль
должны сыграть подсобные хозяйства, вклад
которых еще весьма скромен.
Промышленные предприятия плохо
справляются с заданиями по поставкам сельскому
хозяйству животных кормов (мясокостной и рыбной
муки, сушеного жома), а также известковой муки
для внесения в кислые почвы. Мало выпускается
заменителей цельного молока для выпойки телят.
С отставанием выполняются планы
строительно-монтажных работ. Введенные в
эксплуатацию объекты не лишены недостатков, что, в
частности, обусловлено внесением в проектные
задания устаревших решений. Сказывается
слабое влияние инженерно-технической
общественности в делах проектирования: ещё не стала
правилом общественная экспертиза проектов.
Продовольственной программой СССР
определены задания по существенному увеличению
к 1990 г. объемов выработки всех пищевых
продуктов — мясных, молочных, рыбных, мучных
изделий, яиц, жиров, консервов и многих других.
Источники основных мясных ресурсов (говядины,
свинины, баранины, крольчатины, птицы) будут
пополнены также в результате развития
коневодства и оленеводства. Намечено расширить
производство быстрозамороженных мясных
полуфабрикатов и блюд, готовых к употреблению,
молочных продуктов, обогащенных фруктово-
ягодными добавками и витаминами, консервов
для детского и диетического питания, томато-
продуктов, фруктовых и виноградных соков,
джемов, варенья, компотов. Серьезное внимание
должно быть уделено безотходной технологии
переработки сырья, совершенствованию его
хранения, а также сохранности готовых изделий.
Для обеспечения выпуска к 1990 г. 102—103 млн. т
сахара надлежит в течение двенадцатой
пятилетки в основном завершить переход на
индустриальную технологию возделывания сахарной
свеклы, удовлетворить потребность свеклосеющих
хозяйств в необходимой технике, транспортных и
погрузочных средствах, а также минеральных
удобрениях и средствах защиты растений от
вредителей.
В масло-жировой отрасли, наряду с
увеличением выпуска растительного масла, маргарина,
•майонеза, намечено ускорить организацию
производства белков для пищевых целей из масличных
культур.
В кондитерской отрасли планируется
наращивать прозводство пользующихся наибольшим
спросом пастило-мармеладных изделий и изделий
50

с пониженным содержанием сахара. Должно быть
улучшено качество чая, освоен выпуск
концентрированных чайных напитков, растворимого чая
с добавлением ароматизирующих веществ.
Продовольственная программа
предусматривает к 1990 г. добиться опережающего развития
добычи наиболее ценных в пищевом отношении
рыб и морепродуктов. Должны быть повышены
производительность промысла и эффективность
использования флота, для чего надо оснастить пор.
ты необходимым оборудованием и механизмами,
служебно-вспомогательными судами и
автотранспортом. Примерно в 3 раза увеличится
производство товарной рыбы в рыбоводных
хозяйствах на основе интенсификации прудового
рыбоводства — реконструкции, технического пере-
I вооружения и развития материально-технической
г базы рыбоводных предприятий. Необходимо шире
использовать для производства рыбы
промышленные водоемы предприятий, теплые воды
электростанций. Планируется за десятилетие удвоить
производство живой и охлажденной рыбы.
Будут освоены перспективные способы
охлаждения, замораживания и хранения рыбы и
рыбных продуктов. К 1990 г. должно быть введено
в эксплуатацию холодильников на 220—240 тыс. т
единовременного хранения.
Перед машиностроителями поставлена
задача — в течение десятилетия в основном
завершить комплексную механизацию земледелия
и животноводства и перевооружить
предприятия пищевых отраслей на новой технической
основе, повысив надежность машин и
оборудования. Пищевая промышленность,
государственная торговая сеть и потребительская
кооперация получат технологическое оборудование на
сумму 15—17 млрд. руб. — в основном
поточные линии и комплекты машин высокой
производительности. Флот рыбной промышленности
пополнится транспортными рефрижераторными су-
чами.
Машиностроители в течение текущей
пятилетки должны освоить выпуск
высокопроизводительного оборудования для изготовления
гофрированного и плоского картона; универсальных
высокопроизводительных автоматизированных
линий для розлива молока, безалкогольных
напитков и пива, для расфасовки и упаковки
товаров; а станкостроители — выпуск
оборудования для изготовления полиэтиленовой тары
и упаковки продукции в транспортные
пакеты из пленки.
Стройки агропромышленного комплекса
приравнены к важнейшим ударным стройкам
страны. Наращивание мощностей за счет
технического перевооружения, реконструкции действующих
(предприятий, ускорения ввода в эксплуатацию
строящихся объектов обеспечит значительный
рост производства продуктов питания.
Колхозы, совхозы и пищевые предприятия
получат 110—116 тыс. молоковозов, 50—53 тыс.
полуприцепов-скотовозов, 76—78 тыс.
автомобилей-рефрижераторов; расширится парк
специализированного автотранспорта для перевозки
сахара, живой рыбы, напитков.
Министерству путей сообщения будут
выделены рефрижераторные и изотермические
железнодорожные вагоны.
К 1990 г. выпуск основных
продовольственных товаров в расфасованном виде должен
составить 60—70% общего объема их продажи.
Поэтому интенсивно надо развивать
производство новых видов тары из алюминия,
ламинированной бумаги, фольги, полимерных
материалов.
В целях повышения ответственности
заготовительных организаций за более полное
использование сельскохозяйственной продукции в
двенадцатой пятилетке должен быть завершен
переход к приемке непосредственно в колхозах
и совхозах и вывозу из хозяйств скота,
птицы, молока, картофеля, овощей, плодов, ягод и
винограда транспортом заготовителей.
Формирование межотраслевых инспекций по
качеству сельскохозяйственной продукции и
продуктов ее переработки позволит усилить контроль
за строгим соблюдением стандартов и устранить
нарушения, ведущие к браку и потерям.
В системе министерств пищевых отраслей
работают десятки отраслевых институтов ц
конструкторских организаций. Однако творческие
возможности ученых не всегда используются
рационально. По основным направлениям
«пищевой» науки выполняется свыше 100 программ.
При этом имеют место факты дублирования
тематики, неоправданного распыления сил и
средств, затягивание сроков исполнения научных
разработок и освоения их в производстве.
В недостаточной мере сосредоточено внимание
институтов на комплексном изучении проблем
хранения сырья и продуктов.
Продовольственная программа включает
широкую систему мер, направленных на усиление
роли науки в ее реализации. Ученым
предстоит выработать научно обоснованные
рекомендации по дальнейшему совершенствованию спе^
циализации, концентрации и межхозяйственной
кооперации производства, по управлению
агропромышленным комплексом. Одна из магистралей
поиска — разработка и внедрение в практику
энергосберегающих и индустриальных
технологий. Должна быть усилена работа по селекции
высокопродуктивных сортов и гибридов культур,
обладающих высокими пищевыми свойствами.
Серьезное внимание должно быть уделено
научной разработке новых технологий хранения и
переработки сельскохозяйственных продуктов с
использованием активного вентилирования,
искусственного охлаждения и регулируемой
газовой среды.
Необходимо активизировать
научно-исследовательские работы по использованию сахаро-
содержащих порошков. Расширить объем
применения прогрессивных методов консервирования.
Освоить комплексную технологию прямой
экстракции масла и получения белка из
масличных культур. Расширить производство и
применение пищевых поверхностно-активных веществ
для улучшения качества хлебопекарных,
кондитерских, маргариновых изделий, продуктов
детского питания. Организовать производство
гранулированных дрожжей повышенной активности.
Расширить область применения синтетических
заменителей пищевого сырья, используемого для
технических целей.
В решении всех упомянутых проблем в
области науки и практики, определяющих
успешное выполнение продовольственной программы,
немалую роль призвана сыграть
научно-техническая общественность пищевой
промышленности.
Среди важных условий реализации
Продовольственной программы — решительный
переход к преимущественно интенсивным факторам
роста, ускорению научно-технического прогресса.
Поэтому научно-технической общественности
необходимо энергично добиваться эффективного
использования научно-технического потенциала.
51

Научно-технические общества приступили к
организации на местах консультационных
пунктов и творческих бригад по применению
научных достижений в отраслях
агропромышленного комплекса. Деловое систематическое
содружество ученых и практиков несомненно принесет
желаемые результаты. На основе долгосрочных
целевых программ необходимо углублять
сотрудничество со странами — членами СЭВ в области
переработки и рационального использования
сырья. Развивать научно-техническое
содружество по модернизации и реконструкции пищевых
предприятий, холодильного и складского
хозяйств.
Социалистическое соревнование на основе
договоров о творческом содружестве со
смежниками, на основе бригадных и индивидуальных
творческих планов инженерно-технических
работников и передовых рабочих — членов НТО —
одна из важнейших движущих сил в работе по
претворению в реальность намеченных задач.
НТО на всех его уровнях надлежит
организовать в коллективах предприятий и
организаций широкую пропаганду Продовольственной
программы СССР — как центральной
проблемы страны в текущем десятилетии
В ходе обсуждения доклада выступило 14 из
80 участников Пленума. В их числе
председатели и заместители председателей
республиканских и областных правлений НТО —
заместители министров отраслевых министерств, ру
ковбдители производственных объединений и
предприятий, научно-исследовательских и проект-
но-конструкторских организаций Украины,
Белоруссии, Казахстана, Литовской ССР,
Татарской АССР, Ленинграда, Калининграда,
руководители отраслевых секций ЦП НТО и др.
Выступил также приглашенный на Пленум
представитель (ученый секретарь) ЦП НТО
машиностроительной промышленности.
Выступившие в прениях рассказали о работе,
проводимой при непосредственном участии
научно-технической общественности по выполнению
решений майского A982 г.) Пленума ЦК КПСС
и об основных перспективных направлениях
деятельности НТО.
X Пленум Центрального правления научно-
технического общества пищевой промышленности,
отмечая большую роль, которая отводится
пищевым отраслям в решении поставленных
Продовольственной программой задач по
дальнейшему увеличению производства продуктов питания,
расширению их ассортимента, повышению
качества и биологической ценности, постановил:
— Обязать республиканские, краевые,
областные, городские правления НТО пищевой
промышленности, советы первичных организаций
отраслевого НТО принять активное участие в'
работе по разъяснению в трудовых
коллективах предприятий и организаций пищевых
отраслей промышленности постановления майского
A982 г.) Пленума ЦК КПСС, положений и
выводов, содержащихся в докладе Генерального
секретаря ЦК КПСС товарища Л. И. Брежнева
на Пленуме ЦК КПСС, выработанных
партией мер по реализации Продовольственной
программы.
— Правлениям НТО провести пленумы, рас
ширенные заседания президиумов, совещания
актива НТО по вопросу участия организаций и
членов отраслевого НТО в реализации
Продовольственной программы.
— Считать главной задачей организаций
НТО — усиление роли науки в реализации
Продовольственной программы. Предусмотреть в
планах своей работы мероприятия по
дальнейшему расширению и углеблению научных
исследований, по ускорению внедрения достижений науки
и техники, прогрессивных технологий,
передового опыта.
— Правлениям, советам первичных
организаций НТО пищевой промышленности
провести необходимую организаторскую работу по
дальнейшему развитию социалистического
соревнования инженерно-технических работников,
специалистов, рабочих-передовиков производства на
основе личных и коллективных творческих
планов, направив внимание научно-технической
общественности на ускорение внедрения новой тех- (
ники и прогрессивной технологии, механизацию
и автоматизацию производства,
совершенствование экономического механизма управления
агропромышленным комплексом, рациональное
использование сырьевых, материальных, топливно-
энергетических ресурсов, снижение
материалоемкости выпускаемой техники, повышение
производительности труда, внедрение бригадных форм
организации труда, разработку и реализацию
программ комплексной стандартизации.
— Расширить практику создания совместных
комиссий, секций, координационных советов,
комплексных творческих бригад специалистов
смежных отраслей промышленности для разработки
конкретных предложений и рекомендаций по
реализации проблем Продовольственной программы.
— Всем правлениям отраслевого НТО
разработать планы и конкретные мероприятия,
направленные на содействие реализации заданий
Продовольственной программы.
Участники Пленума утвердили план
основных мероприятий ЦП НТО пищевой
промышленности по реализации задач, вытекающих из
решений майского A982 г.) Пленума ЦК КПСС
и доклада Генерального секретаря ЦК КПСС
товарища Л. И. Брежнева на этом Пленуме.
В соответствии с этим планом в течение
1982—1983 гг. намечено организовать при
непосредственном участии отраслевых секций
наряду с широкой пропагандой решений
майского A982 г.) Пленума ЦК КПСС с
использованием всех источников информации
обсуждение задач научно-технической общественности,
вытекающих из этих материалов. Организовать
школы по обмену опытом между предприятиями
хлебопекарной промышленности по
рациональному использованию хлебных ресурсов и
повышению уровня эксплуатации теплоэнергетического
оборудования в целях экономии ТЭР на пред-1
приятиях пищевой, мясной, молочной промыш-^
ленности и рыбного хозяйства. Привести
семинары, посвященные совершенствованию
технологии и техники возделывания и уборки эфиро-
масличных культур и системы поточной
уборки плодов; научно-технические совещания и
конференции по экономному расходованию
сырьевых и топливно-энергетических ресурсов,
конкурс на лучшую разработку мер по
использованию вторичного молочного сырья. Намечено
также в плане международного
научно-технического сотрудничества посещение ВНР, ГДР,
ЧССР с чтением лекций о Продовольственной
программе СССР.
X Пленум ЦП НТО принял решение созвать
VIII съезд Научно-технического общества
пищевой промышленности 1—2 декабря 1982 г.
52

ХРОНИКА
УДК 621.565.001.375:061.3
КОНФЕРЕНЦИЯ ПО ПРОБЛЕМАМ
ОПТИМИЗАЦИИ
И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ
ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
24—25 мая 1982 г в Севастополе
состоялась конференция, посвященная проблемам
оптимизации и совершенствования холодильных
установок.
В работе конференции приняли участие
представители ВНИКТЙхолодпрома, Ленинградского,
Краснодарского и Кишиневского
политехнических институтов, Куйбышевского авиационного
института, Калининградского высшего
инженерного морского училища (КВИМУ),
производственных объединений «Запрыба», «Севрыба»,
«Азчеррыба».
В основу работы конференции были
положены решения XXVI съезда КПСС по
изысканию скрытых резервов, экономии
энергетических и материальных ресурсов в целях
реализации П родовольственной программы СССР
Научный руководитель конференции д-р техн
наук, проф Л. И. Константинов (КВИМУ) в
своем докладе подробно осветил современное
состояние и перспективы оптимизации и
усовершенствования холодильных установок,
рассмотрел особенности оптимизации на разных
уровнях (узла холодильной установки, холодильной
установки в целом, холодильного предприятия,
отрасли и народного хозяйства в целом),
а также методы оптимизации, аналитические и
численные. Докладчик на примерах показал
возможность решения различной сложности с
учетом уровня оптимизации и направления
усовершенствования холодильных установок и их
узлов.
Вопросам оптимизации на первом уровне —
уровне узлов холодильной установки — были
посвящены доклады, представленные
ВНИКТИхолодпромом, Краснодарским и
Ленинградским политехническими институтами. В
докладе А. А.' Гоголина, Н. М. Медниковой,
С. Н. Юрьева (ВНИКТИхолодпром) о выборе
рациональных режимов работы испарительных
конденсаторов показана необходимость
применения комплексного системного подхода к
созданию холодильной установки с использованием
численных методов оптимизации На основании
результатов даны практические рекомендации по
выбору в каждом конкретном случае
нескольких альтернативных равноэкономичных
вариантов системы водоснабжения и определению
оптимальной периодичности очистки конденсаторов.
Внедрение этих рекомендаций по сравнению с
существующими даст значительный
экономический эффект
В. М. Шляховецкий (Краснодарский
политехнический институт) рассмотрел задачи
оптимизации режима работы струйных холодильных
машин по максимуму энергетической
эффективности и аналитического определения основных
термодинамических параметров пароэжекторных
холодильных машин, использующих сбросное
тепло низкого потенциала, характерное для ряда
производств пищевой промышленности.
В. И. Зыков (Ленинградский политехнический
институт) особое внимание уделил
совершенствованию численных методов оптимизации с
учетом переменности геометрии проточной части с
целью расширения рабочего диапазона
эффективной работы центробежного компрессора.
Представленные им практические рекомендации
подтверждены большим экспериментальным
материалом, позволяющим судить о существенном
экономическом эффекте, который может дать
применение разработанных методов при
проектировании компрессоров холодильных установок.
Вопросам оптимизации холодильных
установок на втором и третьем уровнях —
уровнях холодильной установки и холодильного
предприятия — были посвящены доклады,
представленные Калининградским высшим
инженерным морским училищем.
В докладах Л. И. Константинова, Л. Г.
Мельниченко, А. И. Ейдеюса и Е. Б. Тадулева
рассмотрены различные аспекты комплексной
оптимизации стационарных и судовых холодильных
установок на основе математического
моделирования и использования численных методов
решения оптимизационных задач на разных
уровнях. Приведены результаты оптимизации
холодильника Лиепайского рыбокомбината,
доведенные до практических проектных решений,
дающих существенный экономический эффект, и
показаны пути оптимизации судовых холодильных
установок.
Значительное внимание на конференции было
уделено вопросам совершенствования и
исследования охлаждающих систем применительно
к стационарным холодильникам и охлаждаемым
помещениям судов-рефрижераторов.
В. А. Загорученко и В. В. Стефанович на
основании теоретических и экспериментальных
исследований повышения эффективности систем
охлаждения рефрижераторных трюмов дали
рекомендации по улучшению энергетических и
аэродинамических характеристик охлаждающих систем.
Процессы изменения температур воздуха и
мороженой рыбы при ее погрузке на
транспортные рефрижераторы рассмотрел в своем докладе
А И. Ейдеюс (КВИМУ). На основании
математического моделирования процессов и
экспериментального материала разработаны методы
анализа работы судовых холодильных установок.
В докладах, представленных Кишиневским
политехническим институтом, приведены
результаты оптимизации режимов работы холодильно-
вентиляционного оборудования в камерах для
хранения фруктов (Е. Ф. Балан, Е. Я. Файн-
зильберг) и применения нового способа
организации воздухораспределения в камерах
холодильной обработки мяса в среде, перенасыщенной
влагой (Е. Я. Файнзильберг, И. М. Жикул)
Полученные экспериментальные рекомендации
позволяют выявить рациональные режимы
эксплуатации холодильных установок при
минимальных колебаниях температур и обеспечить
наименьшие потери массы при хранении
продуктов растительного и животного происхождения.
Из работ, связанных с совершенствованием
конструирования и эксплуатации холодильных
установок, следует отметить доклад Л. И.
Константинова и Л. Г Мельниченко «Новые
методы испытаний судовых холодильных установок
с применением математического моделирования»,
в котором изложены основы метода испытаний,
позволяющего значительно снизить их
продолжительность, затраты на специальную сложную
аппаратуру и существенно повысить точность
получаемых результатов.
53

С. В. Коваленко и В. В. Москаленко
(Кишиневский политехнический институт) доложили
о результатах экспериментальных работ по
снижению сопротивления трения в системах
циркуляции хладоносителей путем добавки
полимерных присадок, что позволяет получить
существенное снижение энергозатрат на привод насосов
циркуляции хладоносителей с соответствующим
экономическим эффектом.
Л. И. Константинов, Л. Г. Мельниченко и
Ю. Н. Сластихин (КВИМУ) ознакомили с
новыми экспериментальными данными по
исследованию процессов образования снеговой шубы
при низких температурах воздуха (— 15-г
-. 20° С), которые позволяют получить
уточнения физической и математической моделей
образования снеговой шубы применительно к условиям
низкотемпературных охлаждающих систем.
В докладе А. П. Меркулова, В. В.
Бирюка, И. В. Елынкина, В. 3. Савченко
(Куйбышевский авиационный институт) изложены мето-
ИЮБРЕТЕНИЯ
A1) 920335 B1) 2832331/25-06 B2) 16.10.79
3 E1) F 25 В 49/00; G 05 D 23/19 E3)
621.556.6 G2) И. Н. Минин, Б. А. Ким,
Ю. М. Кочетов
E4) E7) СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ ГРУППОЙ
ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН, преимущественно
компрессионного типа, содержащая
формирователь команд, связанный с датчиком
температуры хладагента и блоком выбора режимов, и
управляющие устройства для холодильных машин,
каждое из которых включает последовательно
соединенные блок управления и блок защиты с
датчиками, отличающаяся тем, что, с целью
повышения надежности, каждое управляющее
устройство дополнительно содержит две цепочки
в виде датчика уровня схемы И и блока
управления насосом, в первой цепочке —
испарителя, а во второй — конденсатора, а также
блок задержки отключения насоса испарителя
и третью схему И, входы которой
подключены к формирователю команд и блокам
управления насосами испарителя и конденсатора, а
выход подключен к блоку управления, причем
вторые входы первой и второй схем. И
подключены к формирователю команд, входы блока
задержки отключения насоса испарителя
подключены к блоку защиты и блоку управления, а
выход подключен к блоку управления насосом
испарителя, выход которого и выход блока
управления насосом конденсатора подключены
к блоку защиты.
ды оперативного контроля датчиков
температуры термостатируемых объектов с помощью
специального прибора, использующего генератор
холода в виде вихревой трубы. Полученные
экспериментальные результаты показывают на
значительный экономический эффект, даваемый
предлагаемым прибором.
Вопрос оптимизации зарядки хладагентом
агрегатов бытовых холодильников рассмотрели в
своем докладе В. И. Дмитриев и В. Е. Писаренко
(Кишиневский политехнический институт).
Рекомендации, составленные по экспериментальным
данным, позволяют улучшить энергетические
показатели холодильного агрегата и могут быть
использованы при разработке новых бытовых
холодильников.
Конференция одобрила представленные
доклады, отметила их высокий теоретический
уровень, актуальность и практическую ценность
для народного хозяйства.
A1) 918726 B1) 2748660/23-06 B2) 26.01.80
3 E1) F 25 В 29/00; F 25 В 7/00; F 25
В 13/00 E3) 621.578 G2) В. А. Попов
E4) E7) ТЕПЛОНАСОСНАЯ КАСКАДНАЯ
УСТАНОВКА, содержащая компрессоры нижнего и
верхнего каскадов, в первый из которых
включен испаритель с рассольным аккумулятором,
связанным с потребителями холода, а во второй —
конденсатор-аккумулятор, связанный с
потребителями тепла, отличающаяся тем, что, с целью
повышения экономичности при хладо- и
теплоснабжении водяным паром жилых зданий,
конденсатор-аккумулятор выполнен смесительного
типа и заполнен веществом с высокой
температурой плавления, преимущественно атропином,
а компрессор верхнего каскада выполнен
ротационного типа, работающим на парах воды.
A1) 918725 B1) 2947580/23-06 B2) 02.07.80
3 E1) F 25 В 21/00 E3) 621. 57 G2) В. М. Бро-
дянский, Ю. В. Синявский, Н. Д. Пашков G1)
Московский ордена Ленина и ордена Октябрьской
Революции энергетический институт
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая последовательно установленные энерго-
трансформирующие блоки и циркуляционный
канал для теплоносителя с нагнетателем,
отличающаяся тем, что, с целью повышения
термодинамической эффективности, каждый энерго-
трансформирующий блок снабжен двумя
тепловыми ключами, а циркуляционный канал
выполнен в виде замкнутого контура с линиями
прямого и обратного потоков, размещенными в
тепловом контакте с тепловыми ключами блоков^
54

ИНСТИТУТ!
ХОЛОДА
УДК [641.037:631.53.01.037] @83.132)
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ХРАНЕНИЮ
ОХЛАЖДЕННЫХ ПРОДУКТОВ*
СЕМЕНА
Семена при хранении в большом объеме или
чрезмерной сушке прорастают и подвергаются
порче инсектами и микроорганизмами.
Большие количества семян рекомендуется
хранить при низкой температуре с
вентилированием сухим воздухом. Холод предотвращает
прорастание семян в период хранения, в то же
время способствует их всхожести при посеве, а
также убивает личинки некоторых вредителей
или полностью подавляет их активность.
В процессе созревания семена некоторых
видов растений сильно обезвоживаются, поэтому
их надо сушить до определенной степени
влажности, чтобы они не утратили своей
жизнеспособности. Такие семена следует хранить
во влажной атмосфере.
Семена, не предназначенные для потребления
людьми или животными, рекомендуется хранить
при температуре 0ч-5°С и обрабатывать во
избежание поражения грибами и бактериями.
Многие виды семян, осушенных в
естественных условиях, сохраняются длительное время при
температуре окружающего воздуха.
Исследованиями установлено, что можно вдвое удлинить
период жизнеспособности семян, если уменьшить
их влажность на 2,5% или понизить
температуру хранения на 6°С.
Продукт
Какао-бобы
Кофе зеленый
Шоколад горький
Шоколад молочный
Пироги фруктовые (в
полиэтиленовых пакетах)
Маргарин
Оливковое масло
консервированное
Рис (влажностью до 13%)
Дрожжи сухие
Дрожжи свежие
Дрожжи прессованные
Температура,
° С '
0-н2
— l-f-0
0
0
0
0
5
1
ниже 4
—1+-0
4,5
Относительная
влажность
воздуха, %
70—75
70—75
40—45
40—45
70—75
—
—
—
60—70
80—85
Практический срок хранения
мес.
6—12
3—6
6—9
4—6
2
—
до 14
—
6
1
нед.
4
макс. 12
год
2—3

Примечания
СССР
США
* Conditions recom man dees pour la
conservation des produits perissables a l'etat refrigere.
IIF, Paris, 1979.
Окончание. Начало см. «Холодильная тех- Материал подготовил И. М. ГИНДЛИН
ника», 1981, № 7, 12; 1982, № 4, 7, 9. ВНИКТИхолодпром
Семена, выдерживающие сушку без
ухудшения качества, можно хранить при
температуре от 0 до —20°С и ниже.
Международный совет по генетическим
ресурсам растений рекомендует длительное хранение
семян проводить в герметичных контейнерах при
температуре — 18°С или ниже, после того как
влажность семян доведена до 5%.
Недавние исследования показали, что хрупкие
семена могут длительное время не терять
способности к прорастанию, если их хранить в жидком
азоте или подвергнуть сублимационной сушке.
Холодильная обработка при 0-г-5°С многих
видов семян, находящихся в состоянии покоя,
во влажной среде в течение нескольких
недель или месяцев (в зависимости от вида
семян) стимулирует их дальнейшее прорастание.
Воздействие низких температур на сухие
семена удлиняет период покоя.
Твердые семена не прорастают, так как они
непроницаемы для воды. Обработка их
жидким азотом часто дает эффективные результаты.
РАЗНЫЕ ПРОДУКТЫ
Ниже приведена таблица температурно-влаж-
ностных режимов и сроков хранения для
некоторых видов жиров, растительных и других
продуктов, качество которых может быть сохранено
при соблюдении указанных в таблице условий.
* * *
Данной статьей редакция заканчивает
публикацию «Рекомендаций по хранению
охлажденных продуктов», разработанных в 1979 г.
рабочей группой МИХ с участием советских
специалистов.
В Рекомендациях отражено современное
состояние мировой технологии холодильного
хранения мясных, молочных, рыбных и
растительных продуктов.
Рекомендации могут представить интерес для
наших специалистов, работающих в
промышленности, научных и проектных организациях,
учебных заведениях.
55

новости
ИНОСТРАННОЙ
ТЕХНИКИ
УДК 621.514.52
ОДНОРОТОРНЫЕ ВИНТОВЫЕ
КОМПРЕССОРЫ
Канд. техн. наук В. А. ПРОНИН, канд. техн.
наук В. И. ПЕКАРЕВ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Развитие основных отраслей народного
хозяйства требует увеличения мощностей установок
для компримирования воздуха и различных
газов.
Тенденции мирового развития компрессоро-
строения показывают, что эта задача может
быть успешно решена при условии широкого
применения винтовых компрессионных машин
(ВКМ).
Благодаря малой металлоемкости,
компактности, полной уравновешенности рабочих органов
и надежности в работе винтовые
компрессоры находят все более широкое
распространение в холодильных и криогенных установках,
а также системах кондиционирования воздуха.
Общеизвестны двухроторные винтовые
компрессоры, история развития которых исчисляется
уже несколькими десятилетиями. Принцип
действия этих компрессоров, теория и методики
их расчета достаточно хорошо разработаны.
Основные тенденции усовершенствования двух-
роторных ВКМ состоят в разработке наиболее
экономичных профилей винтов, что, в свою
очередь, призвано улучшить энергетические
характеристики этих машин.
В последние годы на мировом рынке
появился новый вид винтовых компрессоров — одно-
роторный винтовой компрессор. Оригинальная
конструкция и принцип действия однороторной
ВКМ показаны на рисунке.
Компрессор состоит из винта-ротора /, двух
отсекателей 2 и литого корпуса 5.
Ротор имеет выходной конец 8, служащий
для привода ВКМ, и конический скос 3 для
всасывания газа. В цилиндрической части
корпуса 6 выполнены торцовые прорези 9 для ввода
в рабочую часть компрессора отсекателей 2 и
нагнетательные окна 7.
Материалы, из которых изготовлены
винт-ротор и отсекатели, подобраны таким образом,
чтобы свести коэффициент трения между ними к
минимуму.
При работе компрессора газ из всасывающей
камеры 4 поступает через торцовые прорези 9
ротора в винтовые полости, которые поочередно
изолируются от камеры всасывания зубьями
отсекателей при вращении ротора. После
отсечки заканчивается процесс всасывания и
начинается процесс объемного сжатия. К моменту
окончания сжатия газ поступает к окну нагнетания
7, а затем в- нагнетательный патрубок. Сжатие
происходит параллельно в двух
противоположных винтовых полостях, что позволяет
уравновесить радиальные силы, действующие на винт-
Конструкция и принцип действия однороторной
винтовой компрессионной машины:
/ — винт-ротор; 2 — отсекатель; 3 — конический скос;
4 — всасывающая камера; 5 — литой корпус компрессора;
6 — корпус ротора; 7 — нагнетательное окно; 8 — выходной
конец ротора; 9 — торцовые прорези
ротор. Осевые силы уравновешиваются давлением
всасывания в полости между корпусом и
торцом винта со стороны нагнетания. Благодаря
конструктивным особенностям однороторные
винтовые компрессоры по сравнению с двухротор-
ными имеют следующие преимущества:
уравновешенность радиальных и осевых сил,
что позволяет увеличить срок службы
коренных подшипников в 5—6 раз;
меньшую металлоемкость — 20 кг/(м3/мин);
более низкую температуру нагнетания;
пониженный уровень шума — на 10—15 дБ;
более простые конструкцию и технологию
изготовления;
меньшие затраты на изготовление и
эксплуатацию.
Однако было бы неверным отрицать и
недостатки, создающие сложность в подборе
антифрикционной пары материалов винта и
отсекателей, обеспечивающих надежную работу ВКМ;
выборе оптимальных зазоров в рабочей части
ВКМ, а также профиля винта и в
обеспечении надежного регулирования
производительности компрессора в широком диапазоне.
Следовательно, необходимо провести большой
объем научно-исследовательских и
опытно-конструкторских работ, которые позволят четко
определить области применения однороторных ВКМ
и существенно улучшить их энергетические
показатели и надежность.
В настоящее время к массовому
производству однороторных винтовых компрессоров
приступил ряд зарубежных фирм, в том числе
«Грассо» (Голландия) и «Холл-Термотанк» (Анг-
56

Таблица 1
Холодопроизводительность, кВт
одноступенчатого компрессора (tQ = —10° С,
/К = 25°С)
на R22
на R717
бустер-компрессора (/0 = —40° С, /к = — 10° С)
на R22
на R717
Эффективная мощность, кВт
одноступенчатого компрессора {t0 = —10° С,
/К = 25°С)
на R22
на R717
бустер-компрессора (/0 = —40° С, /к = —10° С)
на R22
на R717
Теоретическая объемная производительность при
л = 2950 об/мин, м3/ч
Максимальное давление нагнетания, кПа
Максимальная температура нагнетания, ° С
Наружный диаметр винта, мм
Масса компрессора, кг
М
MS I024
555
560
.205
165
114
115
45
40
800
2150
90
240
300
арка компрессора фирмы «Грассо»
М51027
840
845
310
250
175
175
69
61
1200
2150
90
275
380
MS 1030
1095
1100
405
330
232
232
92
82
1600
2150
90
300
600
MS1034
1665
1675
615
500
361
363
142
128
2400
2150
90
345
750
Таблица 2
Холодопроизводительность, кВт (/0 = — 10°С,
/к =35° С)
на R22
на R717
Эффективная мощность, кВт (/0 = —10°С, /к =
= 35° С)
на R22
на R717
Теоретическая объемная производительность
при л = 2950 об/мин, м3/ч
Наружный диаметр винта, мм
Масса компрессора, кг
Марка
HS24
540
585
158
162
865
245
375
компрессора фи
HS28
790
855
231
236
1260
380
495
рмы сХолл-Термотанк»
HS3!
1060
1150
310
317
1690
310
615
HS35
1545
1675
452
462
2470
350
795
лия) .специализирующиеся в основном на выпуске
этих компрессоров. Они разработали и
серийно выпускают по четыре типоразмера ВКМ,
основные технические характеристики которых
представлены в табл. 1 и 2.
Сравнение двухроторного винтового
компрессора SRM и однороторного винтового
компрессора с равными теоретическими производитель-
ностями A250 м3/ч) показало, что последний
имеет более высокий КПД.
Список использованной литературы.
1. Проспекты фирмы «Грассо». Одноротор-
ные винтовые компрессоры.
2. Проспекты фирмы «Холл-Термотанк
продаете лтд». Однороторные винтовые
компрессоры.
3. Landberg A., Glenvall R. —
International J. of Refrigeration, 1979, № 4.

СПРАВОЧНЫЙ
ОТДЕЛ
УДК 621.564.25:536.7.001.24
УРАВНЕНИЕ СОСТОЯНИЯ И
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА ХЛАДАГЕНТА RC318
Д-р техн. наук А. В. КЛЕЦКИЙ
Ленинградский технологический институт
холодильной промышленности
Хладагент RC318 (перфторциклобутан) лерс-
пективен в качестве рабочего вещества в
турбокомпрессорных установках,
предназначенных в основном для кондиционирования
воздуха, а также в пароэжекторных
холодильных машинах и тепловых насосах. Он
используется в нескольких водоопреснительных
зарубежных установках и в отечественной
опытно-промышленной установке, работающей в
Мелитополе.
Таблицы термодинамических свойств
хладагента RC318, рассчитанные в 1967 г. [3], не
отвечают современным требованиям. За
прошедшие 15 лет проведены новые
экспериментальные исследования термических, калорических и
акустических свойств RC318 в ряде учреждений
СССР (ОТИХП, ЛТИХП, НПО «Дальстандарт»,
МЭИ) и в ФРГ. Полученные результаты
значительно уточнили и расширили имеющуюся
информацию об этом хладагенте и побудили
автора разработать новые таблицы его
термодинамических свойств.
Термическая поверхность хладагента RC318 в
широкой области параметров состояния от
идеального газа до кривой плавления условно
разделена критической изохорой на две зоны,
для которых составлены взаимосогласованные
уравнения состояния, обеспечивающие плавный
переход через линию раздела и точное
соблюдение четырех критических условий.
Уравнение состояния для области
сверхкритических плотностей имеет вид:
Ш Si
p = ps + T 2 La^l-TJTY A-q/q )/. A)
i = I / - 0 ' v
где '
a1D = 55,36402; an =—57,9363114; a12 =
= 16,1317771;
a13 = —112,149289; a14 = —5,59741816; a15 =
= — 16,446083;
a20 = 6,73328067; a21 = —196,140466; a22 =
= 364,165842;
a23 = 3l0,715607; a3D = 9,15753714; a3l =
= 304,022665;
a32 = —1001,48689; -a33 = —506,234225; a4D =
= —83,4372363;
a41 = —53,227523; a42 = 670,48945; a50 =a5,/2 =
= a52= 103,696426.
В этом и во всех последующих
уравнениях давление р выражено в 105 Па,
температура Г — в 102К (по МПТШ — 68),
плотность q — в 103 кг/м3. Критические
параметры RC318 приняты равными:
7V =3,8837 • 102 К; рк, =27,78 • 105 Па;
QKp =0,616 • 103 КГ/М3.
Входящие в уравнение A) температура и
давление насыщения описаны следующими
уравнениями:
7
7>Гкр+.2 ^(I-q'/Qkp)'. B)
где А3 =0,661856; Л4'=0,38936;
Аъ = 0,022673; Л6 = —0,1060134;
Л7 = —0,037239;
q' — плотность кипящей жидкости;
т1п-^=51A-т)+Б2A-т),'5 +
+ Я3A-тJ-5+В4A-тL + ?5A-тL-5, C)
где т= Т/Т ; Я, =—7,74; ?2 = 1,84234;
В3 = — 3f,42520; ?4 = 6,55811;
Я5 = —11,15111.
При определении коэффициентов уравнения
B) за основу принят экспериментально
обоснованный ряд значений удельных объемов кипящей
жидкости [3], только в области низких
температур была проведена небольшая коррекция,
учитывающая результаты измерений [1]. При поиске
коэффициентов уравнения C), кроме
опытных данных [3, 5, 6], учитывали по методике
[2] информацию о теплоемкости кипящей
жидкости. Вычисленная по уравнению C)
температура кипения хладагента RC318 при нормальном
атмосферном давлении равна —5,99° С.
Полученное в работе уравнение состояния
для области докритических плотностей может
быть представлено в вириалыюй форме:
т S/ {-
?—=1+2 2 6,-Л, D)
qRT i==i / = o ' tJ
где Ьол =6,43347872; 602 = —8,25470463;
603 = — 25,8873121; Ь0А = 96,284509;
b05 = — 68,4276423; 6,, =—31,6085023;
6,2 =62,9825113; 613 =9,33914032;
Ьп = — 219,349001; Ь,ъ = 160,947847;
Ь2Л =63,6042564; &22 = —143,358669;
623 = 123,872957; Ь2Л = 116,348954;
Ь2Ъ = — 92,5202048; Ьгл =—67,333663;
632= 131,65469; 633 = —158,945356;
Ьгл =5,90865222; ЬАЛ =33,5185766;
642 = —41, 9261022; 643 = 52,4190368;
&51= —6,57458448.
Газовая постоянная хладагента RC318 R =
= 41,5656 Дж/(кг • К).
Среднеквадратичные расхождения а между
результатами экспериментальных исследований
р, v, Г-зависимости RC318 и расчетными
данными по уравнениям A) и D) приведены в
табл. I. Относительные отклонения в отдельных
точках вычисляли по формуле
бр = (Роп— Ррасч)/"'
где нормирующая величина п равна 0,01р или
0,0 1q (dp/dQ)T соответственно для области
докритических и сверхкритических плотностей.
Для описания температурной зависимости
изобарной теплоемкости с°р в идеальногазовом
состоянии использовано рекомендованное
ранее [3] уравнение:
з
4-2 0,7», E)
/ = о
где cQ =0,121; ^ =0,2903;
с2 = —0,025327; с3 = 0,00077191.
58

Таблица 1
Бамбах
Доуслин
Мартин
Клецкий
Геллер и
Доуслин
Мартин
Геллер и
Авторы
и др.
др.
и др.
др.
Год
Интервал
температур. К
Интервал
давлений,
105 Па
Интервал
плотностей,
кг/м3
Область докритических плотностей
1956
1959
1962
1967
1975
255—392
373—623
317—486
328—457
393—423
0,24—29
16—155
4—67
7—41
27—37
2—430
150—600
34—533
66—312
300—380
Область сверхкритических плотностей
1959
1962
1975
388—623
387—479
233—548
28—400
28—131
3—590
700—1400
700—890
670—1730
Число
опытных
точек
46
79
23
11
8
64
12
197
о. %
1,08
0,28
0,55
0,086
0,14
0,19
0,30
0,098
Таблица 2
t,
•с
—40
—38
—36
—34
—32
— 30
-28
— 26
—24
— 22
— 20
— 18
— 16
— 14
-12
— 10
—8
—6
—4
—2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40
42
44
46
48
50
52
54
10*Па
0,19200
0,21528
0,24080
0,26871
0,29919
0,33240
0,36852
0,40772
0,45018
0,49611
0,54569
0,59914
0,65665
0,71845
0,78475
0,85577
0,93174
1,0129
1,0995
1,1918
1,2899
1,3943
1,5051
1,6225
1,7469
1,8786 -
2,0177
2,1647
2,3197
2,4830
2,6550
2,8359
3,0261
3,2258
3,4353
3,6550
3,8851
4,1260
4,3781
4,6415
4,9167
5,2040
5,5038
5,8163
6,1420
6,4811
6,8340
7,2012
о".
кг/м3
2,010
2,238
2,485
2,754
3,046
3,361
3,702
4,070
4,466
4,892
5,350
5,840
6,366
6,928
7,528
8,169
8,851
9,578
10,35
11,17
12,04
12,97
13,95
14,98
16,08
17,24
18,46
19,76
21,12 -
! 22,56
24,07
25,67
27,35
29,11
30,97
32,93
34,98
37,14
39,41
41,79
44,29
46,91
49,66
52,56
55,59
58,78
62,12
65,64
о'.
кг/м3
1734
1727
1719
1712
1705
1698
1691
1684
1677
1670
1663
1656
1649
1642
1635
1628
1621
1614
1607
1600
1593
1586
1579
1572
1564
1557
1550
1542
1535
1527
1520
1512
1504
1496
1488
1480
1472
1464
1455
1447
1438
1429
1420
• < 1411
1402
1393
1383
1373
Я",
кДж/кг
587,34
588,64
589,94
591,25
592,56
593,88
595,19
596,52
597,84
599,17
600,50
601,84
603,17
604,51
605,85
607,19
608,53
609,88
611,22
612,57
613,91
615,26
616,60
617,95
619,29
620,63
621,97
623,31
624,65
625,98
627,31
628,64
629,97
631,29
632,61
633,92
635,23
636,53
637,83
639,13
640,41
641,69
642,96
644,23
645,49
646,74
647,97
649,20
Н',
кДж/кг
458,74
.460,75
462,77
464,80
466,82
468,85
470,89
472,93
474,98
477,03
479,09
481,15
483,22
485,29
487,38
489,46
491,56
493,66
495,76
497,88
500,00
502,12
504,26
506,40
508,55
510,71
512,87
515,04
517,22
519,41
521,61
523,81
526,02
528,25
530,48
532,71
534,96
537,22
539,49
541,76
544,05
546,35
548,65
550,97
553,30
555,64
558,00
560,36
г.
кДж/кг
128,60
127,88
127,17
126,45
125,74
125,02
124,30
123,58
122,86
122,14
121,41
120,69
119,95
119,22
118,47
117,73
116,98
116,22
115,46
114,69
113,92
113,13
112,34
111,55
110,74
109,92
109,10
108,27
107,42
106,57
105,71
104,83
103,94
103,04
102,13
1 101,21
100,27
99,31
98,35
97,36
96,36
95,35
94,31
93,26
92,18
91,09
89,98
88,84 .
s"'
кДж/кг
1,3887
1,3895
1,3905
1,3915
1,3926
1,3937
1,3949
1,3962
Г.3975
1,3989
1,4003
1,4018
1,4034
1,4049
1,4066
1,4082
1,4099
1,4117
1,4134
1,4152
1,4171
1,4189
1,4208
1,4227
1,4247
1,4266
1,4286
1,4306
1,4326
1,4346
1,4366
1,4387
1,4407
1,4428
1,4449
1,4469
1,4490
1,4511
1,4532
1,4552
1,4573
1,4594
1,4614
1,4635
1,4655
1,4676
1,4696
1,4716
s',
кДж /кг
0,8371
0,8457
0,8542
0,8627
0,8711
0,8795
0,8879
0,8961
0,9044
0,9126
0,9207
0,9288
0,9369
0,9449
0,9529
0,9608
0,9687
0,9766
0,9845
0,9923
1,0000
1,0078
1,0155
1,0231
1,0308
1,0384
1,0460
1,0535
1,0611
1,0686
1,0761
1,0835
1,0909
1,0983
1,1057
1,1131
1,1204
1,1277
1,1350
! 1,1423
1,1496
1,1568
1,1641
1,1713
1,1785
1,1857
1,1929
1,2000
59

продолжение
/,
°с
5C
58 j
60
62 |
64
66 1
68 !
70
72 1
74 !
76 |
78
80
82
84
86
88
90
92
94
96
98
100
102
104
106
108
ПО
112
114
115,22
Р>
10й Па
7,5829
7,9796
8,3916
8,8193
9,2632
9,7236 ,
10,201 I
10,696 |
11,208
11,739
12,288
12,857
13,445
14,054
14,683
15,334
16,007
16,702
17,420
18,163
18,930
19,722
20,541
21,387
22,262
23,166
24,102
25,071
26,075
27,119
27,780
е" ,
кг/.м3
69,33 1
73,20
77,28 1
81,36
86,07 1
90,81
95,80 1
101,1
106,6 |
112,5 I
118,7 |
125,3 !
132,2 '
139,6
147,5
155,9
164,9
174,5
184,9S
196,2
208,4
221,8
236,5
253,0
271,5
292,8
317,9
348,7
389,2
453,5
616,0
Q'.
кг/м3
" Гзёз
1353
1343
1332
1322
1311
1299 j
1287 |
1276
1263
1251
1238 !
1224
1210
1196
1181
1165
1149
1132
1114
1095
1075
1053
1030
1005
976,9
945,1
907,6
860,2
788,4
616,0
Н",
кДж/кг
650,42
651,63
652,83
654,01
655,18 |
656,33
657,47 1
658,59 I
659,69
660,77
661,83
662,86 1
663,87
664,84
665,79
666,69
667,56
668,38
669,15
669,86
670,49
671,05
671,51
671,85
672,04
672,04
671,78
671,13
669,82
666,96
657,74
//',
кДж/кг
562,74
565,14
567,54
569,97
572,40
574,86
57?,33 |
579,82 j
582,33
584,86
587,41
589,98 1
592,59
595,21
597,8E
600,55
603,27
606,03
608,83
611,68
614,59
617,56
620,60
623,73
626,97
630,35
633,91
637,76
642,10
647,63
657,74
г,
кДж/кг
87,68
86,49 ,
85,28
84,04 !
82,77 j
81,47
80,14 j
78,77 I
77,36
75,91
74,42
72,88
71,29
69,64
67,93
66,14
64,29
62,35
60,31
58,17
55,91
53,49
50,91
48,12
45,07
41,69
37,86
33,37
27,72
19,33
! 0,00
s",
кДж/кг
1,4736
1,4756
1,4775
1,4794
1,4813
1,4832
1,4850 ,
1,4869
1,3886
1,4903
1,4920
1,4936 !
1,4952
1,4967
1,4981
1,4994
1,5007
1,5018
1,5028
1,5037
1,5044
1,5049
1,5052
1,5052
1,5048
1,5039
1,5024
1,5000
1,4959
1,4878
1,4637
s'.
кДж/кг
1,2072
1,2144
1,2215
1,2287
1,2358
1,2430
1,2501
1,2573
1,2645
1,2717
1,2789
1,2861
1,2933
1,3006
1,3079
1,3153
1,3227
1,3301
1,3376
1,3452
1,3529
1,3608
1,3687
1,3769
1,3853
1,3940
1,4031
1,4129
1,4239
1,4379
1,4637
Таблица 3
/, °с
—40
—30
—20
— 10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
м/с
100,4
101,8
102,9
103,7
104,2
104,2
103,7
102,8
101,3
99,1
96,1
92,3
87,3
80,9
72,8
62,2
w'
м/с
679,2
649,0
616,0
580,9
544,2
506,2
467,1
427,2
386,6
345,4
303,6
261,3
218,5
175,0
130,2
82,4
КРПа
0,1893
0,3254
0,5296
0,8212
1,221
1,750
2,426
3,268
4,291
5,506
6,921
8,542
10,37
12,40
14,64
17,06
кДж/
(кг. К)
0,683
0,704
0,725
0,746
0,768
0,791
0,816
0,843
0,874
0,911
0,957
1,016
1,103
1,249
1,577
3,155
кДж/
(кг- К)
1,006
1,017
1,029
1,044
1,061
1,079
1,099
1,121
1,146
1,176
1,213
1,263
1,337
1,458
1,720
2,918
четными данными по другим уравнениям
состояния.
Сравнение опытных данных [6] по
теплоемкости кипящей жидкости и результатов
измерений ЛТИХП A976 г) с расчетом показало,
что ни в одной опытной точке расхождения
не превышаю^ соответственно 0,8 и 1,2%.
Расчетные значения изобарной теплоемкости
жидкого RC3J8 совпадают с экспериментальными [4]
в подавляющем большинстве точек
(отклонения меньше 1%). Отметим, что разброс
отдельных опытных точек [4) относительно осред-
60
Сравнение вычисленных по нему значений
Ср с расчетными данными Мартина [7] и
результатами прецизионных измерений Мейзи [8]
показало, что расхождения не превышают 0,07%
Термодинамические свойства хладагента
RC318 в диапазоне температур от —40 до
350° С и давлений до 60 МПа рассчитаны с
помощью представленных выше уравнений и
обычно используемых для таких расчетов
формул. Свойства RC318 на линии насыщения
приведены в табл 2 и 3 (обозначения величин
общепринятые). Энтальпия и энтропия
насыщенной жидкости при 0° С выбраны соответственно
равными 500 кДж/кг и 1 кДж/(кг • К)
Результаты расчета калорических и
акустических свойств RC318 хорошо согласуются с
большинством экспериментальных данных Так,
максимальные расхождения между измеренными
Мейзи [8] и расчетными значениями
изобарной теплоемкости газообразного RC318 на
изотермах 10, 50 и 90° С соответственно равны
0,12, 0,25 и 0,18%, т е незначительно
превосходят указанную автором погрешность
измерений Расчетное значение теплоты
парообразования отличается на 0,13% от осредненного
по результатам трех измерений, проведенных
Фурукавой с соавторами [6] при —11,91°С
Расхождения между расчетными значениями
изохорной теплоемкости газообразного RC318
и опытными данными [10] в большинстве точек
не превышают 1 — 1,5%, что меньше
погрешности измерений по оценке Неверса и Мартина.
Только в шести точках при околокритических
температурах отклонения достигают 3 7%
Заметим, что в этих точках такой же или
больший уровень расхождений зафиксирован с рас-

няющих кривых достигает 0,5—0,7%.
Вычисленные значения скорости звука в кипящей
жидкости RC318 совпадают с экспериментальными
[9] с погрешностью, не превышающей 1,4%
Список использованной литературы
I Геллер В. 3., П о р и ч ан с к и й Е. Г., Р
сума нов В. К. Термические свойства жидкого
фреона-С318. — В кн.: Теплофизические
свойства веществ и материалов. М., 1975,
вып. 8, с. 71—78.
2. Клецки й А. В. О термодинамическом
согласовании разнородных опытных данных. —
В кн.: Машины и аппараты холодильной,
криогенной техники и кондиционирования
воздуха. Л., 1980, 181 с.
3. Клецки й А. В. Термодинамические
свойства фреона-С318. — Холодильная техника,
. 1967, № 4, с. 21—24.
4. Комплексное исследование теплофизичес-
ких свойств фреона-С318 / П. М. Кесселы
ман, Е. Г Поричанский, В. К. Романов и др.—
В кн.. Теплофизические свойства веществ и
материалов. М., 1977, вып. 11, с. 4—10.
5. D о u s 1 i n R. R., М о о г е R. Т., W a d d i n *
gton G.—J. Phys. Chem., 1959, Vol. 63»
№11.
6. F u г u k a w a G. Т., М с С о s k e у R. E.,
Reilly M. L. — J Res. NBS, 1954, Vol. 52,
№ 1
7 Martin J. J. — J Chem. Eng. Data, 1962,
Vol. 7, № 1.
8. Masi J. F. — J Amer. Chem. Soc, 1953,
Vol. 75, p. 5082.
9. Meyer K. J. — Kaltetechnik — Klimati-
sferung, 1969, Bd. 21, № 9.
lO.Nevers N. D., Martin J. J. —
A.I.Ch.E.J., 1960, Vol. 6, № 1.
ИЮБРЕТЕНИЯ
A1) 918714 B1) 2973818/23-06 B2) 20.08.80
3 E1) F 25 В 1/02; В 63 J 2/02 E3)
621.574 G2) А. Я. Звиняцкий, А. А. Босов,
Л. Г. Барановский
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая контур циркуляции хладагента и
установленные в нем компрессор, конденсатор с
магистралью охлаждающей воды, снабженной
насосом, и испаритель с линией хладоносителя,
снабженной насосом и расширительным бачком,
причем электродвигатели компрессора и обоих
насосов снабжены пусковым устройством,
отличающаяся тем, что, с целью использования
холодильной установки для ускоренных испытаний
холодильного оборудования судна, имеющего
электроэнергетическую систему, магистраль
охлаждающей воды и линия хладоносителя снабжены
съемными гибкими шлангами, а сама холодильная
установка размещена на подвижной платформе,
и ее пусковое устройство подключено к
электроэнергетической системе судна.
A1) 918728 B1) 2967054/23-06 B2) 01.08.80
3 E1) F 25 В 29/00; F 25 В 15/06 E3)
621.575 G2) А. И. Богданов, В. Г. Горшков,
А. В. Попов, Б. И. Псахис, В. К. Шитов G1)
Сибирский филиал Научно-производственного
объединения по техническому обслуживанию и
энерготехнологическому оборудованию
предприятий химической промышленности «Техэнергохим-
пром»
E4) E7) АБСОРБЦИОННАЯ БРОМИСТОЛИ-
ТИЕВАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА,
содержащая контур циркуляции раствора, в котором
установлены генератор,
теплообменник-регенератор, абсорбер с рециркуляционной линией и
насос, контур циркуляции хладагента,
включающий конденсатор воздушного охлаждения,
подключенный к паровому пространству генератора,
и испаритель, паровой объем которого подсоеди-
нен к абсорберу, и аппарат воздушного
охлаждения, к которому подключен охлаждающий
объект, подсоединенный также к испарителю и
конденсатору, отличающаяся тем, уто, с целью
повышения экономичности путем обеспечения
работы установки в холодное время года в
режиме повышающего или понижающего
термотрансформатора, она дополнительно содержит
потребитель тепла и подключенный к генератору и
испарителю источник тепла низкого
потенциала, а также два закольцованных с
потребителем тепла теплообменника, последовательно
включенных в рециркуляционную линию
абсорбера и параллельно подсоединенных
соответственно к конденсатору и аппарату воздушного
охлаждения.
A1) 918712 B1) 2601451/23-06 B2) 21.04.78
3 E1) F 25 В 1/02 E3) 621.574.9 G2) В. И.
Орлов, В. П. Латышев, С. И, Волошина, П. М.. Ша-
шерин, Н. А. Ушаков, Н. А. . Шумилова G1)
Проектно-конструкторско-технологическое бюро
по вагонам МПС СССР и Всесоюзный
научно-исследовательский институт холодильной
промышленности.
E4) E7) ХОЛОДИЛЬНАЯ МАШИНА, содержа
щая включенные в циркуляционный контур
хладагента компрессор с основной и
вспомогательной линиями всасывания и линией
нагнетания, конденсатор, теплообменник,
переохладитель, к которому подсоединена вспомогательная
линия всасывания, маслоотделитель с
патрубком отвода масла, испаритель и дроссельные
вентили, отличающаяся тем, что, с целью
повышения эффективности работы в широком
диапазоне температур кипения хладагента в
испарителе, например, от +5 до —70°С,
вспомогательная линия всасывания подключена к картеру
компрессора и дополнительно — к выходу из
теплообменника, подсоединенного на входе к
патрубку отвода масла из маслоотделителя, причем
последний расположен в контуре между
переохладителем и испарителем.
61.

A1) 920334 B1) 2791233/23-06 B2) 09.07.79
3 E1) F 25 В 45/00 E3) 621.56 G2)
С. П.. Фридштанд, В. М. Караваев, М. Е. Мауэр-
ман
E4) E7) 1. УСТАНОВКА ДЛЯ ЗАПРАВКИ
ХЛАДАГЕНТОМ СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ,
содержащая укрепленный на подвижном
основании баллон с хладагентом, снабженный
вентилем и манометром для контроля давления при
заправке, подключенную к баллону через
регулирующий вентиль магистраль с заправочным
штуцером, к которой подсоединена система вакууми-
рования, и магистраль сброса остатков
хладагента после заправки с вентилем сброса,
также подключенную к заправочной магистрали
через запорные вентили в двух точках до и
после регулирующего вентиля, отличающаяся тем,
что, с целью сокращения времени заправки,
установка дополнительно содержит
гидравлический насос, установленный на магистрали
сброса между запорными вентилями.
2. Установка по п. 1, отличающаяся тем, что
подвижное основание выполнено в виде
опорной стойки, на которой при помощи
горизонтальной оси поворотно установлен ложемент с
основанием и хомутами для фиксации на нем
баллона.
A1) 918713 B1) 2725148/23-06 B2) 14.02.79
3 E1) F 25 В1/02 E3) 621.574 G2) В. К.
Калюжный, Е. П. Волков G1) Донецкий институт
советской торговли
E4) E7) СПОСОБ РАБОТЫ
КОМПРЕССИОННОЙ УСТАНОВКИ путем заполнения
компрессора парами хладагента, их сжатия,
раздельной конденсации основного потока пара и
вспомогательного потока, отводимого из мертвого
пространства компрессора, дросселирования,
смешения полученных потоков конденсата и его
последующего испарения при низком давлении,
отличающийся тем, что, с целью повышения
экономичности, заполнение компрессора
осуществляют в две стадии, а дросселирование
основного потока ведут двухкратно, причем второй раз
вместе со вспомогательным потоком,
конденсацию которого осуществляют путем его
смешения с основным потоком после первого
дросселирования, а образующиеся при этом пары
хладагента отсасывают в процессе второй стадии
заполнения компрессора.
A1) 918721 B1) 2747669/23-06 B2) 06.04.79
3 E1) F 25 В 15/02 E3) 621. 575 G2)
Г. Н. Калугин, В. И. Алешин, Л. С. Симо-
нян, Л. И. Троянов, Л. Т. Караганов, А. А. Хор-
цев G1) Краснодарский политехнический
институт
E4) E7) АБСОРБЦИОННАЯ
ХОЛОДИЛЬНАЯ УСТАНОВКА, содержащая испаритель с
линией отвода паров хладагента, абсорбер с
устройством для перекачивания крепкого раствора,
водяной переохладитель с трубопроводом отвода
слабого раствора и теплообменник-регенератор с
магистралью подачи крепкого раствора,
отличающаяся тем, что, с целью снижения
металлоемкости, абсорбер с устройством для
перекачивания крепкого раствора выполнен в виде
винтового компрессора, всасывающая сторона которого
подключена к линии отвода паров хладагента от
испарителя и трубопроводу отвода слабого
раствора от водяного переохладителя, а
нагнетательная — к магистрали подачи крепкого раствора
к теплообменнику-регенератору.
A1) 918701 B1) 2973999/29-06 B2) 15.08.80
3 E1) F 24 F 11/06 E3) 697.94 G2) Б. А. Ким,
Л. Д. Кочетков, Ю. В. Бобров G1)
Специальное конструкторское бюро «Титан»
E4), E7) УСТРОЙСТВО
КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ ВОЗДУХА, содержащее калорифер,
подключенный к источнику тепла трубопроводом
с регулирующим клапаном, камеру орошения,
сообщенную с источником холода и
снабженную обводным каналом с воздушным клапаном,
а также исполнительные механизмы
регулирующего и воздушного клапанов с конечными
выключателями, соединенные через преобразователи
с соответствующими датчиками температуры,
отличающееся тем, что, с целью повышения его
экономичности, устройство дополнительно
содержит формирователь сигналов, соединенный
входами с преобразователями датчиков
температуры и конечными выключателями исполнительных
механизмов регулирующего и воздушного
клапанов, а источники тепла и холода снабжены
исполнительными механизмами, подключенными
к выходам формирователя сигналов.
A1) 918727 B1) 2961413/23-06 B2) 24.07.80
3 E1) F 25 В 29/00; F 25 В 11/00// F 01 К
25/10 E3) 621.574 G2) В. И. Гриценко,
Ю. Д. Терентьев, А. В. Приходченко, А. А. Грей-
лих, А. А. Ариас G1) Омский политехнический
институт
E4) E7) ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ УСТАНОВКА
ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ТЕПЛА И ТВЕРДОЙ
ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА, содержащая газовый
контур, в котором последовательно установлены
генератор продуктов сгорания, включающий
компрессор, камеру сгорания и газовую турбину,
экономайзер, влагоотделитель, регенератор, тур-
бодетандер, установленный на одном валу с
турбонагнетателем, отделитель твердой двуокиси
углерода и теплообменник, отличающаяся тем, что,
с целью повышения эксплуатационной
надежности, выходы теплообменника и экономайзера
соединены трубопроводом, снабженным
регулирующим органом, а на выходах турбонагнетателя
и экономайзера установлены противопомпажные
клапаны.
• 62

РЕФЕРАТЫ
УДК 621.565.001.375
Еще раз об оптимизации холодильных
установок. КУРЫЛЕВ Е. С, ОНОСОВСКИЙ В. В.,
БАХАРЕВ И. Н. «Холодильная техника», 1982,
№ 10.
Дан сравнительный анализ двух методов
оптимизации — технико-экономического и
термоэкономического. Показано преимущество последнего,
заключающееся в возможности одновременно
учитывать термодинамические и экономические
показатели.
Список литературы — 10 названий.
УДК 621.57.041-213.4
Выбор рациональной схемы размещения
агрегата в торговом холодильном оборудовании.
ШАВРА В. М., ГОПИН С. Р. «Холодильная
техника», 1982, № 10.
Дан анализ конструкции машинного отделения
ТХО со встроенным агрегатом. По
результатам испытаний показано, что рациональная
компоновка машинного отделения ТХО позволяет
повысить эффективность его работы и снизить
расход электроэнергии на 8—10%. Приведены
рекомендации по выбору конструкции машинного
отделения.
Таблица 1. Иллюстраций 2. Список
литературы — 4 названия.
УДК 628.84:621.57.04.1-213.3.001.5
Проверка работы бытовых кондиционеров.
ГУСЕЙНОВ А. А., АРУТЮНОВ Э. Р.,
КУЛИЕВ Г. М. «Холодильная техника», 1982, № 9.
Выявлено, что причиной некоторого снижения
производительности по холоду кондиционеров
БК-1500 и БК-2500 является уменьшение
объемной производительности установленных в них
герметичных ротационных компрессоров
ФГрВ-1,75 и ФГрВ-2,8. Исследование влияния
частоты вращения ротора и зазора между
ротором и цилиндром показало, что последний
наиболее заметно влияет на производительность
компрессора. Установлены причины изменения
этого зазора компрессоров.
Таблиц 2. Иллюстрация 1. Список литературы —
\ 2 названия.
УДК 725.355:692.53:536.24.001.24
Определение оптимального сопротивления
теплопередаче необогреваемых полов холодильников.
ФАЙНШТЕЙН В. А. «Холодильная техника»,
1982, № 9.
Предложена методика расчета оптимального
сопротивления теплопередаче необогреваемых
полов холодильников в зависимости от
теплопроводности и стоимости теплоизоляционных
материалов, укладываемых в конструкции полов, а также
среднегодовой температуры и гидрогеологических
характеристик грунта основания. Приведена
удобная при практических расчетах формула для
его определения.
Иллюстраций 2. Список литературы — 3
названия.
УДК 628.84.001.24
Определение случайной тепловой нагрузки
кондиционируемого помещения. СОТНИКОВ А. Г.
«Холодильная техника», 1982, № 10.
Обосновывается случайный характер тепловой
нагрузки для кондиционируемых и
вентилируемых объектов. Показано, что распределение
нагрузки в соответствии с центральной
предельной теоремой теории вероятностей является
ассимптотически нормальным. Предложено
выражение для определения относительного
превышения температуры воздуха в помещении в
зависимости от величины расчетной тепловой
нагрузки. Изложена методика определения
расчетной тепловой нагрузки при её стохастическом
изменении и постоянстве. Приведены примеры
расчёта. Методика может быть использована при
выборе расчётной тепловой нагрузки и
расчётных воздухо- и холодопроизводительности систем
кондиционирования воздуха и вентиляции.
Иллюстрация 1.
УДК 664.8/ 9-032.2.001.24
Активность воды в продуктах с пониженной
влажностью. КАМОВНИКОВ Б. П.,
БРАЖНИКОВ А. М., АНТИПОВ А. В., ГРУДЗИН-
СКИЙ В. В. «Холодильная техника», 1982, № 10.
Предложен метод расчета активности воды и
энергии связи по данным, полученным при
технологическом процессе Консервирования. Метод
основан на квазистационарном представлений
процесса консервирования. Результаты расчетов
по предложенному методу могут быть
использованы при построении модели качества
консервированных продуктов, а также при решении
задач оптимизации технологических процессов
консервирования.
Иллюстрация 1. Список использованной
литературы — 2 названия.
УДК [621.564.25 + 621.564.31] @84.21)
Диаграмма R12 — растворы NaCl для
расчета кристаллогидратных опреснительных
установок. СМИРНОВ Л. Ф„ БАКУМ Э. А., ДЯЧЕН-
КО В. К. «Холодильная техника», 1982, № 10.
Приведены данные по фазовому равновесию в
системах газ R12 — газовый
гидрат—растворы NaCl околоэвтектической концентрации и газ
R12 — газовый гидрат—насыщенный раствор
NaCl — солевой гидрат NaCl • 2Н20.
Рассчитаны тепловые эффекты фазовых
превращений и состав гидратов при образовании их
из растворов доэвтектической и эвтектической
концентраций.
Таблица 1 Иллюстраций 3. Список
литературы — 9 названий.
УДК 628.84
Переносной кондиционер. МАХМУДОВ М. Д.
«Холодильная техника», 1982, № 10.
Описана конструкция и приведена техническая
характеристика переносного кондиционера с
вихревой трубой, предназначенного преимущественно
для кратковременного пользования.
Иллюстраций 3.
63

УДК 621.57.041
Электродинамический компрессор для парокомп-
рессионных холодильных машин и дроссельных
рефрижераторов. ГЛИКСОН А. Л., ЛАВРЕН-
ЧЕНКО Г. К., ТРОФИМОВ Н. П., ШНАЙД И. М.,
БЕРОШВИЛИ А. И. «Холодильная техника»,
1982, № 10.
Изложены основы метода расчета
электродинамических компрессоров и проанализированы
основные расчётные соотношения. Предложены
конструкция и материалы бессмазочной пары
трения — со щелевым уплотнением и линейным
подшипником качения. Представлены основные
характеристики разработанного компрессора и
рекомендации по снижению его массы и
повышению энергетической эффективности.
Таблица 1. Иллюстраций 4. Список
литературы — 10 названий.
УДК 621.565-68:644.62
Водонагревательная установка на базе
использования тепла перегрева. ПЛОШИХИН В. В.
«Холодильная техника», 1982, № 10.
Описана водонагревательная установка,
смонтированная на Евпаторийском хладокомбинате.
Безопасность работы установки обеспечивается
благодаря применению каскадной схемы передачи
тепла от горячих паров хладагента к воде,
поступающей в сеть горячего водоснабжения.
Использование водонагревательной установки
улучшает работу холодильной установки:
уменьшается тепловая нагрузка на конденсаторы,
снижается давление конденсации, улучшается
отделение смазочного масла от паров аммиака.
Годовой экономический эффект составляет
3 тыс. руб.
Иллюстраций 2.
УДК 621.564:536.7.001.24:681.142
Метод расчета термодинамических свойств
веществ на ЭВМ. КОЗЛОВ А. Д.,
КУЗНЕЦОВ В. М., МАМОНОВ Ю. В., РЫБАКОВ С. И.
«Холодильная техника», 1982, № 9.
Приведен алгоритм расчета термодинамических
свойств веществ, в том числе и хладагентов, в
жидком и газообразном состояниях при
произвольных сочетаниях аргументов на базе единого
уравнения состояния. Особо рассмотрен случай
вычисления аддитивных величин в двухфазной
области.
Иллюстраций 2. Список литературы — 4
названия.
УДК 621.564.25:536
Уравнение состояния и термодинамические
свойства хладагента RC318. КЛЕЦКИЙ А. В.
«Холодильная техника», 1982, № 9.
Приведены взаимосогласованные уравнения
состояния и таблицы термодинамических свойств
хладагента RC318 в состоянии насыщения.
Представлены результаты сравнения расчетных и опыт
ных данных. Таблиц 3. Список литературы
10 названий.
УДК 664.8/.9.037.002.2.024
Холодильная техника в индустриализации
производства готовых блюд, полуфабрикатов и
кулинарных изделий. ДРОНОВ Е. М.,
КОРЕНЕВ А. М., ТИХОМИРОВ В'. А., БЕЛОЗЕ-
РОВ Г. А., ЧЕРНЕНКО Е. Н., БАРБАЛЬ А. И.
«Холодильная техника», 1982, № 10,
Рассмотрены вопросы организации производства
охлажденных готовых блюд и полуфабрикатов
в сети общественного питания. Описан
экспериментальный стенд для изучения процесса
охлаждения готовых блюд и полуфабрикатов. Даны
рекомендации по выбору минимальной
температуры и скорости охлаждающего воздуха.
Получена эмпирическая зависимость, позволяющая
оценить продолжительность охлаждения
продуктов.
Иллюстраций 5. Список литературы — 6
названий.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: М. П. Кузьмин (главный редактор), Л. Д. Акимова (зам. главного редактора),
Н. Д. Абрамов, Е. М. Агарев, Л. Ф. Бондаренко, д-р техн. наук, проф. В. М. Бродянский, д-р техн. наук
А. В. Быков, И. М. Гиндлин, д-р техн. наук, проф. А. А. Гоголин, А. П. Еркин, И. М. Калнинь, д-р техн. наук,
проф. Э. И. Каухчешвили, В. Д. Леонов, А. П. Леонтьев, Г А. Новиков, д-р. техн. наук В. В. Оносовский,
д-р техн. наук, проф. И. И. Орехов, И. С. Остасевич, М. М. Позин, H. К. Плотников, Ю. Я. Сенягин,
А. Н. Сергиенко, В. М. Шавра
Технический редактор Н. Н. Зиновьева
Рукописи не возвращаются
Сдано в набор 18.08.82. Подписано в печать 20.09.82. T-18622 Формат 70x108 1/16. Высокая печать.
Объем 4.0 печ. л. Усл.-печ. л. 5,6. Усл. кр.-отт 6.13 Уч.-изд. л. 7,25 Тираж 10 990 экз. Заказ 2032
Адрес редакции: 125422, Москва. А-422, ул Костикова, 12
Телефон 216-77-00
Ордена Трудового Красного Знамени Чеховский полиграфический комбинат ВО «Союзполиграфпром»
Государственного комитета СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
142300. г Чехов Московской области
64